Excavation sous la dalle et mise en place des butons

Excavation sous la dalle et mise en place des butons

SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE DE LA CONSOLIDATION DES SOLS AUTOUR DES TUNNELS

INTRODUCTION

Ce chapitre a permis d’exposer une synthèse sur les principales approches théoriques de la consolidation des sols, et a l’étude des principaux aspects du comportement observé sur les sites de tunnels creusés dans l’argile, l’étude des déformations de sol lors d’un creusement de tunnels, dans ce sillage la distribution des contraintes et des pressions interstitielles et des tassements de consolidation du sol. Et à la description des techniques pour la modélisation des différentes phases du creusement par la méthode des éléments finis.

Phénomène de consolidation

Introduction

Tous les sols se déforment sous les charges qui leur sont appliquées, avec des amplitudes qui peuvent aller de quelques millimètres à quelques mètres. La prévision de ces déplacements est demandée par les nouvelles normes de calcul, pour vérifier qu’ils seront acceptables par les ouvrages à construire. L’amplitude des déformations du sol dépend de la nature et de l’état du sol et des charges appliquées. Ces charges sont limitées par les conditions de stabilité qu’il faut respecter lors de la conception des ouvrages. En pratique, les fondations superficielles de bâtiments sont construites sur des sols relativement résistants et subissent des déformations faibles, que l’on peut habituellement estimer par un calcul linéaire. Les déformations les plus importantes sont celles des massifs d’argiles molles saturées, qui peuvent durer pendant des périodes longues (quelques mois à quelques dizaines d’années). Dans ce cas, on utilise une loi de déformabilité non linéaire (semi-logarithmique) pour évaluer l’amplitude finale du tassement et des déformations horizontales, et l’évolution du tassement au cours du temps est analysée en tenant compte de l’effet de la perméabilité limitée du sol sur la vitesse de déformation (consolidation) et de la viscosité du sol (fluage).
La compressibilité du sol résulte de:
-la compression de l’aire qui remplit des vides .l’eau est supposée incompressible l’aire très compressible, provoquera un tassement quasiment instantané.
-l’évacuation de l’eau contenue dans les vides .c’est la consolidation primaire, elle produit le tassement le plus important : le sol subit une diminution de volume correspondant au volume d’eau expulsée (le sol est supposé saturé)
– la compression du squelette solide, c’est la consolidation secondaire, elle correspond au tassement des grains qui s’arrangent entre eux de façon à occuper un volume plus réduit. Il se produit un fluage du au déplacement des couches adsorbée.
La consolidation (ou consolidation primaire) d’un sol fin comme le phénomène conduisant à la dissipation des surpressions interstitielles et à la diminution du volume du sol au cours du temps sous les charges qui lui sont appliquées. L’application rapide d’une charge à la surface d’un massif ou d’une éprouvette de sol se traduit, à l’instant initial, par l’apparition de surpressions interstitielles (excès de pression par rapport à la distribution d’équilibre, généralement hydrostatique) dans la phase liquide du sol. S’il existe des possibilités de drainage aux limites du massif ou de l’éprouvette, il s’établit un écoulement
transitoire régi:

Bases théoriques de la consolidation des sols

Le formalisme théorique de la consolidation des sols est posé depuis plus de quatrevingts ans par la théorie unidimensionnelle de Terzaghi (1923) et le principe des contraintes effectives (Terzaghi, 1925). La généralisation de cette théorie s’est développée grâce notamment aux travaux de Rendulic (1936) et a la théorie tridimensionnelle de Biot (1941)
La consolidation, étant un phénomène couplant les deux aspects, mécanique et hydraulique, du comportement des massifs du sol, doit en toute rigueur être traité par une résolution simultanée des équations correspondantes.
Le phénomène de consolidation est totalement décrit si l’on écrit pour chacun des deux aspects du comportement du sol, une équation générale d’équilibre et une loi de comportement adaptée (figure II.1). La solution de ces équations ne dépend alors plus que des conditions aux limites du massif et des conditions de chargement imposées.
Du point de vue mécanique, l’équation d’équilibre, écrite en contraintes effectives, permet d’intégrer le rôle de la pression interstitielle dans l’équilibre mécanique de l’élément considéré. Cette équation est associée à une loi de comportement décrivant les déformations du squelette en fonction de la variation de contrainte qu’il subit, et combinée avec les conditions aux limites et les conditions initiales du domaine étudié, pour aboutir au système d’équations qui permet de décrire l’aspect mécanique du phénomène de consolidation.
Pour l’aspect hydraulique, c’est l’équation de conservation de la masse d’eau qui régit l’équilibre hydraulique du milieu. L’écoulement est décrit par la loi de Darcy, qui relie la vitesse de déplacement de l’eau interstitielle à l’intérieure du sol au gradient de la charge hydraulique.
La loi de Darcy est utilisée avec l’équation de la conservation de la masse d’eau et les conditions aux limites et initiales du massif, pour décrire l’aspect hydraulique du phénomène de la consolidation.
Le traitement de la consolidation passe par une résolution simultanée du système d’équations relatives aux deux composantes mécaniques et hydrauliques de la réponse du milieu encaissant. Le couplage s’effectue principalement à travers les variables communes aux deux phénomènes, à savoir la pression interstitielle uw et la déformation volumique εv.
Par ailleurs, le couplage peut être approfondi en considérant l’évolution des paramètres caractéristiques du sol et du fluide interstitiel en fonction de l’évolution de l’état du sol. Dans ce cas deux domaines, deux types de relations sont aujourd’hui bien établis en mécanique des sols : la diminution de la perméabilité du sol avec celle de l’indice des vides, et la diminution de la compressibilité du fluide interstitiel avec l’accroissement de la pression qu’il subit.
Différentes relations entre la variation de la perméabilité du sol et celle de l’indice des vides ont été établies. L’une des premières relations présentée est celle de Lambe et Whitman (1969) cité par (Atwa, 1996), définie par corrélation de résultats expérimentaux pour différent types de sables.
Dans le cas des argiles, l’expérience montre que le logarithme du coefficient de perméabilité k vari proportionnellement à l’indice des vides e (Poskitt, 1969)cité par (Atwa, 1996), La relation reliant « k » à « e » peut se mettre sous la forme : Log (k/kr) = (e-er)/ck Où kr et er désignent la perméabilité de référence et l’indice des vides correspondant, et ck une constante du sol.
Les résultats expérimentaux de Magnan et al. (1983) vérifient cette relation. A titre d’exemple, des expériences effectuées sur l’argile molle de Cubzac-les-ponts (France) ont donnés les valeurs de ck variant entre 0.4 et 0.9 et un rapport ck/cc compris entre 0.55 et 0.85 (cc est l’indice de compression oedométrique).
Par ailleurs, la prise en compte de la compressibilité du fluide aw associée à la pression qu’il subit uw améliore la précision du couplage (Dang et Magnan, 1977). En effet, l’hypothèse d’un sol saturé est une idéalisation théorique ; un faible pourcentage d’air existe dans tout type de sol, notamment dans les sols argileux : de plus, l’eau n’est pas un matériau tout à fait incompressible.
Des relations entre aw et uw ont été publiées par Hilf (1948), Skempton et Bishop (1954), Chang et Duncan (1983), qui ont utilisé les lois de Boyle et de Henri pour définir la compressibilité du mélange eau-air en fonction des pressions interstitielles appliquées. Dang et Magnan (1977) ont établi un abaque définissant la compressibilité du fluide aw en fonction de la pression uw et du degré de saturation Sr (figure II.2).
Dans le domaine du comportement des argiles, une avancée considérable a été accomplie par les chercheurs de l’université de Cambridge qui ont introduit un modèle mathématique pouvant décrire le comportement élastoplastique des sols argileux et les variations de volume dues aux contraintes de cisaillement : Le modèle Cam-Clay (Roscoe et Burland, 1968) cité par (Atwa, Leca et Magnan, 2000) a décrit les caractéristiques de 27 modèles élastoplastiques développés entre quelques solutions analytiques de la théorie de la consolidation pour des cas à géométrie simple (Mandel, 1953; Cryer, 1963 ; Schiffman et al., 1969) cité par (Atwa, Leca et Magnan, 2000), des difficultés importantes sont généralement rencontrées dans la recherche d’une solution précise à la majorité des applications de l’ingénieur. C’est notamment pour cette raison que la recherche tend à se diriger vers les méthodes numériques, qui sont mieux adaptées au traitement des problèmes non linéaires. Apres une certaine période, où la méthode des différences finies a été largement appliquée pour résoudre les problèmes de consolidation unidimensionnels, la méthode des éléments finis a rapidement émergé comme la mieux adaptée aux problèmes bi- et tridimensionnels.
D’un autre coté, le développement des modèles a été accompagné d’une importante activité expérimentale, à la fois en laboratoire pour étudier le comportement rhéologique du sol ses paramètres caractéristiques et in situ pour analyser le comportement et valider les modèles de calculs numériques.
Les laboratoires des ponts et chaussées (LCPC) ont notamment contribué à cette évolution. De 1970 à nos jours, ils ont mené un vaste programme de recherche suivant trois axes principaux : l’étude expérimentale, l’analyse théorique et la modélisation numérique.
Dans le domaine expérimental, divers travaux ont été menés d’une part sur des éprouvettes d’argile naturelle en laboratoire (Magnan et al. Magnan et Piyal, 1986, Khemissa et al, 1993, et d’autre part, sur des ouvrages en vraie grandeur pour étudier le comportement réel des sols en place et analyser les moyens adaptés à l’exploitation de tels essais
Des travaux récents ont été consacrés à l’étude du comportement de remblais sur sol mous renforcés par une nappe de géotextile (Quaresma, 1992 cité par Atwa et Magnan, 1996), et à l’effet de l’élargissement des remblais par modélisation expérimentale en centrifugeuse (Akou, 1995).
Ce programme de recherche a été accompagné de travaux théoriques (Magnan et Dufour, 1976 ; Magnan et Deroy, 1980) et de nombreux développements numériques (Magnan et al, 1982a ; Mouratidis et Magnan, 1983 ; Magnan, 1983 ; Magnan, 1986 ; Lepidas et Magnan, 1990 ; entres autres).
Depuis la fin des années 1980, on observe peu d’évolution dans la recherche sur le traitement de la consolidation des sols : l’intérêt s’est surtout porté sur l’amélioration des algorithmes de calcul et la résolution de certains problèmes numériques.
L’intérêt s’est aussi porté sur le calcul de la consolidation en grandes déformations et sur l’intégration des phénomènes de viscosité dans les modèles de comportement des argiles (Magnan, 1987).
Par ailleurs, il semble que l’on soit entré dans une période de « consolidation » des connaissances, où l’on s’intéresse principalement à la validation des concepts déjà établis pour le calcul d’ouvrages réels instrumentés et à la comparaison des résultats de calculs avec les mesures effectuées in situ pendant et après la construction des ouvrages.
Duncan (1994) a présenté un récent état des connaissances basé sur une revue de plus de cent travaux, plus de 50% traitent les déformations des sols en présence d’eau par analyses couplées en consolidation, notamment en présence de sols fins.
Par ailleurs, l’utilisation des modèles non linéaires pour représenter l’évolution des déformations des sols argileux dues aux variations de contraintes subies est aujourd’hui bien établie (Dysli, 1984 ; Magnan et Duncan, 1994). Les modèles existants dans la littérature peuvent être classés selon trois grandes familles :
Les modèles à base élastoplastique intégrant la viscosité, tel que le modèle de Sekigushi-Ohta (1977) et le modèle de Oka et al, (1986).
L’analyse des travaux cités par Duncan (1994), pour la modélisation de consolidation autour d’ouvrages géotechniques construits dans des argiles, montre que les modèles Cam-Clay et Cam-Clay modifié sont toujours de nos jours les plus utilisés (tableau II.1). Cela provient sans doute de la facilité de leur application et du nombre réduit des paramètres qu’ils comportent. De plus, ces paramètres sont facilement identifiables à partir de quelques essais classiques de mécanique des sols (essais oedométrique et triaxiaux).
D’un autre coté, on peut constater l’émergence des modèles élastoplastiques, qui permettent la prise en compte du fluage du sol parallèlement au phénomène de consolidation.
L’un des modèles les plus utilisés est sans doute celui de Sekigushi et Ohta (1977), qui a fait l’objet de nombreuses applications à différents types d’ouvrages géotechniques (tableau II.1).

Mouvements de sol lors du creusement d’un tunnel

L’excavation provoque un changement de l’état des contraintes et des déformations autour de l’ouvrage souterrain. Ces déformations en profondeur se transmettent vers la surface, avec une amplitude et un décalage dans le temps dépendant des conditions géotechniques, géométriques et technologiques du projet (AFTES, 1995).
L’AFTES (1995) distingue 4 sources de mouvements du massif de sol lors de l’excavation d’un tunnel au tunnelier :
– les mouvements en avant et au droit du front d’excavation,
– les mouvements le long du bouclier,
– les mouvements à l’extraction de la jupe,
– les mouvements dus à l’ovalisation du revêtement de l’ouvrage.
L’évolution du déplacement dans le sol à court et à long terme lors du creusement a été reliée aux caractéristiques du terrain creusé, aux paramètres du tunnelier et à son fonctionnement.( Rim Boubou, 2010)

Les déplacements verticaux du sol

La Figure II.3 montre l’évolution des déformations dans le sol avec l’avancement du tunnelier.

Les déplacements horizontaux dans le sol

Les déplacements horizontaux se produisent dans le massif de sol pendant le creusement du tunnel dans les deux directions: transversale et longitudinale cité par Rim Boubou, 2010).Ces déplacements peuvent être identifiés par des mesures inclinométriques.
L’amplitude et la direction de ces déplacements dépendent essentiellement du type de sol. Les Figures II.4, II.5 et II.6 présentent les déplacements horizontaux pour trois phases de creusement dans des alluvions très perméables par la technique du tunnelier à pression de boue. (Métro de Lyon, Chapeau & al. (1987). Les mesures ont été effectuées tous les 0,5m à partir de l’inclinaison d’un tubage vertical scellé au terrain. La Figure II.7 montre le déplacement avant le passage du front de taille, on constate que la déformation est très faible, cependant on remarque une déformation latérale d’un millimètre vers l’extérieur au droit du tunnel. Le déplacement du terrain en dessous du tunnel est quasi-zéro. Après le passage du front (Figure II.8) on remarque le mouvement du sol dans le tube I.3 vers l’extérieur dans la coupe transversale qui correspond à 8 mm de déplacement au niveau du tunnel et à 4 mm dans la coupe longitudinale vers l’avant. Ce phénomène est lié au bétonnage du tunnel. Dans le tube I.1 le même effet apparaît plus tard. La Figure II.9 présente les déplacements pour la phase suivante qui correspond au bétonnage du tunnel en arrière de la jupe. On observe un mouvement vers l’extérieur et vers l’avant dans les deux tubes, en effet, le bétonnage sous pression sollicite le terrain en compression radiale, de la même manière que le ferait un essai pressiométrique horizontal. Les déplacements horizontaux du sol sont asymétriques, on constate que les mouvements dans le sol sont toujours du type compression. (Dolzhenko N, 2002).

Consolidation du sol autour des tunnels – Observations in situ

L’excavation d’une galerie au sein d’un massif de sol provoque un changement de l’état des contraintes et des déformations autour de l’ouvrage souterrain. Ces changements sont observés depuis de nombreuses décennies, et ont été, à l’heure d’aujourd’hui, largement étudiés, La réponse d’un massif de sol au creusement d’un tunnel dépend essentiellement de la nature du sol et de la technique de creusement. La construction par excavation provoque un changement de l’état de contraintes et de déformations du massif et induit des mouvements dans le sol et des tassements en surface. Le diagramme sur la Figure II.9 présente la réponse du sol lors de sollicitation du massif :

Table des matières

Avant –propos
Résume, abstract
ملخص
Liste des figures
Liste des tableaux
Liste des notations
Introduction générale
Chapitre I : PROJET DU TUNNEL EN GENIE CIVIL : ELEMENTS DE BASES
I.1Introduction
I-2 Historique Des Tunneliers
I.3 Techniques de creusement
I.3.1 Abattage à l’explosif
I.3.2Principaux types de tunneliers
I.4 Creusement à pleine et demi-section
I.4.1 Méthode à pleine section
I.4.2 Méthode de la demi-section
I.5. Exemple sur les ouvrages souterrains en Algérie
I.5.1 Le métro d’Alger
I.5.1.1 Historique
I.5.2 Tunnel sous OUED EL HARRACH
I. 5.2.1Présentation de l’ouvrage
I.5.2.2.Implantation de l’ouvrage
I. 5.2.3 Géométries et dimensions de l’ouvrage
I. 5.2.4 Objectif de l’ouvrage
I. 5.3 résultats des essais géotechniques
I. 5.3.1. Sondages et forages
I. 5.3.2. Résultats des essais au pénétromètre SPT
I. 5.3.3. Résultats des essais Pressiométrique MENARD
I. 5.3.4 Résultats des essais de pénétration statique CPT
I. 5.3.5 Perméabilités
I. 5.3.6. Résultats des essais au laboratoire
I. 6 Conclusion
CHAPITRE II : SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE DE LA CONSOLIDATION DES SOLS AUTOUR DES TUNNELS
II. 1 Inroduction
II. 2 Phénomène de consolidation
II. 2.1 Introduction
II. 2.2 Bases théoriques de la consolidation des sols
II. 3 Mouvements de sol lors du creusement d’un tunnel
II. 3 .1 Les déplacements verticaux du sol
II. 3 .2 Les déplacements horizontaux dans le sol
II.4 Consolidation du sol autour des tunnels – Observations in situ
II.4.1 La distribution des contraintes et des pressions interstitielles dans le sol lors d’un creusement
II.4.2 Exemple de tassement du métro d’Alger
II.5 Modélisation du creusement de tunnels par la méthode des éléments finis
II.5.1. Modélisation tridimensionnelle
II.5.2 Modélisation bidimensionnelle
II.5.3 Simulation d’une éventuelle pression interne au tunnel
II.5.4 Simulation du remplissage du vide annulaire
II.6 Cuvette de tassement
II.7 Approches par couplage hydromécanique en consolidation
II. 8 Conclusion
CHAPITRE III : PRATIQUE SUR LE CODE PLAXIS
III.1 Introduction
III.2 Les options par défaut et les solutions approchées
III.3 Les modèle de comportements utilisés dans PLAXIS
III.3.1 Introduction
III.3.2 Contraintes totales, effectives et pressions interstitielles
III.3.3 Comportement élasto-plastique
III.3.4 Modèle élastique linéaire
III.3.5 Modèle de Mohr-Coulomb
III.3.6 Modèle de sol avec écrouissage (Hardening Soil Model, HSM)
III.3.7 Modèle pour sols mous (Soft Soil Model, SSM)
III.3.8 Modèle pour sols « mous » avec effet du temps (Soft Soil Creep Model, SSCM)
III.4 Le programme d’entrée de données (Imput)
III.4.1 Le programme de calcul (Calculations)
III.4.2 Le programme de résultats (Output)
III.4.3 Le programme courbe (Curves)
III.5 Conclusion
CHAPITRE IV : MODELISATION NUMERIQUE D’UN TUNNEL SOUS OUED EL HARRACH
IV.1 introduction
IV.2 les données géotechniques et les caractéristiques des matériaux
IV.3methode de construction a ciel ouvert
IV. 3.1 tranchée ouverte
IV. 3. 2 tranchées couvertes
IV. 3. 3. Types de structures
IV. 3. 4. Les types de fouilles
IV.3.4.1. Fouille talutée ouverte
IV.3.4.2 Fouille blindée couverte
IV.3.4.3Paroi moulée
IV.3.4.4 Parois préfabriquées
IV.3.4.5 Parois berlinoises
Aucune entrée de table des matières n’a été trouvée.
IV.3.4.6 Parois à grande inertie
IV.3.5 Rideaux de palplanches
IV.3.5.1 Avantages et inconvénient
IV.3.5.2 Mise en oeuvre des palplanches
IV.4 différentes phases et procédures d’excavation de notre tronçon
IV.4. 1 Introduction
V.4.2. PHASE I : Déviation de l’Oued et mise en place du soutènement provisoire Section I
V.4.3 PHASE II
V.4.3.1. Réalisation des deux murs de parois moulées – Section I
V.4.3.2 Injection rigides et consolidation du terrain par la technique du Jet-Grouting
V.4.4.PHASE III : Bétonnage de la dalle de couverture
V.4.5 PHASE IV : Démontage de l’étayages et remblayage entre les palplanches
V.4.6 PHASE V: Tirage des palplanches et excavation du remblai « Section I »
V.4.7. Phase VI : Excavation sous la dalle et mise en place des butons
V.5.8 Phase VII: Excavation jusqu’au niveau -12.20m (niveau du radier)
V.4.9. Phase VIII: Coulage du radier et retrait des butons
V.4.10. Phase XI: Coulage des murs intérieurs
IV.5 Hypothèses et géométries
IV.5.1 La géométrie du modèle
IV.5.2. Génération du maillage
IV.5.2. Condition initiales
IV.5.3 Conditions hydrauliques
IV.5.4 Contraintes initiales
IV.6. Phasage
IV.7 Principaux résultats
IV.7.1 Déformation du maillage
IV.7.2 Déformation des éléments structuraux
IV.7.3. Récapitulatif des résultats (phase 5,11 et 12)
IV.8 Conclusion
CHAPITRE VI : ETUDE NUMERIQUE ET PARAMETRIQUE
V.1 Introduction
V.2 Etablissement d’un modèle de référence pour le cas du métro d’Alger
V.2.1 Hypothèses géométriques et géotechniques
V.2.2 Caractéristiques des matériaux
V.2.3 Génération du maillage
V.2.4 Conditions initiales
V.3 phasage de calculs
V.4 Les principaux résultats
V.4.1 -Cuvette de tassements
V.4.2.Evolution des contraintes totales, les contraintes effectives, les pressions interstitielles et les
surpressions interstitielles
V.4.2.1-Les contraintes totales
V.4.2.2-Les contraintes effectives
V.4.2.3-Pressions interstitielles
V.4.2.4 Surpressions interstitielles
V .5 Résultats de la phase 8
V.6 Résultats de la phase 21
V.7 Comparaison entre les deux phases
V.8 : Conclusion
Conclusion générale
ANNEX A
ANNEX B
ANNEX C
Références bibliographiques

Télécharger le rapport complet