This article was downloaded by: [Linnaeus University]On: 10 October 2014, At: 08:52Publisher: Taylor & FrancisInforma Ltd Registered in England and Wales Registered Number: 1072954Registered office: Mortimer House, 37-41 Mortimer Street, London W1T 3JH,UK

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Etude de la butée des terres enprésence d'écoulementAbdul-Hamid Soubra a , Richard Kastner b &Abdessamad Benmansour aa LERGEC, ENSAIS , 24, Bd de la victoire, F-67084,Strasbourg cedex E-mail:b URGC, INSA de Lyon , 20, avenue Albert Einstein,F-69621, Villeurbanne cedex E-mail:Published online: 04 Oct 2011.

To cite this article: Abdul-Hamid Soubra , Richard Kastner & Abdessamad Benmansour(1998) Etude de la butée des terres en présence d'écoulement, Revue Française deGénie Civil, 2:6, 691-707, DOI: 10.1080/12795119.1998.9692200

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Etude de la butee des terres en presence d'bcoulement

Abdul-Hamid Soubra * - Richard Kastner ** Abdessamad Benmansour *

* LERGEC, ENSAIS 24, Bd de la victoire, F-67084 Strusbourg cedex Ahum id. Soubra@ensais. u-strusbg. f r munsour@ligc. u-strusbg. f r ** URGC, INSA de Lyon 20, avenue Albert Einstein, F-6962 I Vilfeurbanne cedex Kustneragcu-geot. insu-ly on. f r

~- ~~ ~

K I ~ S ~ J M I ~ . Cet article traite des effets lie's 21 la mise hors d'eati d'excavations profondes. Une approche the'orique est propose'e pour e'valuer le risque de renard et la diminution de la biite'e lie'e 2 I'e'coulement. Le schema de calcul retenii est base' sur la me'thode cine'matique de la the'orie de l'analyse limite. Le nie'canisme de rupture adopt6 est de wpe rotationnel. I1 est constitue' d'un bloc rigide delimite' par une ligne de glissement en spirale logarithniiqtie d'angle 4. Les re'sultats ntrme'riques obtenus sont pre'sente's et disctite's. AB.S7'M(.I: This paper deals with the dewatering effects on deep excavations. A theoretical model is proposed to evaluate the risk due to the heaving phenomena and to compute the reduction of the passive earth pressures in the presence of seepage pow. The present calculation scheme is based on the upper-bound method of the limit analysis theory. The failure mechanism adopted is a rotational one. I t is bounded by a log-spiral slip surface. The numerical results obtained are presented and discussed. MoTs-u.L~ : pressions des terres, e'coulement, renard, e'qtrilibre limite. KlYY WON)S: earth pressure, seepage, piping and heaving, limit state design.

Revue franqaise de genie civil. Volume 2 - no 6/1998, pages 691 a 707

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1. Introduction

L’exCcution de travaux souterrains en site urbain conduit frkquemment B des excavations pCnCtrant profondement dans la nappe phrCatique au sein d’aquiferes de forte permtabilitC.

L’Ccoulement souterrain entre I’amont et I’aval du rideau, liC a la mise hors d’eau est susceptible de provoquer une instabilitk du fond de fouille : c’est le phhomkne gCnCralement dCnommC <c renard D. I1 convient donc de considCrer l’effet mCcanique de 1’Ccoulement induit par I’exhaure sur les poussCes et butCes des terres ainsi que sur la stabilitC du fond de fouille. Ces divers effets sont souvent soit mtconnus par les projeteurs, soit nCgligCs, soit pris en compte de manikre trbs approximative. Les phCnom2nes de rtduction de la pression passive et du soulbvement en masse d’un prisme de sol devant la fiche sont en fait Ctroitement IiCs.

Aprks avoir rappel6 les principales mtthodes de prCvision existantes, on prCsente une approche globale permettant d’Cvaluer la rCduction de la pression passive en prCsence d’bcoulement et de prCvoir le risque de renard.

2. Incidence mCcanique de 1’Ccoulement

Les rabattements de nappe h l’abri d’un Ccran Ctanche induisent un Ccoulement sensiblement vertical ascendant devant la fiche. Les forces d’Ccoulement likes B ce flux ascendant diminuent le poids apparent du sol : il s’ensuit une rCduction de la pression passive disponible devant la fiche. A la limite, ces forces peuvent provoquer des dCsordres couramment dCsignCs sous le terme de renard. En fait, ce terme peut recouvrir deux phknombnes distincts : la boulance et le soulbvement gCnCralist (Kastner [KAS 821).

-La boulance est un phCnombne de surface qui survient lorsque le gradient hydraulique vertical y atteint sa valeur critique. Ce phCnombne est souvent localis6 en raison de 1’hCtCrogCnCitC en permCabilitC. Se dCveloppant progressivement, il peut Etre combattu par diminution du rabattement ou mise en place d’une surcharge filtrante.

- Le soulkvement gCnCralisC est plus brutal : il concerne dans sa masse un prisme de sol devant la fiche susceptible de mettre en cause la stabilitC de I’Ccran de soutknement.

2.1. Pre‘vision du risque de renard

Terzaghi [TER 431 a introduit la notion de gradient critique i, = y ’ / y w conduisant, pour un Ccoulement unidirectionnel vertical, au soulkvement du sol, le poids dCjaugC des grains Ctant cornpens6 par les forces dues B I’Ccoulement.

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La boulance, phenombne de surface, eventuellement localisb, survient si, en un point du fond de fouille, le gradient hydraulique vertical atteint sa valeur critique. Cependant, les expbriences de Marsland [MAR 531 et Kastner [KAS 821 ont montre qu’i! pouvait y avoir soulbvement en bloc d’un prisme de sol devant la fiche, avant qu’il y ait boulance en surface. Divers auteurs ont examin6 ce problbme : Terzaghi [TER 431 propose de considbrer I’Cquilibre d’un prisme EFIJ de largeur Cgale h f/2 et de hauteur variable (Figure 1). Tout en negligeant les forces de cisaillement le long des faces verticales du prisme, i l considere I’Cquilibre de ce prisme soumis sur sa base une distribution de pression interstitielle de rksultante U. Faisant ensuite varier la hauteur du prisme, il retient le plus dCfavorable.

‘1 F

1

I u Figure 1. Schkma de rupture de Terzaghi. Terzaghi’s failure mechanism

Davidenkoff [DAV 541 propose simplement de comparer le gradient moyen iM calculk sur la hauteur de la fiche au gradient critique.

Mandel [MAN 511 traite ce problbme comme un problbme de force portante de fondation : aprbs avoir calculC les contraintes effectives externe et interne au pied de I’tcran, il considere le sol externe comme une charge de fondation. Cette approche qui neglige les contraintes de cisaillement sur les faces verticales des prismes en rupture, tant pour le sol externe que pour le sol interne apparait parfois bien trop pessimiste.

Enfin, Bazant [BAZ 631 prend en compte les frottements en considerant un prisme de rupture circulaire se developpant h partir du pied de I’bcran sous I’effet des forces d’ Ccoulement.

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La comparaison de ces diffkrentes approches dans le cas d’un Ccran fichi dans un milieu semi-infini fait apparaitre des Ccarts importants pouvant atteindre 75 % pour la charge d’eau provoquant la rupture [KAS 821.

2.2. Prise en compte du risque de renard et de la diminution de la pression passive

Les differentes mCthodes proposies dans la 1ittCrature reposent sur des hypothkses assez restrictives, notamment pour le choix du mCcanisme de rupture et la prise en compte de la rCsistance au cisaillement du sol. Par ailleurs, ces methodes ne prennent en compte que le r61e de coupure Ctanche des Ccrans, alors que ceux-ci ont frkquemment un r61e simultanC d’Ccran Ctanche et de soutknement. Dans ces conditions, la fiche est en appui sur le sol en fond de fouille et mobilise partiellement sa rksistance pour assurer I’bquilibre global du rideau de soutknement.

Enfin, les expkriences de Marsland confirmCes par celles de Kastner ont fait apparaitre des prismes de rupture dClimitCs par une courbe passant par le pied de I’Ccran, et non un prisme de rupture rectangulaire. Ces observations nous ont amen6

proposer un modkle de calcul de la butCe qui peut 6tre mobilisie devant un rideau de palplanches en prCsence d’un Ccoulement hydraulique.

3. Schema de calcul de la pression passive des terres en prCsence d’kcoulement

Le problkme de butCe en prCsence d’Ccoulement est envisage g r k e 2 I’Ctude de la stabilitC d’un volume du sol en rupture OAB situC 5 I’aval de la paroi (Figure 2). La rksultante P,, des pressions passives effectives agissant sur ce volume du sol est reprCsentCe par une seule force inclinCe d’un angle 6 (angle de frottement sol-paroi) par rapport a la normale a la paroi, et dont le point d’application est situC au tiers infkrieur de la fiche. Dans cette analyse, la force P,, est considCrCe comme un chargement extCrieur au volume du sol en glissement. D’autres analyses possibles consistent a considtrer un volume de sol dont la frontikre passe sous la paroi et dCbouche sur la surface libre en amont de l’ouvrage. Dans cette dernikre analyse, la force P,, est considCrCe comme un effort interne au systkme sol-paroi. Cependant, ce type de rupture n’est possible que lorsque l’ouvrage lui-m6me est trks fortement CtayC avec une fiche trbs courte. Ce cas ne correspond pas au problkme CtudiC car la butCe n’intervient pas dans la stabilitC de l’ouvrage.

Pour la prise en compte des forces d’Ccoulement dans 1’Ctude du problkme de butCe, deux approches equivalentes sont possibles : soit, on applique au poids dCjaugC du prisme de sol en rupture, des forces de volume proportionnelles en tout point aux gradients hydrauliques, soit on considkre le poids saturC de la masse de sol en rupture, soumise a la rCsultante des pressions interstitielles appliquCes sur son contour. Dans l’analyse prCsente, nous avons choisi d’utiliser la deuxikme approche (Figure 2).

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Figure 2. P r i m e de rupture en bute‘e. Passive failure wedge

3.1. HypothBses

Les hypothbses prises en compte dans cette Ctude sont : -1e sol considCrC dans la prtsente analyse est constituC d’un matCriau purement frottant de caractkristiques mCcaniques constantes, mais de propriCtCs hydrauliques variables. I1 est donc caractCrisC par son angle de frottement interne 4, son poids volumique saturC ysa, et ses coefficients de permCabilitC Ki oh Ki rephentent les coefficients de permtabilitC isotrope des diffkrentes couches. De telles configurations se rencontrent dans le cas des dCp8ts alluvionnaires sablo-graveleux qui se prCsentent souvent sous forme de strates plus ou moins sableuses. Si Ies proprietCs mecaniques de ces diffkrents horizons sont sensiblement constantes, leur permCabilitC peut &tre trbs fortement affectCe par des variations de granulomktrie ; -on considhe que le sol a une permtabilitk suffisamment ClevCe pour que sa consolidation soit quasi immCdiate. Les diformations du massif de sol peuvent donc &tre nCgligCes. L’Ccoulement pouvant dbs lors &re considCrC comme permanent, il n’y a pas d’incidence de la dCformation du milieu granulaire sur les pressions interstitielles.

3.2. Mtfthode utilise‘e

L’Ctude des problbmes de stabilitt par la thCorie de l’analyse limite (MCthodes cinCmatique et statique) a fait l’objet de nombreux travaux. On peut citer entre autres les travaux de [SAL 90, 931, [DEB 92, 931, [PAS 781, [BOT 801 et [SOU 92,97,98]. Dans ce travail, notre choix s’est port6 sur l’approche cintmatique de la thCorie de l’analyse limite. Cette mCthode consiste 21 choisir un micanisme de rupture cinkmatiquement admissible respectant les conditions aux limites en vitesse, et B tgaler la puissance des efforts extCrieurs B la puissance dissipCe [SAL 831. Le micanisme de rupture retenu dans la prksente analyse est dClimitC par une surface de glissement en spirale logarithmique. I1 correspond h la rotation d’un bloc rigide autour du foyer de la spirale logarithmique avec une vitesse angulaire h (Figure 3).

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Figure 3. Mkanisme de rupture. Failure mechanism

Le choix de ce mCcanisme est guidC par des Ctudes antkrieures. En effet, Soubra [SOU 891 et Soubra et al. [SOU 981 ont appliqut I’approche variationnelle B la mCthode du prisme de rupture. Cette approche a permis d’aboutir B la forme de la surface de rupture et 2 la distribution des contraintes normales effectives agissant le long de cette surface pour lesquelles les trois Cquations de 1’Cquilibre statique de la masse en glissement sont vCrifiCes et la charge de rupture correspondante est minimale. Ces auteurs ont montrC que la forme de la surface de rupture est une spirale logarithmique d’angle 4 et que la distribution des contraintes normales effectives agissant le long de la ligne de glissement n’est pas nkessaire au calcul de la charge de rupture : il suffit d’Ccrire 1’Cquation d’Cquilibre des moments de tous les efforts agissant sur le prisme de rupture par rapport au foyer de la spirale logarithmique pour calculer la charge de rupture. Enfin, ces auteurs ont montrC qu’il existe une Cquivalence entre la mCthode du prisme de rupture variationnelle et la mCthode cinCmatique de la theorie de l’analyse limite pour un mecanisme rotationnel dClimitC par une spirale logarithmique. Pour plus de dttail, le lecteur pourra se rCfCrer B d’autres publications (Soubra et al. [SOU 981). Cette mCthodologie a Cgalement CtC utiliste par plusieurs auteurs dans d’autres domaines de stabilitC en gkotechnique. On peut citer notamment les travaux de Baker et Garber [BAK 781 et ceux de Leshchinsky et al. [LES 8.51 dans 1’Ctude de la stabilitC des talus. Par ailleurs, ce micanisme rotationnel a Cgalement CtC utilisC par d’autres auteurs dans le cadre de la thCorie de l’analyse limite (Chen [CHE 7.51 ; Anthoine [ANT 901 ; De Buhan et al. [DEB 921) pour 1’Ctude de la stabilitC des pentes. Les rtsultats obtenus par ces auteurs montrent la pertinence du choix de ce micanisme de rupture.

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Coulomb (1 776)

3.3. Principe du calcul

11.77

Le principe du calcul de la butte adopte dans cet article est donc base sur I'Cquation du bilan CnergCtique du mecanisme de rupture adopt6 (Figure 3). L'equation du bilan inergktique, aprks avoir simplifik la vitesse angulaire A s'exprime :

w,,, (r, cos e, + x)+ pq sin S(r, cos e,) = pPe cos 6

ou MI et Mz reprksentent les moments, par rapport au centre de la spirale logarithmique, des pressions interstitielles agissant respectivement le long de la fiche et le long de la ligne de glissement.

L'Cquation ( 1 ) montre que P, est fonction des deux paramktres angulaires 00 et 8, dCcrivant le mCcanisme de rupture. La valeur du coefficient de butCe K,, (Kme = 2Pp,/y'fz) la plus critique est obtenue en minimisant ce coefficient par rapport aux deux paramktres angulaires e0 et el , . Un code de calcul a CtC developpe pour dCterminer les valeurs minimales du coefficient de butCe et les surfaces de rupture critiques correspondantes.

4. RCsultats numkriques

4.1. Bute'e en l'absence d'bcoulement

Nous presentons dans le tableau ( I ) , les resultats du coefficient de butCe obtenus par treize auteurs dans le cas ou I$ = 40" et 6 = 20".

Tableau 1. Valeurs du coefficient de bute'e propose'es par diffe'rents auteurs pour 4 = 40" et 6 = 20". Values of the passive earth pressure coefficient as proposed by different authors for 4 = 40" and 6= 20"

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- S1+= -1

4 (“1 Caquot et Kkrisel I Solution prksente 10 1.66 1.67

Ce couple (Q, 6) a etC retenu d’une part parce qu’il correspond h un cas frkquemment CtudiC, d’autre part parce qu’il fait apparaitre des divergences notables entre les diverses mCthodes, divergences qui sont gommCes lorsque $ et surtout 6 sont plus faibles. Nous avons retenu c o m e rCfCrence les tables de Caquot et KCrisel [cf. KCrisel et Absi, 19901. Si l’on examine maintenant les rksultats obtenus par les mCthodes de prisme de rupture, il apparait qu’ils sont assez dispersis : certains dCpassent les valeurs de Caquot et KCrisel par excbs (Coulomb) ; d’autres par dCfaut (Shields et Tolunay [SHI 731). Ceci est bien Cvidemment dQ i) aux hypothkses concernant le choix a priori de la forme de la ligne de glissement et de la distribution des contraintes normales le long de cette ligne et ii) au fait que cette catCgorie de mCthodes ne respecte pas toutes les Cquations de 1’Cquilibre statique global de la masse en glissement. La solution prCsente (K, = 9,81) est trbs proche de celle donnCe par les tables de Caquot et KCrisel, I’Ccart est de l’ordre de 2 %.

Afin de comparer nos rCsultats sur une plus grande gamme de couples ($, S), nous prCsentons dans la figure 4 et dam le tableau 2 les resultats donnCs par Caquot et KCrisel montrant la variation de K, en fonction de $ pour deux cas diffkrents du rapport 6/$ (6/$ = -1/3 ; -1). Nous prCsentons Cgalement les rCsultats obtenus par l’approche prCsente pour les mCmes cas.

Les courbes correspondant au cas oh 6/$ = -1/3 montrent que les rCsultats obtenus par la prCsente mCthode sont pratiquement identiques ii ceux obtenus par Caquot et KCrisel. Par contre, pour 6/$ = - 1 , les rksultats sont identiques pour les faibles valeurs de $, puis I’Ccart augmente au fur et ii mesure de I’augmentation de 4 : il atteint 10 % 2 $ = 40”. Ainsi, pour les valeurs que I’on rencontre couramment dans la pratique $ 5 40” ; S / $ 2 -2/3, I’Ccart maximum entre les valeurs de Caquot et KCrisel et celles de notre approche ne dCpasse pas 5 % et devient nkgligeable pour $ 5 35”.

S/+= -113 Caquot et Kkrisel I Solution prksente

1.52 1.51

Tableau 2. Valeurs du coeficient de bute‘e donne‘es p a r l’approche pre‘sente et p a r Caquot et Ke‘risel. Values o f the passive earth pressure coefficient as given by the present analysis and that of Caquot and KCrisel

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40

35

30

25

20

15

10

5

0

-*- Caquot et KCrisel

-&- MCthode variationnelle

/

10 15 20 25 30 35 40 45

$ (“1 Figure 4. Comparaison entre la solution prbsente et celle de Caquot et Ke‘risel. Comparison between the present solution and that of Caquot and KtriseI

4.2. Butke en prksence d’kcoulement

Les sols rCels Ctant souvent forternent anisotropes et hCtCroghes du point de vue de leur perrnCabilitC, nous nous sornmes intCressCs au cas d’un batardeau de largeur finie fichC dans un sol rnulticouche en ce qui concerne la permCabilitC (Figure 5).

Dans le cas gCnCral, la distribution des pressions interstitielles ne peut &tre obtenue analytiquement et nCcessite un traitement numCrique. Nous avons choisi d’utiliser la rnCthode des diffCrences finies pour la rCsolution de 1’Cquation de I’tcoulernent. Cette rnCthode a perrnis de donner la distribution des charges hydrauliques et des pressions interstitielles aux nceuds du rnaillage considbrk. Les conditions aux lirnites considCrCes dans cette Ctude sont donntes sur la figure 6, oh I’on fait I’hypothkse

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la

\\\\\\\\.\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\ 1 Figure 5. Cas d’un batardeau filant fiche‘ dans un sol multicouche. Case of a strip cofferdam in a multi layered soil medium

Les moments MI et M2 de I’Cquation (1) ont CtC dCterminCs numtriquement en utilisant la mCthode d’intkgration de Gauss. La dktermination des pressions interstitielles le long de la spirale logarithmique ainsi que le long de la fiche a CtC effectute a partir des pressions calculCes aux nceuds du maillage en utilisant une interpolation bilidaire.

Dans la suite de cet article, nous allons prisenter quelques rCsultats concernant la variation de la butCe en prCsence d’Ccoulement dans le cas d’un batardeau fichC dans un sol hCtCrogkne en ce qui concerne la permCabilit6. Tous les rCsultats qui suivent considkrent comme poids volumique saturC du sol : ysat = 20kN/m3 et concernent Ie cas d’une alimentation IatCrale situ6e L = 60m a partir du rideau.

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H

f

4 p = H + Z B I I

I

- 1 I

c p = H + Z I I I

I

I I

D

_- a?, a,

I

FI

I

$ = O I

- ............................. I

70 1

Z

V +

Figure 6. Conditions aux limites de l’tkoulement. Boundary conditions of the seepage flow

4.2.1. Batardeaufiche‘ duns un sol tricouche

A titre d’exemple, on examine le cas d’un sol tricouche, I’Ccran Ctant fichC a mi- hauteur dans la couche intermkdiaire. Le coefficient de permeabilitk des couches extremes est identique et est not6 K, , et celui de la couche intermediaire est not6 K2 (Figure 7).

Nous prksentons sur la figure 8 les rCsultats de la variation du coefficient de butke en prksence d’kcoulement en fonction du rapport H/f dans le cas ou KI/K2 = 5, $ = 3.5” et 6l$ = -113 ; -112 ; -213.

Notons que la rCduction du coefficient de butke est quasi IinCaire. On s’aperqoit que pour une butke nulle, l’angle de frottement sol-structure n’a pas d’influence sur la valeur de H/f provoquant la rupture. En effet, lorsque la butCe est nulle, i l n’y a plus d’interaction entre la fiche et le sol ; il s’agit du soulkvement en masse tel qu’il est

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envisagC traditionnellement. Par contre, dks que H/f diminue et qu'il apparait ainsi une force de butee, le resultat est bien fonction de l'angle de frottement sol-Ccran 6.

-

B012 = 10m

6m

KI couche 2

K2 couche 3 I2m

~\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\\j Om KI

Figure 7. Cas d'un batardeaufichi duns un sol tricouche. Case of a cofferdam in a three layered soil medium

8

7

6

5

24

3

2

1

0

=- 1 /3

4 5 0 1 2 HJ 3 Figure 8. Variation de Kpe en foncrion de HJ Variation of Kpe with H/f

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Afin d’Ctudier l’effet du rapport de permeabilitk KI/K2 sur le coefficient de butCe, nous prtsentons sur la figure 9 la variation du coefficient de butCe avec KI/K? quand 4 = 35”, 6lb = -2/3 et H/f = 2.

6

5

4

$. 3

2

1

0

+=35”, F/+=-2/3, Mlf=2

-1 0 1 2 3 4

L o g 6 I /K2)

Figure 9. Variation de K,, avec le rapport de permCabilitC K1/K2. K,. Values versus permeability ratio KI/K2

Pour un sol homogbne (KI/K2= 1), on trouve la valeur du coefficient de butCe (K, = 4.08) correspondant au cas d’un sol hornoghe d’Cpaisseur limitCe (d/f = 2). Lorsque les couches extrEmes (infkrieure et suphieure) ont une permCabilitt plus grande que celle de la couche intermkdiaire (KI/K2 > l), la couche supCrieure jouera le rBle de surcharge drainante augmentant la rtsistance en butte du sol devant la fiche (Figure 10a). Au dela d’un rapport de permCabilit6 Cgal i 10, on assiste a une diminution du coefficient de butte. Ceci s’explique par le rBle de la couche infkrieure qui, du fait de sa grande permkabilitk, ambne, avec des pertes de charge

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nkgligeables, l'eau en pression sous le fond de fouille (Figure lob), ce qui conduit ainsi L augmenter les pressions interstitielles dans la zone concernke par le mkcanisme de rupture.

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(a) K1/K2=10

I

(C) Kl/K,=0.5 Figure 10 (a, b, c). Champ des e'quipotentielles pour K/K2 = 10, 100 et 0.5. Equipotential lines for K I / K ~ = 10, 100 and 0.5

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Par contre, lorsque les couches extr&mes ont une permCabilitC infkrieure ii celle de la couche intermidiaire (KJKZ < I ) , les pertes de charge se concentrent dans la couche supCrieure (Figure 1 Oc) : les forces d’Ccoulement allbgent alors la couche supCrieure, ce qui conduit B rCduire la butte disponible. I1 est & noter que le calcul numCrique a montrC que dans ces cas, le gradient de sortie en fond de fouille reste infkrieur au gradient critique.

5. Conclusion

L’analyse thCorique de la butCe des terres en prCsence d’Ccoulement a Ct6 menCe en utilisant la mCthode cinkmatique en analyse limite et en adoptant un mCcanisme de rupture rotationnel dont la ligne de glissernent est dCcrite par une spirale logarithmique d’angle 4. La comparaison des rCsultats numCriques obtenus en l’absence d’Ccoulement avec ceux donnCs par les tables de Caquot et KCrisel montre la pertinence du choix du mCcanisme adoptC. En prCsence d’un Ccoulement induit par la mise hors d’eau d’un batardeau, on a montrC que la butCe disponible devant la fiche de I’Ccran de soutbnement Ctanche diminue avec I’augmentation de la perte de charge relative. Le cas limite d’une butCe nulle reprksente la rupture par soulbvement generalis6 d’un prisme de sol devant la fiche, souvent appelC renard. Ce mecanisme est une evolution du mCcanisme simplifiC proposC par Terzaghi qui supposait ce prisme rectangulaire et nCgligeait les forces de frottement. Le code de calcul mis au point permet de traiter des cas de sols hktirogbnes et anisotropes en permCabilitC. Enfin, I’Ctude d’un exemple d’un massif multicouche a confirme I’importance des hCtCrogCnCitCs en permCabilitC vis-&-,is de la pression passive mobilisable devant la fiche d’un Ccran ayant simultantment un rBle de soutbnement et d’CtanchCitC.

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