Mémoire De fin d’étude en vue de l’obtention du diplôme … · 2011. 3. 9. · 41 41 42 45 50 56 60 62 65 66 68 III .4. CALCUL DE LA STABILITE DES TALUS DE LA CARRIERE DE AIN

REPUBLIQUE ALGERIENNE DEMOCRATIQUE ET POPULAIRE

MINISTERE DE L’ENSEIGNEMENT SUPERIEUR ET DE LA RECHERCHE SCIENTIFIQUE

UNIVERSITE FERHAT ABBAS

FACULTE DES SCIENCES

DEPARTEMENT DES SCIENCES DE LA TERRE

Mémoire

De fin d’étude en vue de l’obtention du diplôme

D’Ingénieur d’Etat en Géologie

Option : Géologie de l’ingénieur

Etude géotechnique de la stabilité des talus dans

la carrière de Ain El Kebira (Sétif)

Présenté par :

- Kamel M’ZOUGHEM - Walid CHENAFA

Encadré par :

- Mr. Moulley Charaf CHABOU - Mr. Farid ZAHRI

Devant le jury composé de :

- Président - Examinateur

2005/2006

Dédicaces

Je dédie ce modeste travail à : Ma très chère mère et à mon père A mes frères et à mes sœurs A tous mes amis A tous ceux qui de loin ou de près n’ont cessé de m’apporter leur soutien pendant mes années d’études A tous les étudiants de 5éme année, promotion 2006.

Walid

Je dédie ce modeste travail à : Ma très chère mère et à mon père A mes frères et à mes sœurs : Ahmed, Salah, Hocine, Tahar, Samira et Ali. Aux familles : M’Zoughem, Charef et Benmila. A tous mes amis en particulier : Said, Samir, Khaled, Abdelmalek, Hocine ……. A tous les étudiants de 5éme année, promotion 2006.

Kamel

REMERCIEMENTS

Au terme de ce travail, nous tenons à exprimer notre reconnaissance et nos sincères remerciements :

à nos encadreurs : Mr Moulley Charaf Chabou et Mr Farid Zahri, pour avoir bien su nous guider et nous conseiller tout au long de la préparation de notre mémoire.

à Monsieur Tahar Zaghouane qui nous a fait l’honneur de présider notre jury.

à Monsieur Rihab Hadji pour avoir accepter de juger ce travail.

à Mr Mohamed Aggoune, Mr Mohamed Djabare, Mr Charef Khier et à tout le personnel de la carrière de Ain El Kebira pour leurs aides et leurs conseils.

Au personnel du Laboratoire des Travaux Publics de l’Est (LTPE, Sétif).

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SOMMAIRE

INTRODUCTION GENERALE

CHAPITRE I ETUDE DE LA STABILITE DES TALUS

I.1. PROPRIETES PHYSICO-MECANIQUE DES ROCHES

I.1.1. Les propriétés physiques des roches

a. La porosité b. La masse volumique c. La teneur en eau d. Le degré de saturation

I.1.2. Les propriétés mécaniques des roches

a. La résistance à la compression b. La résistance à la traction c. La résistance au cisaillement d. La cohésion et l’angle de frottement interne

I.2. CLASSIFICATION DES MOUVEMENTS DE TERRAINS

I.2.1. Les glissements a. Glissement plan

b. Glissements rotationnels ou circulaires I.2.2. Les coulées I.2.3. Les écroulements I.2.4. Le fluage

I.3. METHODES DE CALCULS DE LA STABILITE DES TALUS

I.3.1. Définition du coefficient de sécurité I.3.2. Méthodes de calcul de la stabilité Méthode des tranches I.3.3. Principaux facteurs influençant la stabilité des talus I.3.4. Stabilisation des talus rocheux

22 22 22 22 22 24 27 28 29 29 31 31 31 32 32 32 32 33 34 36 36 36 36 37 37 38 39 39 40 40 40

CHAPITRE II CONDITIONS GEOLOGIQUES ET MINIERES DU GISEMENT

II .1. CONDITIONS GEOLOGIQUES II.1.1. Situation géographique du gisement d’Ain el Kebira II.1.2. Historique

II.1.3. Stratigraphie de la région du djebel Medjounes II.1.4. Stratigraphie et lithologie du gisement calcaire II.1.5. Tectonique du gisement II.1.6. Caractéristiques hydrogéologiques du gisement II.1.7. Substances extraites

II .2. CONDITIONS MINIERES

II.2.1. Réserves II.2.2. Régime de travail II.2.3. Paramètres du système d’exploitation II.2.4. Exploitation du gisement

a. Abattage des roches b. Foration c. Tir d. Chargement et transport

CHAPITRE III CALCUL DE LA STABILITE DES TALUS DE LA CARRIERE DE

AIN EL KEBIRA III .1. INTRODUCTION

III .2. DETERMINATION DES PROPRIETES MECANIQUES DES ROCHES III.2.1. Résistance a la compression

III.2.2. Résistance a la traction III.2.3. Cohésion et angle de frottement interne d’un échantillon III.2.4. Fissuration des roches

III .3. DETERMINATION DES CARACTERISTIQUES MECANIQUES DU MASSIF

ROCHEUX III.3.1. Coefficient d’affaiblissement structural du massif rocheux III.3.2. Le coefficient de diminution de la valeur de l’angle de frottement interne III.3.3. Détermination de la cohésion du massif rocheux III.3.4. Détermination de l’angle de frottement interne

41 41 42 45 50 56 60 62 65 66 68

III .4. CALCUL DE LA STABILITE DES TALUS DE LA CARRIERE DE AIN EL

KEBIRA

III.4.1. Méthode de calcul III.4.2. Calcul du coefficient de sécurité III.4.3. Influence de la hauteur du gradin (H) sur le coefficient de sécurité (Fs) III.4.4. Influence de l’angle du talus sur le coefficient de sécurité (Fs) III.4.5. Influence de la cohésion sur le coefficient de sécurité (Fs) III.4.6. Influence de l’angle de frottement interne sur le coefficient de sécurité (Fs) III.4.7. Calcul de la hauteur critique H

III .5. INTERPRETATION DES RESULTATS

CONCLUSION GENERALE

BIBLIOGRAPHIE

ANNEXES

Page 5 5 5 7 8 9 9 9 9 10 11 12 12 13 13 15 16 17 20 21 21 21 23 25 26 30 42 47 48 48 49 49 53 53 54 54 55 55 58

Liste des figures

Figure I.1. Essai de compression Figure I.2. Traction simple Figure I.3. Traction indirecte (Essai brésilien) Figure I.4. Cisaillement simple avec une surface de cisaillement Figure I.5. Courbe représentative de τ en fonction de σn Figure I.6. Cisaillement simple avec deux surfaces de cisaillement Figure I.7. Cisaillement simple avec surface cylindrique Figure I.8. Cisaillement par torsion Figure I.9. Cisaillement par compression Figure I.10. Glissement plan Figure I.11. Glissement rotationnel simple Figure I.12. Glissements successifs emboîtés Figure I.13. Coulée de boue Figure I.14. Ecroulement Figure I.15. Exemple de fluage Figure I.16. Surface de rupture Figure I.17. Découpage d’un talus en tranches et les forces agissantes sur une tranche Figure I.18. Forces agissantes sur une tranche d’après l’hypothèse de FELLENIUS Figure I.19. Aplatissement d’un talus Figure I.20. Stabilisation des talus par le drainage Figure I.21. Stabilisation des talus par boulonnage Figure I.22. Stabilisation des talus par des ancrages Figure II.1. Situation géographique du gisement calcaire de Ain El Kebira Figure II.2. Carte géologique du Djebel Medjounès, et localisation du gisement de calcaire (d’après Carte Géologique de l’Algérie au 1/50000) Figure II.3. Coupe stratigraphique synthétique du Djebel Medjounés, d’après le sondage MDJ 1 Figure II. 4. Coupe géologique du gisement calcaire de Krefdj-El-Kerma/Djebel Medjounés (Panneau A). Echelle : 1/1250e

Figure III.1. Eléments du quadrillage pour la détermination du cercle de rupture pour les gradins 2 et 5 Figure III.2. Variation du coefficient Fs en fonction de H pour α = 45° Figure III.3. Variation du coefficient Fs en fonction de H pour α = 55° Figure III.4. Variation du coefficient Fs en fonction de H pour α = 65° Figure III.5. Variation du coefficient Fs en fonction de H pour α = 75° Figure III.6. Variation du coefficient Fs en fonction de H pour α = 85° Figure III.7. Variation du coefficient Fs en fonction de α pour H = 5 m Figure III.8. Variation du coefficient Fs en fonction de α pour H = 10 m Figure III.9. Variation du coefficient Fs en fonction de α pour H = 15 m Figure III.10. Variation du coefficient Fs en fonction de α pour H = 20 m Figure III.11. Variation du coefficient Fs en fonction de α pour H = 25 m Figure III.12. Variation du coefficient Fs en fonction de α pour H = 30 m Figure III.13. Variation du coefficient Fs en fonction de C pour α = 45°

58 59 59 60 61 62 64

Figure III.14. Variation du coefficient Fs en fonction de C pour α = 55° Figure III.15. Variation du coefficient Fs en fonction de C pour α = 65° Figure III.16. Variation du coefficient Fs en fonction de C pour α = 75° Figure III.17. Variation du coefficient Fs en fonction de C pour α = 85° Figure III.18. Influence de Φ sur le coefficient de sécurité Fs pour α = 85° et H = 15 m (gradin 2). Figure III.19. Influence de Φ sur le coefficient de sécurité Fs pour α = 85° et H = 15 m (gradin 5). Figure III.20. Abaque de Hoek

Page 4 4 14 31 31 32 33 34 34 36 37 38 38 39 40 41 42 44 44 45 45 46 46 49 50 50 51 51 52 52 56 56 57 57 57 60 61 63 63

Liste des tableaux Tableau I.1. Classification des roches en fonction de la résistance à la compression Tableau I.2. Classification des roches en fonction de la résistance à la traction Tableau I.3. Principales classes et types de déstabilisation sur les versants en fonction des terrains concernés Tableau II.1. Réserves calcaires du gisement du Djebel Medjounès Tableau II.2. La répartition en temps de production de la carrière Tableau II.3. Régime de travail de la carrière Tableau II.4. Caractéristiques des foreuses utilisées dans la carrière Tableau II.5. Caractéristiques des chargeuses utilisées dans la carrière Tableau II.6. Caractéristiques du matériel de transport utilisées dans la carrière Tableau III.1. Résistance à la compression du calcaire Tableau III.2. Résistance à la traction du calcaire Tableau III.3. Valeurs obtenues de (Cech) et (Φech) Tableau III.4. Classification des discontinuités selon ID Tableau III.5. Coefficient « a » en fonction de la cohésion C Tableau III.6. Valeurs du coefficient d’affaiblissement structural pour les deux gradins Tableau III.7. Cohésion Cm et angle de frottement interne Φm des roches dans le massif rocheux des gradins 2 et 5. Tableau III.8. Paramètres du quadrillage pour le calcul de Fs Tableau III.9. Valeur de Fs pour le gradin n°2 Tableau III.10. Valeur de Fs pour le gradin n°5 Tableau III.11. Variation de Fs en fonction de la hauteur du gradin H pour α = 45° Tableau III.12. Variation de Fs en fonction de la hauteur du gradin H pour α = 55° Tableau III.13. Variation de Fs en fonction de la hauteur du gradin H pour α = 65° Tableau III.14. Variation de Fs en fonction de la hauteur du gradin H pour α = 75° Tableau III.15. Variation de Fs en fonction de la hauteur du gradin H pour α = 85° Tableau III.16. Variation de Fs en fonction de l’angle du talus α pour H = 5 m Tableau III.17. Variation de Fs en fonction de l’angle du talus α pour H = 10 m Tableau III.18. Variation de Fs en fonction de l’angle du talus α pour H = 15 m Tableau III.19. Variation de Fs en fonction de l’angle du talus α pour H = 20 m Tableau III.20. Variation de Fs en fonction de l’angle du talus α pour H = 25 m Tableau III.21. Variation de Fs en fonction de l’angle du talus α pour H = 30 m Tableau III.22. Variation de Fs en fonction de la cohésion C pour α = 45° (H = 15 m) Tableau III.23. Variation de Fs en fonction de la cohésion C pour α = 55° (H = 15 m) Tableau III.24. Variation de Fs en fonction de la cohésion C pour α = 65° (H = 15 m) Tableau III.25. Variation de Fs en fonction de la cohésion C pour α = 75° (H = 15 m) Tableau III.26. Variation de Fs en fonction de la cohésion C pour α = 85° (H = 15 m) Tableau III.27. Variation du (Fs) en fonction de l’angle de frottement interne Φ pour le gradin 2 (α = 85° et H = 15 m) Tableau III.28. Variation du (Fs) en fonction de l’angle de frottement interne Φ pour le gradin 5 (α = 85° et H = 15 m) Tableau III.29. Hauteur critique du gradin 2 de la carrière du Djebel Medjounès (pour Fs = 1,2 et Fs = 1,4) Tableau III.30. Hauteur critique du gradin 5 de la carrière du Djebel Medjounès (pour Fs = 1,2 et Fs = 1,4)

Introduction générale

Introduction Générale

Le problème de la stabilité des talus dans les carrières et la stabilité des

terrains en général constitue l’une des préoccupations majeures des géotechniciens et des gestionnaires d’ouvrages d’art et miniers.

Dans le cas des carrières, ce problème est d’une importance capitale pour :

• assurer la continuité de la production. • sauvegarder les vies humaines et les engins de production.

Ainsi, l’étude de la stabilité des talus et la détermination des paramètres

géométriques des gradins sont nécessaires pour toutes les carrières.

La présente étude se propose d’étudier la stabilité des talus de la carrière de calcaire du Djebel Medjounès (Ain El Kebira, Wilaya de Sétif).

Les différentes parties de ce mémoire sont organisées comme suit :

La première partie nous permettra d’aborder la stabilité des talus dans son volet théorique.

Dans la partie II, nous décrirons le contexte géologique et les conditions technico-minières de la carrière du Djebel Medjounès.

Dans la troisième partie, nous traiterons de l’étude de la stabilité des talus de la carrière du Djebel Medjounès.

1

I

Etude de la stabilité des talus

I.1. PROPRIETES PHYSICO-MECANIQUE DES ROCHES

Les propriétés physico-mécaniques et technologiques des roches ont une grande influence sur la stabilité des terrains. Parmi les propriétés physiques, les plus importantes sont : la masse volumique, la porosité et l’humidité. Les propriétés mécaniques sont : la résistance au cisaillement, la résistance à la traction et la résistance au cisaillement, l’angle de frottement interne et la cohésion.

I.1.1. Les propriétés physiques des roches

a. La porosité

C’est le rapport du volume des vides Vv de la roche au volume total Vt :

p = t

v

VV

x 100 (1)

La porosité varie de quelque % à plus de 40 % dans les roches sédimentaires, dans les

roches magmatiques, elle est plus faible, souvent inférieure à 1 %. Selon la porosité, les roches sont classées en : Roches de faible porosité : 0 < p < 5 % Roches de porosité moyenne : 5 < p < 10 % Roches de porosité élevée : 10 < p < 20 % Roches de grande porosité : p > 20 %

2

Chapitre I Etude de la stabilité des talus

b. La masse volumique

C’est la masse de l’unité de volume de la roche (g/cm3). Suivant l’état du matériau, on définit : ρs la masse volumique absolue ou masse volumique du solide, ρh la masse volumique naturelle, ρd la masse volumique sèche et ρsat la masse volumique saturée.

ρs = S

S

VM

; ρd = t

S

VM

; ρh = t

h

VM

; ρsat = t

Sat

VM

(2)

avec : MS la masse du matériau sec ; g Vs le volume des grains après broyage ; cm3 Vt le volume de l’échantillon ; cm3

Mh la masse naturelle ; g MSat la masse de l’échantillon saturée ; g. ρd dépend de la porosité de la roche, par contre ρs ne dépend que de la minéralogie.

c. La teneur en eau C’est le rapport de la masse d’eau Mw, à la masse du solide sec.

w = s

w

MM

= s

SSat

MMM −

(3)

d. Le degré de saturation

C’est le rapport du volume de l’eau contenue dans l’échantillon au volume des vides.

Sr = v

w

VV

x 100 (4)

Vw : volume de l’eau dans l’échantillon, cm3

Vv : volume des vides, cm3

I.1.2. Les propriétés mécaniques des roches

a. La résistance à la compression

Elle est déterminée lors des essais de compression simple. Dans cet essai, l’échantillon est pris sous la forme d’une carotte (éprouvette cylindrique), d’élancement L/D (L : hauteur, D : diamètre) compris entre 2 à 2,5 avec deux faces planes, lisses et parallèles obtenues par une rectification soignée. L’échantillon est ensuite placé entre les plateaux d’une presse.

On appelle résistance à la compression (notée σc) la contrainte maximale supportée par l’échantillon avant la rupture lors d’un essai de compression. Elle est donnée par la formule suivante :

σc = SF ; Kgf/cm2 (5)

3


F : effort (charge) maximale atteinte (juste avant la rupture) S : section ou surface sur laquelle on applique l’effort F Le tableau I.1. donne une classification des roches en fonction de leur résistance à la traction. Roches Faiblement

résistantes moyennes résistantes Très résistantes

σc (MPa) < 5 20 60 > 100

Tableau I.1. Classification des roches en fonction de la résistance à la compression

b. La résistance à la traction

Traction simple :

En soumettant une éprouvette cylindrique à une traction uniaxiale, la résistance à la traction simple est égale à la contrainte limite de traction qui produit la décohésion des échantillons des roches massives

Rt = 0

max

AP

; Kgf/cm2 (6)

Pmax = valeur finale atteinte par l’effort appliqué. A0 = surface transversale Essai brésilien :

C’est l’essai de traction le plus commun pour les roches (essai à la traction indirecte). Pour réaliser cet essai, on utilise une éprouvette de longueur à peu près égale au diamètre. L’éprouvette est placée entre les plateaux de la presse puis elle est chargée. La contrainte de traction est donnée par la relation suivante :

σt = DL

Fπ

max2 ; Kgf/cm2 (7)

avec : Fmax la charge maximale appliquée D et L : dimensions de l’éprouvette cylindrique. Le tableau I.2 donne une classification des roches en fonction de leur résistance à la traction. Roches Faiblement

résistantes moyennes résistantes Très résistantes

σt (MPa) 0.40 1.50 4.00 > 20

Tableau I.2. Classification des roches en fonction de la résistance à la traction

4


Figure I.1. Essai de compression

Eprouvette cylindrique

Figure I.2. Traction simple Figure I.3.Traction indirecte (Essai brésilien)

5


La contrainte de traction est fonction de la contrainte de compression : σc = k. σt Avec 3 < k < 10 (dans la pratique, on prend k = 10).

c. La résistance au cisaillement

La résistance au cisaillement représente la contrainte tangentielle limite avant la rupture dans un essai de cisaillement.

On distingue :

• Cisaillement simple • Cisaillement par torsion • Cisaillement par compression

Cisaillement simple :

La résistance au cisaillement est définie par la relation suivante :

Rt = S

Pmax ; Kgf/cm2 (8)

Avec Pmax : effort tangentielle entraînant la rupture S : Surface sur laquelle on applique l’effort P.

• Dans le cas d’un cisaillement simple avec une seule surface : S = h.L • Dans le cas d’un cisaillement simple avec une deux surfaces : S = 2.h.L • Dans le cas d’un cisaillement simple avec une seule cylindrique : S = d.L

h : largeur de l’échantillon ; L : longueur de l’échantillon ; d : diamètre du cylindre.

Cisaillement par torsion :

Dans ce cas, l’échantillon de forme cylindrique est soumis à un couple de torsion. Ce dernier va engendrer des contraintes de cisaillement sur chaque section transversale. Quand ces contraintes atteignent une valeur critique, elle nous donne la résistance de cisaillement par torsion définie par la formule suivante :

Rt = τmax = WM t ; Kgf/cm2 (9)

Mt : couple de torsion

W : moment résistant, avec W = 16

3d π ; d : diamètre de l’échantillon.

6


Outil

Surface de cisaillement

Figure I.4.Cisaillement simple avec une surface de cisaillement

Cisaillement par compression :

On applique un effort de compression F incliné avec un angle α par rapport à la

surface de cisaillement. La contrainte transmise par l’échantillon se décompose en une composante normale (σn) et une composante tangentielle (τ) ; quand cette dernière atteint une certaine valeur, l’échantillon se rompt. Cette valeur critique est la résistance au cisaillement par compression de la roche. Les deux contraintes sont définies par les formules suivantes :

τ = S

P αcos. ; (10)

σ = S

P αsin. (11)

Les échantillons utilisés ont une forme cubique ou cylindrique dont le diamètre est

égal à la longueur. L’angle α varie de 30° à 60°.

7


La courbe représentative de (τ) en fonction de (σn) est donnée sur la figure. A partir de cette courbe on peut déterminer graphiquement la cohésion et l’angle de frottement interne de l’échantillon (C et Φ). Ces deux paramètres seront définis dans le paragraphe suivant.

τ

Φ

σn

Figure I.5. Courbe représentative de τ en fonction de σn

d. La cohésion et l’angle de frottement interne

La cohésion et l’angle de frottement interne d’un échantillon sont fonction des résistances à la compression et à la traction.

La cohésion d’un échantillon est donnée par la relation suivante :

Cech = 23.2

.

ttc

tc

RRR

RR

− (12)

L’angle de frottement interne est donné par la relation c :

Φech = arcsin ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

tc

tc

RRRR

24

(13)

8


Outil

Support

Surface de cisaillement

Figure I.6. Cisaillement simple avec deux surfaces

de cisaillementFigure I.7. Cisaillement

simple avec surface cylindrique

Echantillon cylindrique

Echantillon

Figure I.9. Cisaillement par compression Figure I.8. Cisaillement par

torsion

9


I.2. CLASSIFICATION DES MOUVEMENTS DE TERRAINS

De nombreuses classifications ont été proposées pour rendre compte de la diversité des mouvements de terrain. Les principaux critères de classification retenus sont (tableau I.3) :

• Types de terrain affectés. • Types de mouvements. • Vitesse des processus. • Taux de remaniement des matériaux après le mouvement.

Les mouvements de terrain les plus fréquents sont classés en :

• Glissements. • Coulées. • Ecroulement. • Fluages.

I.2.1. Les glissements Ils se caractérisent par la translation latérale d’une certaine masse de matériaux au

niveau d’une surface de rupture nettement individualisée et se produisent généralement dans des matériaux faiblement cohérents (marnes, argiles..). Les glissements sont les mouvements qui affectent le plus fréquemment les ouvrages de génie civil et génie minier.

Selon la forme de la surface de rupture, on distingue trois types de glissements :

• Glissement plan. • Glissement rotationnels simples. • Glissement rotationnels complexes (composés).

a. Glissement plan

Il se produit suivant un plan, au niveau d’une surface de discontinuité géologique :

zone entre deux matériaux de nature différente, failles, plans de stratification… (figure I.10). La ligne de rupture suit une couche mince de mauvaises caractéristiques sur laquelle s’exerce souvent l’action de l’eau. Une telle couche est appelée « couche savon ».

Figure I.10. Glissement plan

10


b. Glissements rotationnels ou circulaires

Le terrain glisse le long d’une surface concave ayant la forme d’une cueillere. On distingue le glissement rotationnel simple et complexe (composé). Glissement rotationnel simple :

Ce type de glissement est très fréquent. La surface de rupture à une forme simple et peut être assimilée à un cylindre. Dans un tel glissement, on distingue (figure I.11) : au sommet des fissures de traction et un escarpement, correspondant au départ de la surface de glissement, et à la base un bourrelet formé par des matières glissées. Dans certains cas, la surface de rupture peut être assimilée à un cercle, d’où le nom de glissement circulaire.

Escarpement Fissures de traction

Bourrelet

Profil initial

Surface de rupture

Figure I.11. Glissement rotationnel simple

Glissement rotationnel complexe :

Ce type de glissement est rare. Il s’agit de glissements multiples emboîtés les uns dans les autres, dus souvent à la suppression de la butée provoquée par le glissement précédent, ce qui entraîne des glissements successifs remontant vers l’amont.

11


Figure I.12. Glissements successifs emboîtés

Principales causes des glissements :

Plusieurs facteurs contribuent au déclenchement des glissements, les plus importants étant :

- la nature des terrains : les terrains argileux sont prédisposés aux glissements. - l’action de l’eau : l’eau est dans la plupart des cas la cause principale dans la

mise en mouvement des terrains. - les causes mécaniques externes : citons parmi les causes mécaniques externes,

le terrassement au pied du talus, les entailles effectuées dans les talus stables, toute surcharge naturelle ou artificielle déposée sur une pente, les vibrations naturelles (séismes) ou artificielles (explosion, machines …).

I.2.3 Les coulées

Elles se produisent à partir de matériel meuble, momentanément saturé en eau, prenant

alors une consistance plus ou moins visqueuse, parfois proche de la fluidité. On distingue plusieurs types de coulées telle que : coulées boueuses (incluant coulée de blocs, de terre, de boue, lave torrentielle, avalanche de débris et se produisant surtout en montagne) (Figure I.13), coulées de solifluxion (déplacement lent des sols en milieu périglaciaire, résultant de l’instabilité de la partie dégelée du sol, en surface, au cours de l’été).

Figure I.13. Coulée de boue

12


I.2.4. Les écroulements

Ce sont des chutes soudaines de masses rocheuses (Figure I.14). On utilise le terme de chute de pierres pour le détachement de quelques unités de volume inférieur à 1 dm2, ou chute de blocs pour un volume supérieur. Le terme écroulement est utilisé quand il s’agit de la chute soudaine d’une masse rocheuse qui se détache d’une paroi en se désorganisant.

Etat final Falaise initiale

Figure I.14. Ecroulement

I.2.5. Le fluage Il correspond à des mouvements lents, dus à des sollicitations proches de la rupture

(domaine plastique). Dans l’exemple de la figure I.15, le banc de marne flue sous le poids de la falaise calcaire. Ceci peut provoquer une fissuration du banc calcaire peu déformable et un risque d’écroulement de la falaise.

Fissure

Falaise calcaire

Ventre

Figure I.15. Exemple de fluage

Une compilation des différents types de mouvements de terrain est donnée dans le

tableau I.3.

13


Tableau I.3. Principales classes et types de déstabilisation sur les versants en fonction des terrains concernés (d’après Campy M., Macaire J.J., 2003)

14


I.3. METHODES DE CALCUL DE LA STABILITE DES TALUS Les méthodes de calcul de stabilité des terrains sont basées sur la constatation

suivante : lorsqu’il y a glissement de terrain, il y a séparation d’une masse du sol du reste du massif et son glissement se fait suivant une surface de rupture. Ayant défini une surface de rupture « S », on étudie la stabilité de la masse (1) mobile par rapport au massif (2) qui est fixe (figure I.16).

Figure I.16. Surface de rupture

I.3.1. Définition du coefficient de sécurité

Le calcul de la stabilité des talus est généralement estimé à l’aide d’un coefficient

appelé : coefficient de sécurité Fs. Ce coefficient est défini comme étant le rapport du moment par rapport à un point fixe de la résultante des forces résistantes au glissement aux forces provoquant le glissement.

Fs = mouvement le provoquant forces des Moments

mouvementau résistant forces des Moments

∑∑ (14)

Théoriquement, le talus est dit stable si Fs > 1. L’état d’équilibre limite (rupture) est

obtenu lorsque Fs = 1. Mais dans la pratique, le coefficient Fs est compris entre 1,15 et 1,30 en tenant compte des facteurs suivants :

• Les erreurs dues à l’exactitude des méthodes de calcul de la stabilité du bord. • Les incertitudes expérimentales de la détermination des propriétés physico-

mécaniques des roches, comme par exemple la valeur moyenne du poids volumique des roches composant le massif.

• Les incertitudes de la détermination de l’influence de la fissurité. • L’influence des charges dynamiques provoquées par le tir, par le mouvement des

moyens de transport et par les séismes.

I.3.2. Méthodes de calcul de la stabilité Les principales méthodes de calcul de la stabilité des talus sont : • Les méthodes basées sur l’équilibre limite. • Les méthodes des éléments finis. • Les méthodes des abaques.

15


Dans ce travail, on utilisera les méthodes sur l’équilibre limite. La mise en équation du problème de l’équilibre d’une masse de sol peut se faire de deux manières :

Ou bien on étudie l’équilibre de l’ensemble de la zone de glissement. La ligne de rupture est ; la plupart du temps supposé circulaire. C’est la « méthode globale » (méthode de TAYLOR ; de CAQUOT ; de BIAREZ…..).

Ou bien on décompose le talus en tranches dont on étudie d’abord l’équilibre individuel, avant de globaliser le résultat en faisant intervenir certaines hypothèses simplificatrices ; c’est la « méthode des tranches » (méthode de FELLENIUS, méthode de BISHOP…).

Dans ce qui suit, on développera la méthode des tranches, qui sera utilisée dans le cadre

de notre travail. Méthode des tranches :

Cette méthode consiste à considérer les forces qui tendent à retenir un certain volume de terrain, délimité par les forces libres du talus et une surface de rupture potentielle, et celles qui tendent à la mettre en mouvement (figure I.17).

Figure I.17. Découpage d’un talus en tranches et les forces agissantes sur une tranche

ci , Φi , γi

l = αcos

b

αn

16


Soit un cercle quelconque de centre O et de rayon R pour lequel on vérifie la sécurité vis-à-vis du risque de glissement. La méthode des tranches consiste à découper le volume de sol (compris dans l’arc EF) en un certain nombre de tranches limitées par des plans verticaux.

En l’absence d’eau, une tranche (n) est soumise à :

• Son poids W = γn.hn.bn • Les efforts inter-tranches décomposés en efforts horizontaux Hn et Hn+1 et en efforts

verticaux Vn et Vn+1. • La réaction Rn du milieu sous-jacent sur l’arc AB (résistance de cisaillement). Elle se

décompose en une composante normale et tangentielle.

a. Dans la méthode de FELLENIUS (1936), appelée aussi méthode suédoise, on considère que :

• La ligne de glissement est de forme circulaire • On néglige totalement les efforts inter-tranches • La seule force agissant sur l’arc AB est le poids W.

Par rapport au centre O, on peut définir : - le moment moteur comme celui du poids des terrains W tendant à provoquer le glissement.

- le moment résistant maximal fourni par la valeur maximale que peut prendre la composante tangentielle de Rn. D’après la loi de Coulomb : Rn = cn.AB + Nn.tanΦn (15) Par ailleurs : Nn = Wn cosαn (16) Donc : Rn = cn.AB + Wn cosαn tanΦn (17)

D’autre part : AB = ln = n

nbαcos

(18)

La somme des moments résistants maximaux s’écrit donc :

∑m

1R. ( ci.

n

nbαcos

+ Wn cosαn tanΦi) (19)

Où : m = nombre total de tranches. Ci, Φi = caractéristiques mécaniques de la couche dans laquelle est situé l’arc AB. - Le moment moteur est dû à Tn et égal à Tn.R Par ailleurs : Tn = Wn sinαn (20)

Figure I.18. Forces agissantes sur une

tranche d’après l’hypothèse de FELLENIUS

17


En remplaçant (19) et (20) dans l’équation (14), on obtient l’expression du facteur de sécurité :

Fs =

∑

∑

=

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

m

n

m

n

1nn

1inn

n

ni

αsinW

tgαcosWcosα

bc φ (21)

Les paramètres intervenant dans le calcul de Fs sont donc :

- b, la largeur des tranches ; - α, l’angle orienté que fait le rayon du cercle passant par le milieu de la base de

la tranche avec la verticale ; - la hauteur de la tranche pour le calcul du poids W.

b. Méthode de BISHOP simplifiée (1954) Dans cette méthode on considère que :

• La ligne de glissement est toujours de forme circulaire. • Les efforts verticaux inter-tranches sont nuls (Vn – Vn+1 = 0).

Le facteur de sécurité est donné par la formule suivante :

Fs = ( )

∑

∑

=

=

+

m

n

m

ni

m

b

1nn

1ini

αsinW

tgWc

α

φ (22)

avec mα = cosαi [1 + s

i

Ftgtgα iφ ] (23)

Pour déterminer Fs il faut procéder par itérations successives. La première itération est

faite en adoptant, comme valeur Fs0 le coefficient de sécurité obtenu par la méthode de Fellenius.

La méthode de Fellenius donne des résultats pessimistes par rapport à la méthode de

Bishop. Les écarts sur Fs peuvent atteindre 10 %. La méthode de Fellenius a l’avantage de simplicité et donc peut être utilisée dans tous les cas courants.

18


I.3.3. Principaux facteurs influençant la stabilité des talus L’angle de pente maximal que peut admettre un talus dépend d’un certain nombre de

facteurs dont les principaux sont :

• La hauteur du gradin • La nature des terrains • L’eau souterraine • La méthode et les phases d’exploitation • Les facteurs d’ordre géométrique (concavité ou convexité du bord du talus)

a. La hauteur du gradin La hauteur du gradin influe considérablement sur la valeur du coefficient de sécurité et

donc sur la stabilité des talus. Plus la hauteur du gradin est grande, plus son angle de pente sera faible.

b. La nature des terrains La nature des terrains est un paramètre très important dont il faut tenir compte dans une

étude de stabilité. Il s’agit principalement d’étudier la structure du massif et des caractéristiques physiques et mécaniques du terrain.

En ce qui concerne la structure du massif, l’étude des discontinuités du massif (fractures,

plans de stratification, failles, fissuration) a une influence primordiale sur le calcul du coefficient de sécurité.

En ce qui concerne les caractéristiques physiques et mécaniques, le paramètre physique

pris en compte lors du calcul de la stabilité des talus est le poids volumique des terrains en place. Les caractéristiques mécaniques du terrain les plus importantes sont sa résistance au cisaillement qui nous permet de mesurer les caractéristiques de cisaillement (cohésion et angle de frottement interne).

c. L’eau souterraine L’eau joue un rôle très important dans la stabilité des talus. D’une manière générale, la

présence d’eau dans un terrain abaisse le coefficient de sécurité. d. Les phases et les méthodes d’exploitation La modification de l’état des contraintes dans un massif rocheux suite aux travaux

d’exploitation peut entraîner une diminution de la résistance au cisaillement qui peut conduire à des ruptures. Les calculs de stabilité des gradins doivent aussi tenir compte des surcharges ponctuelles dues aux engins d’exploitation.

e. La géométrie La concavité ou la convexité des bords de talus a une influence sur la valeur réelle du

coefficient de sécurité. Dans le cas ou le bord de fosse est concave, la valeur de Fs est sous estimé. Dans le cas contraire (bord convexe), elle est surestimé par rapport à la réalité.

19


I.3.4. Stabilisation des talus rocheux

Pour augmenter la stabilité des talus rocheux, on utilise différentes techniques, parmi lesquelles, on citera :

L’aplatissement du talus : cette technique consiste à diminuer le poids du massif rocheux qui a tendance à glisser (figure I.19).

Le drainage : les pressions peuvent être responsables de la diminution de Fs, le

drainage peut dans ce cas être utilisé, surtout si la perméabilité des discontinuités est suffisante. Les drains peuvent être mis en place à partir du talus ou à partir d’une galerie de drainage (figure I.20).

Le boulonnage : cette technique à pour objet de retenir en place des blocs rocheux.

L’influence de celle-ci ne s’étend que sur quelques mètres (figure I.21).

Les ancrages : ces techniques peuvent retenir des massifs rocheux beaucoup plus importants, vue la profondeur du scellement et les efforts qui peuvent être mobilisés (figure I.22).

L’injection : elle consiste à augmenter les caractéristiques de cisaillement par

introduction dans les joints d’un coulis d’injection.

Aplatissement du talus

Pieux Φ 1,50 m

Pieux Φ 1,07 m ou Φ 1,28 m

Figure I.19. Aplatissement d’un talus

20


pompage

Fissure verticale drain

Galerie de drainage

Plan de glissement

Figure I.20. Stabilisation des talus par le drainage

Boulons

Figure I.21. Stabilisation des talus par boulonnage Figure I.22. Stabilisation des talus par des ancrages

21

II

Conditions géologiques et minières

II .1. CONDITIONS GEOLOGIQUES II.1.1. Situation géographique du gisement de Ain El Kebira

Le gisement calcaire de Ain El Kebira est situé à environ 20 Km au nord est du chef lieu de la wilaya de Sétif et à 7 Km au sud de la daïra de Ain El Kebira dont il porte le nom. La route Ain El Kebira-Sétif passe à proximité de la carrière (Figure II.1).

Les coordonnées géographiques du centre du gisement sont :

Latitude = 36°19’05’’ N

Longitude = 5°29’50’’E

Ce gisement appartient au massif montagneux du Djebel Medjounés, caractérisé par un relief très prononcé, et qui s’étend sur environ 15 Km d’Est en Ouest, avec une largeur moyenne de 7 Km, atteignant une altitude de 1461 m au niveau du pic.

Le climat de la région est semi-aride, caractérisé par un été chaud et sec et un hiver froid avec des précipitations relativement abondantes, souvent sous forme de neige. La quantité annuelle des précipitations au Djebel Medjounés est d’environ 600 à 700 mm.

Le secteur d’étude est localisé sur le bord ouest du Djebel Medjounès au lieu dit Krefdj El Kerma.

II.1.2. Historique Les études géologiques pour la recherche de gisements de matières premières pour

l’implantation d’une cimenterie dans la région de Sétif ont débuté en 1971. Une dizaine de gisements ont été localisés, mais ceux du Djebel Medjounés, étudiés à partir de septembre 1973, se sont révélés très favorables pour l’implantation d’une cimenterie, que ce soit du point de vue qualité/quantité des roches calcaires et des marnes, que sur le plan infrastructure (présence d’une rivière à proximité, existence de lignes électriques et de routes). Les travaux de prospection ont été réalisés par la société allemande GmbH.

Les travaux de construction de la cimenterie de Ain El Kebira ont débuté en 1975, et se

sont achevés en 1978, année de son inauguration. En janvier 1979, la cimenterie a atteint une capacité de production de 3000 T/J.

22

Chapitre II Conditions géologiques et minières

Echelle : 1/50 000

Figure II.1. Situation géographique du gisement calcaire

de Ain El Kebira

23


II.1.3. Stratigraphie de la région du Djebel Medjounes

La série stratigraphique du massif et de son voisinage comprend les formations sédimentaires du Trias, du Crétacé, du Tertiaire et du Quaternaire (Figure II.2). Les formations du Crétacé et du Tertiaire appartiennent à la nappe de Djemila qui couvre des surfaces considérables sur la moitié nord de la carte géologique de Sétif au 1/200.000. Le sondage MDJ-1 réalisé sur le flanc ouest du Djebel Medjounès (à proximité du gisement calcaire, figure II.2) donne une coupe stratigraphique du massif (Figure II.3). Notons qu’à partir de la profondeur de 1498 m, les séries appartiendraient à la nappe péni-tellienne (Vila J.M., 1977).

1- Le Trias

Au pied du Djebel Medjounès (dans sa partie Sud-Est) affleure le Trias sous forme d’un amas composé d’argiles bariolées, de gypses roses ou rouges et de gros blocs de cargneules et de calcaires dolomitiques.

2- Le Crétacé

Les roches du Djebel Medjounès appartiennent en majeure partie au Crétacé Supérieur.

On distingue les séries suivantes :

• Marnes noires du Campanien-Maestrichtien inférieur : cette formation affleure sur le flanc sud-est du Djebel Medjounès, et occupe une faible superficie (2 km2). Elle est constituée de marnes noires à boules jaunes.

• Calcaires bien réglés (dits du Matrouna et du Dj. Medjounès) du Campanien supérieur et Maestrichtien : Il s’agit d’une puissante série (250 m d’épaisseur) de calcaires massifs noirs bien lités en alternance avec des bancs marneux très minces. Les calcaires sont lités en bancs métriques groupés en barres bien individualisées (4 ou 5) atteignant 80 m d’épaisseur. Le gisement calcaire étudié dans ce travail appartient à cette série.

• Marnes noires du Maestrichtien supérieur à Paléocène : cette série, qui affleure au pied du Djebel Medjounès, est composée de marnes noires, toujours très froissées, parfois à boules jaunes. Les marnes de cette série qui affleurent au voisinage de la carrière de calcaire sont exploitées pour l’alimentation de la cimenterie.

3- Le Tertiaire Sur le flanc nord du Djebel Medjounès, les marnes noires du Maestrichtien supérieur-

Paléocène passent sans lacunes stratigraphiques à des calcaires bitumineux blancs de l’Yprésien-Lutétien inférieur. Cette série est couronnée par des marnes noires ou gris à boules jaunes du Lutétien.

4- Le Quaternaire

Dans le région d’étude, les sédimentes quaternaires ne s’observent que localement et pour la plupart avec une faible puissance.

24

Trias exotique

N

36°20’ N

Figure II.2. Carte géologique du Djebel Medjounès, et localisation du gisement de calcaire (d’après Carte Géologique de l’Algérie au 1/50000)

5°30’

5°30’

Maestrichtien supérieur à Paléocène : marnes noires à boules jaunes.

Quaternaire : Terres arables.

Trias exotique : argiles et gypses.

Campanien à Maestrichtien inférieur : marnes sombres à boules jaunes.

Campanien supérieur et Maestrichtien inférieur : calcaires. Yprésien- Lutétien

inférieur : calcaires bitumineux.

Eocène moyen (et supérieur ?) : marnes noires, brunes ou grises.

Mio-Pliocène continental : sables, graviers, limons, argiles.

36°20’ N


ETAGE

LITHOLOGIE

PROF.

DESCRIPTION DES ROCHES

Sénonien supérieur Sénonien inférieur Turonien Cénomanien supérieur Cénomanien inférieur Albien supérieur Albien

865 m 1498 m 2125 m 2400 m 2750 m

Marnes et barres de calcaire marneux Formation marneuse et marno-calcaire compliquée par de nombreux replis Intrication de faciès marneux et marno-calcaires et de formations carbonatées sparitiques à éléments abondants de faune ou de microfaune néritique Série marneuse et marno-calcaire Marnes gréseuses et pélites sombres

Figure II.3. Coupe stratigraphique synthétique du Djebel Medjounés, d’après le sondage MDJ 1

26


II.1.4. Stratigraphie et lithologie du gisement calcaire

Le gisement calcaire du Djebel Medjounès appartient à la série des calcaires bien réglés du Campanien supérieur et du Maestrichtien. Il est constitué de deux panneaux A et B (séparés par une faille) avec une étendue totale de 0,9 Km2.

Au cours de la réalisation de la carte géologique du gisement au 1/2500 par la société

GmbH, le gisement calcaire a été subdivisé en plusieurs couches. Ces couches, numérotées du bas vers le haut, sont les suivantes (figures II.4 et Planche 1 hors texte) :

• Couche 1 (succession sous-jacente de calcaires et de roches marneuses) : ces couches affleurent au fond du vallon situé au versant est du Krefdj-El-Kerma. Il s’agit d’une alternance de roche calcaire marneuse et de marne fortement calcaire. Leur puissance est supérieure à 65 m.

• Couche 2 (unité principale moyenne de roche marneuse) : cette unité affleure à l’extérieur

du gisement dans le même vallon que la couche 1. Elle se compose de roches marneuses oeillées fortement calcaires en alternance avec des couches de calcaires fortement marneux et de roches marneuses faiblement calcaires. Sa puissance à l’affleurement est de 18 m.

• Couches 3 à 7 (unité calcaire principale) : Cet ensemble de couches, dont l’épaisseur

totales peut atteindre 49m, représente le calcaire principal du gisement. Il se subdivise dans le panneau A et dans de larges parties du panneau B en membres suivants :

o Couche 3 (calcaire principal inférieur) : les roches calcaires de ce membre sont

très uniformes, de couleur gris noir à gris moyen aux cristaux fins à très fins et de texture compacte ou oeillée et litée. L’épaisseur moyenne de ce membre est d’une vingtaine de mètres.

o Couche 4 (Roche marneuse intercalée inférieure) : ce membre, intercalé dans

l’unité calcaire principale constitue un excellent niveau repère stratigraphique avec une épaisseur de 2,1 à 4 m. Les roches marneuses et les calcaires fortement marneux de ce niveau sont friables et s’altèrent en petits morceaux. Cette couche est relativement riche en bitume, ce qui se traduit par son odeur caractéristique.

o Couche 5 (Calcaire principal moyen) : les roches de cette couche ressemblent à

celles de la couche 3. La couleur des roches varie entre gris foncé, gris moyen et gris brunâtre. Ces calcaires sont finement cristallins avec une texture oeillée et noduleuse. Leur puissance est comprise entre 8,9 et 10,6 m dans le panneau A, légèrement plus importante dans le panneau B (15 m).

o Couche 6 (roche marneuse intercalée supérieure) : cette couche est semblable à

celle des marnes intercalées inférieures (couche 4). Elle constitue également un excellent repère stratigraphique. L’épaisseur de cette couche est comprise entre 6,3 et 6,5 m.

27


o Couche 7 (calcaire principal supérieur) : c’est le membre le plus récent du calcaire principal du gisement. Il est constitué de calcaire faiblement marneux, de couleur brunâtre. A cause de l’érosion récente, le calcaire de ce membre ne subsiste que dans certaines parties du gisement, mais il y occupe de larges superficies. Sa puissance est d’environ 7m en moyenne.

• Couche 11 (unité de roche marneuse sus-jacente) : cette couche surmonte le calcaire

principal, et se compose d’une alternance de roche marneuse calcaire de 2,5 à 4 m d’épaisseur, et une succession répétée de lits compacts de calcaire marneux. La puissance totale de ce membre est de plusieurs dizaines de mètres.

II.1.5. Tectonique du gisement

Le massif du Djebel Medjounès se caractérise par le fait que les formes de ses montagnes

sont très largement identiques avec les formes des plissements, de telle sorte que les flancs des montagnes coïncident avec les flancs des couches.

Du point de vue tectonique, le gisement calcaire fait partie intégrante de l’anticlinal du

Djebel Medjounès, dont l’axe de plissement principal s’étend en direction WSW-ESE. Il repose sur le flanc SW de la voûte principale. Un plissement transversal, dont l’axe prend la direction WSW-ENE, se superpose au premier. Ces plis sont compliqués par quelques grandes et de nombreuses petites failles.

Le pendage des couches change assez doucement. Il diminue en général de 30° à 10°

depuis le pied W du Krefdj-El-Kerma vers la cime. Un redressement notable des couches avec changement de direction caractérise le bord Nord du gisement.

Le nombre de failles est considérable, mais celles à forts rejets ne s’observent que dans

des cas isolés.

o La faille la plus importante est un effondrement qui s’étend en forme de S en direction W-E et qui a été choisie comme limite entre les panneaux A et B. La valeur maximale du rejet de cette faille est de l’ordre de 25 à 30 m.

o Un deuxième système de failles s’étend à 250 m au sud de cette dernière,

parallèlement à celle-ci. Le rejet ne semble pas dépasser 10 m. o Contrairement au grand nombre de failles d’affaissement caractérisant la partie

Sud de gisement, la plus grande partie du panneau A se trouve caractérisée par une prédominance de faille de chevauchement, dont le rejet est très faible.

o La majorité des failles, notamment celles de chevauchement peuvent être réunies

par groupes suivants le sens de leur direction. Les directions principales de ces failles semblent se présenter par paires selon les directions suivantes :

120° à 125° N ; 130° à 140° N. 70° à 80° N ; 40° à 50° N.

Ces directions sont aussi celles des diaclases qui caractérisent si souvent les calcaires, se présentant en groupes sensiblement parallèles.

28


29

II.1.6. Caractéristiques hydrogéologiques du gisement Dans la région de Sétif, les quantités d’eau souterraine captables sont assez faibles. Il en est

de même dans les environs du gisement, à la différence que cette région faisant partie du bord septentrional du bassin de Sétif, les précipitations sont un peu plus abondante, et donc la région d’étude est favorisée vis à vis des régions situées plus au Sud. Cette situation se traduit par l’existence de petits et moyens cours d’eau pérenne dans lesquels s’amassent les eaux souterraines locales et dont le nombre, la densité et le débit augmentent très nettement au bord Nord du bassin.

II.1.7. Substances extraites

Le projet d’exploitation du gisement calcaire de Djebel Medjounes a été élaboré en vue d’alimenter en sur dosé la cimenterie de Ain El-Kebira. La cimenterie utilise un mélange cru à trois (3) composants intégrant les matières premières suivantes :

• Calcaire du Djebel Medjounès (88 %) • Marnes argileuses (10 %) • Minerai de fer (2 %) Ainsi, en plus du calcaire, les marnes sont également extraites dans la partie ouest de la

carrière.

Figure II. 4. Coupe géologique du gisement calcaire de Krefdj-El-Kerma/Djebel Medjounés (Panneau A). Echelle : 1/1250e

1246,5 m

Krefdj-El-Kerma


II .2. CONDITIONS MINIERES II.2.1. Réserves

Les réserves calculées des calcaires du gisement du Djebel Medjounès sont données

dans le tableau II.1. Ce calcul, réalisé par la société GmbH en 1973, a été effectué sur la base d’un poids spécifique de γ = 2,5 g/cm3 pour le calcaire.

Catégorie des réserves

Quantité des réserves en

tonnes

Catégorie 1 : réserves prouvées Catégorie 2a : réserves probables Catégorie 2b : réserves indiquées Catégorie 3 : réserve possibles Réserves géologiques supplémentaires

25.064.975

7.017.000

10.458.350

42.540.325

40.789.000

83.329.325

66.000.000

Tableau II.1. Réserves calcaires du gisement du Djebel Medjounès L’extraction durant la période allant de 1979 à 2005 a consommé 30 millions de

tonnes de calcaire. Il reste donc plus de 100 millions de tonnes (en tenant compte des réserves géologiques supplémentaires) à extraire, les réserves restantes assureront une production de ciment pour un siècle (100 ans) environ.

II.2.2. Régime de travail

La capacité de production de la carrière est de 1.300.000 tonnes de calcaire par an (2003). Les performances relatives à l’exploitation du calcaire sont consignées dans le tableau II.2.

Désignations

P r o d u c t i o n

Annuelle Mensuelle Journalière Calcaires T m3 T m3 T m3

1.300.000 520.000 129.998 51.999 5.909 2.363

Tableau II.2. La répartition en temps de production de la carrière

31


Le régime de travail de la carrière, conforme à la demande des travaux, est donné dans

le tableau II.3.

Régime de travail Foration Transport – Chargement

Nombre de jours ouvrables par an Nombre de jours ouvrables par semaine Nombre de postes ouvrables par semaine Nombre d’heures de travail par poste

260 5 10 9

260 6 11 8

Tableau II.3. Régime de travail de la carrière (d’après Siamkine, 1986).

II.2.3. Paramètres du système d’exploitation

Actuellement, le gisement du Djebel Medjounès occupe une superficie de 0,9 km2.

Six (6) gradins sont en exploitation, la hauteur de chaque gradin est de 15 m (Photo annexe I.1). L’angle de pendage varie de 70° à 85°. La longueur de la plate forme de travail varie de 150 m à 250 m (cela dépend de l’avancement des travaux).

II.2.4. Exploitation du gisement

Au regard du relief et de la nature de la roche, la méthode d’exploitation appliquée est celle à ciel ouvert par des gradins de hauteurs variables.

La technique d’extraction utilisée est celle de forage et de tir.

L’abattage de la matière s’opère de haut en bas suivant les gradins et les talus

garantissant la stabilité lors des travaux d’abattage.

Le tir se fait une fois par semaine ouvrable suivant une seule rangée de trous si les dimensions de l’enlevure le permettent.

a. Abattage des roches

Les travaux d’abattage du calcaire se font à l’aide d’explosifs ce qui permet d’avoir une

bonne et régulière fragmentation de la roche.

b. Foration La foration des trous de mine se fait à l’aide des sondeuses de type INGERSOLL RAND

dont les caractéristiques sont groupées dans le tableau II.4.

32


Types de Foreuses

Caractéristiques

INGERSOLL RAND

T. 4

INGERSOLL RAND

GRAWL AIR

Diamètre de trou (mm)

Rendement (m/poste)

Sens de Foration

Nombre de Foreuses

162

80

Vertical

2

80

60 à 80

Vertical et Incliné

3

Tableau II.4. Caractéristiques des foreuses utilisées dans la carrière

c. Le Tir Après avoir foré des trous qui sont au nombre de 20 dans une seule rangée (Photo

annexe I.2), on introduit à l’intérieur de chaque trou une cartouche d’amorçage qui est de la marmanite au dessus duquel on place de l’anfomyl et au dessus de ce dernier on place le bourrage.

Le bourrage permet d’avoir une bonne explosion et permet surtout d’arrêter le soufflage de l’explosif en l’air durant la détonation. Les explosifs sont reliés entre eux par un cordon détonateur ce qui permet l’explosion en une rafale. Les paramètres du tir utilisés sont les suivants :

o Géométrie • Le diamètre d’un trou est de 162 mm (foration du gradin) et de 80 mm (pour les

blocs) • La hauteur du gradin : 15m • L’inclinaison du trou : 00 • Le Nombre de rangées : 01

o Maille

• Largeur de la banquette : 4,5 m • Largeur selon l’horizontale : 4,5 m • Espacement des trous : 4.5 m

o Trous

• Largeur total : 16,00 m • Dont suporation : 1 m

33


• Longueur de bourrage : 3,5 m • Longueur du pied : 4,5 m • Longueur de la colonne : 8 m o Type d’explosif Anfomyl et la marmanite. En été, on combine ces deux explosifs dans un même trou mais

par contre en hiver seul l’Anfomyl est utilisé car la marmanite ne résiste pas à l’humidité.

Un trou contient : - Marmanite 72.5 kg (1/3 de la charge) - Anfomyle 125 kg (2/3 de la charge)

o Type de bourrage On utilise du calcaire comme bourrage.

d. Chargement et transport

Le tout venant extrait au tir est chargé sur camion-bennes par chargeuses. Les caractéristiques du matériel de chargement disponible dans la carrière sont données dans le tableau II.5 (Photo annexe I.3).

Matériel Type et marque Capacité du godet (m3) Nombre

Chargeuse sur pneu

Chargeuse sur pneu

Chargeuse sur pneu

Komatsu W700

Komatsu W600

Caterpillar 988

6

6

8

1

1

4

Tableau II.5. Caractéristiques des chargeuses utilisées dans la carrière

Le matériau abattu sera ensuite transporté vers la trémie de réception. La distance maximale de transport atteint 3,78 km. Les caractéristiques des moyens de transport disponibles en carrière sont données dans le tableau II.6 (Photo annexe I.3).

Matériel Type et marque Capacité charge Nombre

Camion

Camion

Camion

Komatsu R.50

Komatsu U R.35

Komatsu R.32

50 tonnes

35 tonnes

32 tonnes

05

03

02

Tableau II.6. Caractéristiques du matériel de transport utilisé dans la carrière

34

PARTIE EXPERIMENTALE

III

Calcul de la stabilité des talus de la carrière de

Ain El Kebira

III .1. INTRODUCTION Le calcul de la stabilité des talus revient à déterminer le facteur de sécurité des gradins.

Pour cela, il nécessaire d’abord de déterminer les propriétés physico-mécaniques des roches au laboratoire, puis dans le massif rocheux. Une fois les propriétés physico-mécaniques déterminées, on calcul le facteur de sécurité. III .2. DETERMINATION DES PROPRIETES MECANIQUES DES ROCHES

III.2.1. Résistance a la compression La résistance à la compression est définie par la relation suivante :

Rc = S

Fmax [Kgf/cm2] (24)

Fmaw : la charge à rupture S : surface sur laquelle la charge est appliquée

L’essai a été effectué au Laboratoire des travaux publics de l’Est LTPE (Sétif) sur deux éprouvettes de roches calcaires prélevées des gradins 2 et 5 de la carrière du Djebel Medjounès (Photos annexe II). Les résultats obtenus sont donnés dans le tableau III.1.

N° Echantillon Surface S (cm2)

Charge max. Fmax (Kg)

Résistance Rc (Kg/cm2)

1 (gradin 2) 2 (gradin 5)

1258 1070

Tableau III.1. Résistance à la compression du calcaire

36

Chapitre III Calcul de la stabilité des talus de la carrière de Ain El Kebira D’après le tableau III.1., la résistance à la compression du calcaire est relativement élevée.

III.2.2. Résistance a la traction

La résistance à la traction est définie par la relation suivante :

Rt = S

Tmax [Kgf/cm2] (25)

Tmax : l’effort maximal de traction S : surface de l’éprouvette sur laquelle est appliquée l’effort de traction qui produit la décohésion des échantillons de la roche.

La résistance à la traction des échantillons n’a pu être déterminée au laboratoire par manque d’appareil de mesure.

Nous avons utilisé la relation empirique entre la résistance à la compression et à la traction donnée dans la littérature.

Rt = NRC ; avec N = 10. (26)

Les résultats du calcul sont donnés dans le tableau III.2.

N° Echantillon Résistance Rt (Kg/cm2)


125,8 107

Tableau III.2. Résistance à la traction du calcaire

III.2.3. Cohésion et angle de frottement interne d’un échantillon

Pour déterminer la cohésion et l’angle de frottement interne des échantillons, nous avons

utilisé les deux relations suivantes :

Cech = 23.2

.

ttc

tc

RRR

RR

− (27)

Φech = arcsin ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

tc

tc

RRRR

24

(28)

Les valeurs obtenues de (Cech) et (Φech) sont indiquées dans le tableau III.3.

37

Chapitre III Calcul de la stabilité des talus de la carrière de Ain El Kebira

N° Echantillon


Cech (Kgf/cm2)

237,7 202,2

Φech

48°,59 48°,59

Tableau III.3. Valeurs obtenues de (Cech) et (Φech)

III.2.4. Fissuration des roches

La fissuration du massif rocheux influe sur les propriétés mécaniques du massif et sur la stabilité des talus. C’est le facteur le plus important qui caractérise les roches et les sols. Elle permet de choisir la méthode d’exploitation, de résoudre le problème de la stabilité des bords de la carrière, du talus …

La fissurité est égale à la distance moyenne entre les fissures :

ID = nL (29)

L : longueur de la partie étudiée du massif (en m) n : nombre de fissures sur la partie mesurée.

Le tableau III.4. donne la classification des discontinuités selon les valeurs de ID .

Classe Intervalle moyen entre

discontinuités

ID (cm)

Densité des discontinuités

ID 1 > 200 Très faible

ID 2 60 à 200 Faible

ID 3 20 à 60 Moyenne

ID 4 6 à 20 Forte

ID 5 < 6 Très forte

Tableau III.4. Classification des discontinuités selon ID

Nous avons effectué des mesures de la fissuration sur les gradins 2 et 5. Nous avons

utilisé un cadre carré de 1 m de cotés (Photo annexe III). Le nombre moyen de fissure sur la longueur de 1 m est de 7 environ ce qui donne une valeur de ID = 0,14 m (14 cm). D’après le tableau III.4. On peut dire que la densité de la fissuration dans la carrière du Djebel Medjounès est forte.

38

Chapitre III Calcul de la stabilité des talus de la carrière de Ain El Kebira III .3. DETERMINATION DES CARACTERISTIQUES MECANIQUES DU MASSIF

ROCHEUX Soit Cm et Φm la cohésion et l’angle de frottement interne des roches se trouvant dans le

massif rocheux.

Pour déterminer les propriétés mécaniques Cm et Φm du massif rocheux, il est nécessaire de

tenir compte de plusieurs paramètres correctifs qui sont principalement :

• Le coefficient d’affaiblissement structural du massif rocheux λ.

• Le coefficient de diminution de la valeur de l’angle de frottement interne λΦ.

Les valeurs de Cm et Φm sont déterminées par les formules suivantes :

Cm = λ.Cech (30)

Φm = λΦ.Φech (31)

Cm et Φm : cohésion en kg/cm2 et angle de frottement interne en degré du massif ;

Cech et Φech : cohésion en kg/cm2 et angle de frottement interne en degré de l’échantillon ;

λ et λΦ : coefficients correctifs (sans unités).

III.3.1. Coefficient d’affaiblissement structural du massif rocheux

Le coefficient d’affaiblissement structural du massif rocheux (λ) est calculé en utilisant la

formule :

λ =

hHa ln.1

1

+ (32)

a : coefficient dépendant de la résistance des roches et du caractère de fissuration.

H : la hauteur moyenne du gradin (m).

h : la distance moyenne entre les fissures (m).

Les valeurs du coefficient « a » en fonction de la cohésion sont données dans le tableau III.5.

A 0 0.5 2 3 4 7 10

C

(kg/cm2)

0-1.5 1.5-9 10-30 50-80 100-200 200-300 > 300

Tableau III.5. Coefficient « a » en fonction de la cohésion C

39


Les valeurs du coefficient d’affaiblissement structural du massif trouvées pour les deux gradins sont données dans le tableau III.6., en tenant compte des paramètres suivants :

a = 10 (Cech > 300 kg/cm2) H = 15 m (hauteur des gradins 2 et 5) h = 0,14 m (voir paragraphe III.2.4)

Gradin

2 5

λ

0,021 0,021

Tableau III.6. Valeurs du coefficient d’affaiblissement structural pour les deux gradins

III.3.2. Le coefficient de diminution de la valeur de l’angle de frottement interne

Généralement, la valeur du coefficient de diminution de la valeur de l’angle de frottement

interne est prise égale à 0,8. (λΦ = 0,8).

III.3.3. Détermination de la cohésion du massif rocheux

La cohésion de la formation rocheuse dans le massif est donnée par la relation suivante :

Cm = λ.Cech (33)

Cech : cohésion de l’échantillon en kPa

λ. : coefficient d’affaiblissement structural

Les valeurs de la cohésion du massif rocheux calculées sont données dans le tableau III.6.

III.3.4. Détermination de l’angle de frottement interne du massif rocheux

L’angle de frottement interne du massif rocheux est donné par la relation :

Φm = λΦ.Φech (34)

Φech : angle de frottement interne de l’échantillon en degré ;

λΦ : coefficient de diminution de la valeur de l’angle de frottement interne (0,8).

Les valeurs de l’angle de frottement interne du massif rocheux calculées sont données

dans le tableau III.7.

40


Massifs rocheux Gradin 2 Gradin 5

Cm (Kgf/cm2) 4,99 4,24

Φm (°) 38,87 38,87

Tableau III.7. Cohésion Cm et angle de frottement interne Φm des roches dans le massif rocheux

des gradins 2 et 5.

III .4. CALCUL DE LA STABILITE DES TALUS DE LA CARRIERE DE AIN EL KEBIRA III.4.1. Méthode de calcul

Pour le calcul du coefficient de sécurité, nous avons utilisé les méthodes de FELLENIUS

et de BISHOP simplifié. Le coefficient de sécurité Fs est donné par les formules suivantes :

Fs =

∑

∑

=

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

m

n

m

nm

1nn

1nn

n

nm

αsinW

tgαcosWcosα

bc φ FELLENIUS (35)

Fs = ( )

∑

∑

=

=

+

m

n

m

nmn

m

b

1nn

1nm

αsinW

tgWc

α

φ BISHOP simplifié (36)

avec mα = cosαn [1 + s

n

Ftgtgα mφ ]

cm : cohésion du massif rocheux ; bn : largeur de la tranche ; Wn : poids de la tranche ; Φm : angle de frottement interne du massif rocheux ; αn : inclinaison de la tranche.

41


III.4.2. Calcul du coefficient de sécurité

Le calcul de la stabilité des talus a été réalisé sur les deux gradins 2 et 5. Pour le calcul du

coefficient de sécurité en utilisant les deux méthodes de Fellenius et de Bishop, nous avons utilisé les données physico-mécaniques du massif rocheux suivantes :

γ = 25 kN/m3 (poids volumique du calcaire de la carrière déterminé par GmbH, 1973) Cm = 499 kN/m2 pour le gradin 2 et 424 kN/m2 pour le gradin 5. Φm = 38°,87. H = 15 m. α = 85°. Nous avons aussi déterminé le quadrillage des centres de cercle de rupture. Les

paramètres du quadrillage sont regroupés dans le tableau III.8. (voir aussi figure III.1). X0 Y0 Nombre de

lignes ΔY (m) Nombre de

colonnes ΔX (m)

- 3

1 6 3 5 5

Tableau III.8. Paramètres du quadrillage pour le calcul de Fs

ΔX

Nombre de lignes

ΔY

X0 , Y0

Nombre de colonnes

Figure III.1. Eléments du quadrillage pour la détermination du cercle de rupture pour les

gradins 2 et 5

42


Le calcul du coefficient de sécurité a été réalisé en utilisant une application sur EXCELL qui permet de déterminer Fs en utilisant les méthodes de BISHOP et de FELLENIUS. Il suffit d’introduire les paramètres physico-mécaniques du massif rocheux et des coordonnées X, Y et le rayon du cercle R ainsi que les paramètres géométriques du gradin : hauteur du gradin et angle de talus. Un exemple d’une feuille de calcul est représenté en Annexe IV. Les résultats de calcul pour les deux gradins sont donnés dans les tableaux III.9. et III.10.

Les valeurs extrêmes du coefficient de sécurité obtenues pour les 2 gradins sont comme suit :

Gradin n°2

3.90 < Fs < 6.85 Bishop 6.62 < Fs < 12.72 Fellenius

Gradin n°5

3.46 < Fs < 6.11 Bishop

5.76 < Fs < 10.86 Fellenius

D’après les résultats obtenus, on remarque que le coefficient de sécurité est relativement élevé pour les deux gradins. Les gradins de la carrière sont donc très stables.

43


X (m) Y (m) R (m) Fs BISHOP

Fs FELL


Fs FELL

- 3 - 8 - 13 - 18 - 23 - 3 - 8 - 13 -18 - 23 - 3 - 8 - 13 - 18 - 23

1 1 1 1 1 4 4 4 4 4 7 7 7 7 7

16 17 20 23 27 19 20 22 25 29 22 23 25 28 31

5.23 4.33 3.90 4 4.07 5.54 4.55 4.20 4.14 3.98 5.89 4.81 4.34 4.02 4.04

10.86 9.70 10 11.14 12.72 8.21 7.32 7.41 8.04 8.31 8.24 7.17 7 6.90 7.48

- 3 - 8 - 13 - 18 - 23 - 3 - 8 - 13 - 18 - 23 - 3 - 8 - 13 - 18 - 23

10 10 10 10 10 13 13 13 13 13 16 16 16 16 16

25 26 28 30 33 28 29 30 33 35 31 32 33 35 38

6.18 5.06 4.44 4.28 4.18 6.55 5.36 4.86 4.32 4.40 6.85 5.63 5.04 4.59 4.29

8.30 7.20 6.72 6.9 7.17 8.63 7.43 7.09 6.62 7.17 8.87 7.64 7.15 6.78 6.64

Tableau III.9. Valeur de Fs pour le gradin n°2


Fs FELL


Fs FELL

- 3 - 8 - 13 - 18 - 23 - 3 - 8 - 13 - 18 - 23 - 3 - 8 - 13 - 18 - 23

1 1 1 1 1 4 4 4 4 4 7 7 7 7 7

16 17 20 23 27 19 20 22 25 29 22 23 25 28 31

4.66 3.84 3.46 3.53 3.60 4.93 4.04 3.72 3.65 3.52 5.25 4.27 3.84 3.56 3.57

9.43 8.38 8.60 9.54 10.86 7.20 6.38 6.41 6.91 7.13 7.24 6.27 6.08 5.97 6.44

- 3 - 8 - 13 - 18 - 23 - 3 - 8 - 13 - 18 - 23 - 3 - 8 - 13 - 18 - 23

10 10 10 10 10 13 13 13 13 13 16 16 16 16 16

25 26 28 30 33 28 29 30 33 35 31 32 33 35 38

5.51 4.50 3.94 3.79 3.7 5.83 4.77 4.30 3.83 3.89 6.11 5.01 4.47 4.06 3.80

7.31 6.31 5.86 5.98 6.19 7.61 6.52 6.19 5.76 6.20 7.82 6.71 6.25 5.90 5.76

Tableau III.10. Valeur de Fs pour le gradin n°5

44


III.4.3. Influence de la hauteur du gradin (H) sur le coefficient de sécurité (Fs)

Pour l’étude de l’influence de la hauteur du gradin sur le coefficient de sécurité (Fs), nous

avons fixé tous les autres paramètres, et fait varier uniquement la hauteur du gradin de 5 m à 30 m, par pas de 5 m. les résultats du calcul du coefficient (Fs) en fonction de la hauteur du gradin (H), sont donnés dans les tableaux III.11 à III.15.

Gradin Hauteur du gradin (m)

X (m) Y (m) R (m) FsBISHOP

Fs FELLENIUS

2

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 18

7 7 7 7 7 7

15.5 17.5 22 27 32 38

28.42 11.52 7.68 6.33 5.97 5.01

47.75 17.02 10.55 8.40 7.63 6.58

5

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 18

7 7 7 7 7 7

15.5 17.5 22 27 32 38

24.30 9.97 6.75 5.64 5.37 4.53

40.69 14.62 9.17 7.39 6.77 5.85

Tableau III.11. Variation de Fs en fonction de la hauteur du gradin H pour α = 45°



Fs FELLENIUS

2

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 18

7 7 7 7 7 7

15.5 18 22 27 32 38

25.51 10.18 6.67 5.37 4.87 4.47

44.66 15.94 9.75 7.54 6.71 6.01

5

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 18

7 7 7 7 7 7

15.5 18 22 27 32 38

21.82 8.81 5.85 4.78 4.38 4.06

38.05 13.68 8.46 6.67 5.93 5.36


45


Gradin Hauteur du

gradin (m) X (m) Y (m) R (m) Fs

BISHOP Fs

FELLENIUS 2

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7

16 19 23 27 32 37

20.20 8.03 5.58 4.70 4.12 3.82

36.36 13.10 8.81 6.85 5.85 5.35

5

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7

16 19 23 27 32 37

17.30 7.03 4.91 4.18 3.71 3.47

30.99 11.26 7.39 6 5.17 4.75




Fs FELLENIUS

2

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7

16.8 20 24 28 33 38

13.18 6.63 4.79 4.05 3.56 3.28

24.08 10.99 7.48 6.08 5.22 4.69

5

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7

16.8 20 24 28 33 38

11.34 5.79 4.23 3.62 3.22 2.99

20.55 9.45 6.49 5.32 4.61 4.17


46




Fs FELLENIUS

2

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7

17.5 21 25 29 34 39

9.99 5.66 4.21 3.56 3.16 2.88

18.34 9.63 6.73 5.44 4.72 4.24

5

5 10 15 20 25 30

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7

17.5 21 25 29 34 39

8.62 4.96 3.73 3.19 2.86 2.63

15.67 8.30 5.85 4.77 4.17 3.77


0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30 35Hauteur du gradin (H)

Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)

Gradin 2 Bishop Gradin 2 Fellenius Gradin 5 Bishop Gradin 5 Fellenius

Figure III.2. Variation du coefficient Fs en fonction de H pour α = 45°

47


0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50


Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)



0

5

10

15

20

25

30

35

40


Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)



48


0

5

10

15

20

25

30


Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)



0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20


Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)



49


III.4.5. Influence de l’angle du talus sur le coefficient de sécurité (Fs)

Dans ce cas, on fait varier l’angle du talus (α) de 45° à 85° avec un pas de 10°, les autres

paramètres restant invariants. Les résultats obtenus pour le coefficient de sécurité sont regroupés dans les tableaux III.16 à III.21.

Gradin Angle du talus α


Fs FELLENIUS

2

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7

15 15.5 16 16.8 17.5

27.67 24.79 20.20 13.18 10.30

46.17 43.08 36.36 24.08 19.10

5

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7

15 15.5 16 16.8 17.5

23.67 21.20 17.30 11.34 8.89

39.35 36.69 30.99 20.55 16.32

Tableau III.16. Variation de Fs en fonction de l’angle du talus α pour H = 5 m



Fs FELLENIUS

2

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7

17.5 18 19 20 21

11.52 10.18 8.09 6.63 5.66

17.02 15.94 13.10 10.99 9.63

5

5 10 15 20 25

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7

17.5 18 19 20 21

9.97 8.81 7.03 5.79 4.96

14.62 13.68 11.26 9.45 8.30


50




Fs FELLENIUS

2

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7

22 22 23 24 25

7.62 6.67 5.53 4.79 4.21

10.40 9.75 8.36 7.48 6.73

5

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7

22 22 23 24 25

6.70 5.85 4.87 4.23 3.73

9.05 8.46 7.26 6.49 5.85




Fs FELLENIUS

2

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7

28 27 27.5 28.5 29.5

6.33 5.34 4.57 3.98 3.54

8.40 7.43 6.64 6 5.5

5

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7

28 27 27.5 28.5 29.5

5.64 4.76 4.08 3.56 3.18

7.39 6.52 5.82 5.26 4.82


51




Fs FELLENIUS

2

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

10 7 7 7 7

37 32 32 33 34

5.85 4.87 4.12 3.56 3.16

7.32 6.71 5.85 5.22 4.72

5

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

10 7 7 7 7

37 32 32 33 34

5.28 4.38 3.71 3.22 2.86

6.52 5.93 5.17 4.61 4.17




Fs FELLENIUS

2

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

10 7 7 7 7

42 38 37 37.5 38.5

5.66 4.47 3.81 3.33 2.93

6.93 6.01 5.34 4.85 4.32

5

45 55 65 75 85

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13

10 7 7 7 7

42 38 37 37.5 38.5

5.14 4.06 3.46 3.03 2.68

6.21 5.36 4.75 4.31 3.84


52


0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

45 50 55 60 65 70 75 80 85 90Angle du talus alpha

Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)


Figure III.7. Variation du coefficient Fs en fonction de α pour H = 5 m

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18


Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)



53


0

2

4

6

8

10

12


Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)



0

1

2

3

4

5

6

7

8

9


Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)



54


0

1

2

3

4

5

6

7

8


Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)



0

1

2

3

4

5

6

7

8


Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)



55


III.4.6. Influence de la cohésion sur le coefficient de sécurité (Fs)

Dans ce cas, on fixe les paramètres (H, α, Φ, …) et on fait varier uniquement la cohésion

de 50 à 500 KN/m2 avec un pas de 50 KN/m2. On obtient alors la variation du coefficient de sécurité Fs en fonction de la cohésion C. Les résultats obtenus sont donnés dans les tableaux III.22 à III.26.

Gradins

Cohésion C X (m) Y (m) R (m) Fs

BISHOP Fs

FELLENIUS 2 et 4

50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7 7 7 7 7

22 22 22 22 22 22 22 22 22 22

2.10 2.72 3.35 3.97 4.59 5.21 5.83 6.45 7.07 7.69

2.33 3.24 4.16 5.07 5.99 6.90 7.82 8.73 9.65 10.56

Tableau III.22. Variation de Fs en fonction de la cohésion C pour α = 45° (H = 15 m)

Gradins

Cohésion C X (m) Y (m) R (m) Fs

BISHOP Fs

FELLENIUS 2 et 4

50 100 150 20 250 300 350 400 450 500

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7 7 7 7 7

22.5 22.5 22.5 22.5 22.5 22.5 22.5 22.5 22.5 22.5

1.78 2.29 2.80 3.30 3.81 4.32 4.83 5.34 5.84 6.35

1.98 2.78 3.59 4.40 5.21 6.01 6.82 7.63 8.43 9.24


56


Gradins

Cohésion C X (m) Y (m) R (m) Fs BISHOP

Fs FELLENIUS

2 et 4

50 100 150 20 250 300 350 400 450 500

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7 7 7 7 7

23 23 23 23 23 23 23 23 23 23

1.59 2.09 2.47 2.91 3.35 3.78 4.22 4.66 5.10 5.54

1.75 2.49 3.23 3.96 4.70 5.43 6.17 6.91 7.64 8.38


Gradins Cohésion C X (m) Y (m) R (m) Fs

BISHOP Fs

FELLENIUS 2 et 4

50 100 150 20 250 300 350 400 450 500

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7 7 7 7 7

24 24 24 24 24 24 24 24 24 24

1.46 1.83 2.20 2.57 2.94 3.32 3.69 4.06 4.43 4.80

1.59 2.24 2.90 3.56 4.21 4.87 5.52 6.18 6.84 7.49


Gradin Cohésion C X (m) Y (m) R (m) Fs

BISHOP Fs

FELLENIUS 2

50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

- 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 - 13

7 7 7 7 7 7 7 7 7 7

25 25 25 25 25 25 25 25 25 25

1.37 1.69 2.00 2.32 2.63 2.95 3.27 3.58 3.90 4.21

1.46 2.05 2.64 3.22 3.81 4.40 4.98 5.57 6.16 6.75


57


0

2

4

6

8

10

12

45 95 145 195 245 295 345 395 445 495 545Cohésion [KN/m2]

Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)

BISHOP FELLENIUS

Figure III.13. Variation du coefficient Fs en fonction de C pour α = 45°

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

45 95 145 195 245 295 345 395 445 495 545Cohésion [KN/m2]

Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)

BISHOP FELLENIUS


58


0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

45 95 145 195 245 295 345 395 445 495 545Cohésion [KN/m2]

Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)

BISHOP FELLENIUS


0

1

2

3

4

5

6

7

8

45 95 145 195 245 295 345 395 445 495 545Cohésion [KN/m2]

Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)

BISHOP FELLENIUS


59


0

1

2

3

4

5

6

7

8

45 95 145 195 245 295 345 395 445 495 545Cohésion [KN/m2]

Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)

BISHOP FELLENIUS


III.4.6. Influence de l’angle de frottement interne sur le coefficient de securité (Fs)

Nous avons calculé le coefficient de sécurité (Fs) en fonction de la variation de l’angle de frottement interne (Φ) de 5° à 45°, dans les conditions de la carrière : H = 15 m et α = 85°. Les résultats de calcul pour les gradins 2 et 5 sont donnés dans les tableaux III.27 et III.28. Φ 5° 15° 25° 35° 45° X - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 Y 7 7 7 7 7 R 25 25 25 25 25 FS BISHOP 5.45 4.90 4.54 4.28 4.11 FS FELLENIUS

5.96 6.15 6.37 6.62 6.94

Tableau III.27. Variation du (Fs) en fonction de l’angle de frottement interne Φ pour le gradin 2

(α = 85° et H = 15 m)

60


Φ 5° 15° 25° 35° 45° X - 13 - 13 - 13 - 13 - 13 Y 7 7 7 7 7 R 25 25 25 25 25 FS BISHOP 4.66 4.23 3.96 3.78 3.67 FS FELLENIUS

5.07 5.27 5.49 5.74 6.06

Tableau III.28. Variation du (Fs) en fonction de l’angle de frottement interne Φ pour le gradin 5

(α = 85° et H = 15 m)

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45Angle de frottement interne PHI [°]

Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)

BISHOP FELLENIUS

Figure III.18. Influence de Φ sur le coefficient de sécurité Fs pour α = 85° et H = 15 m

(gradin 2).

61


0

1

2

3

4

5

6

7

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45Angle de frottement interne PHI [°]

Coe

ffici

ent d

e sé

curit

é (F

s)

BISHOP FELLENIUS

Figure III.19. Influence de Φ sur le coefficient de sécurité Fs pour α = 85° et H = 15 m

(gradin 5).

III.4.7. Calcul de la hauteur critique H

Pour le calcul de la hauteur critique des gradins, en tenant compte de l’angle du talus de la

carrière (85°), on a utilisé la méthode de l’abaque de Hoek (figure III.20). Cette méthode, établie par Hoek, est parfois utilisée pour calculer le coefficient de sécurité Fs. Pour déterminer Fs , il suffite de connaître la fonction de l’angle du talus (X) et la fonction de la hauteur du gradin (Y). Le point d’intersection de ces dernières nous permet de déterminer le coefficient de sécurité correspondant.

Les fonctions X et Y sont définies par les formules suivantes :

X = i – 1,2.Φ (37)

Y = CH.γ (38)

Où : i = angle du talus

Φ = angle de frottement interne

γ = poids volumique de la roche

H = hauteur du gradin

C = cohésion de la roche.

62


On peut déterminer la hauteur critique du gradin en fixant les autres paramètres, et en prenant un coefficient de sécurité critique (1,2).

Pour cela, on calcul X, puis on détermine le point d’intersection entre la valeur de X et la

valeur de Fs = 1,2. On détermine sur l’abaque la valeur de Y correspondante et on détermine ainsi H.

Pour Fs = 1,2, i = 85°, Φ = 38°,8, γ = 25 kN/m3, C = 499 kN/m3 (gradin 2) et 428 kN/m3 (gradin 5), on obtient les résultats données dans les tableaux III.28 et III.29.

Fs X Y H (m)

1,2 38.44 6 120

1,4 38.44 5 100

Tableau III.29. Hauteur critique du gradin 2 de la carrière du Djebel Medjounès

(pour Fs = 1,2 et Fs = 1,4)

Fs X Y H (m)

1,2 38.44 6 102

1,4 38.44 5 85

Tableau III.30. Hauteur critique du gradin 5 de la carrière du Djebel Medjounès

(pour Fs = 1,2 et Fs = 1,4)

D’après les résultats obtenus, on remarque que la hauteur critique H est très élevé. Ainsi, la hauteur de 15 m choisie pour les gradins de la carrière assure largement la stabilité des gradins. A condition de tenir compte de la fissurité et des accidents tectoniques qui traversent la carrière (les failles notamment).

63


Figure III.20. Abaque de Hoek

64

Chapitre III Calcul de la stabilité des talus de la carrière de Ain El Kebira III .5. INTERPRETATION DES RESULTATS

Le premier résultat qu’on peut tirer de cette étude est que les talus de la carrière de

calcaire du Djebel Medjounès sont très stables, étant donné les propriétés mécaniques du calcaire (résistance à la compression élevée, cohésion élevée..).

La méthode de Fellenius donne un coefficient de sécurité plus élevé que la méthode de

Bishop. Nous avons déjà mentionné que la méthode de Fellenius donne des résultats pessimistes par rapport à la méthode de Bishop. Les écarts sur Fs peuvent atteindre 10 %.

Les figures III.3. à III.7. montrent que coefficient de sécurité diminue lorsque la hauteur

du gradin augmente. Les valeurs du coefficient de sécurité sont dans tous les cas supérieurs à 2, donc les talus sont stables pour H variant entre 5 et 30 m.

La variation du coefficient de sécurité Fs en fonction de l’angle du talus (α) est une

fonction décroissante. Le coefficient de sécurité diminue quand l’angle du talus (α) augmente dans l’intervalle 45°-85° (figures III.8. à III.13). Dans tous les cas, les résultats obtenus montrent que les talus sont stables pour H variant entre 5 et 30 m. La valeur la plus faible de Fs est 2.68 obtenus par la méthode de Bishop pour α = 85° et H = 30 m (gradin n° 5). Cette valeur est largement supérieure au coefficient de sécurité minimum admis (1.2).

Le coefficient de sécurité augmente avec l’augmentation de la valeur de la cohésion

(figures III.14 à III.18). Pour α = 85° et C = 50 KN/m2, la valeur du coefficient de sécurité est proche de la valeur critique admise. On a vu que la valeur de C est généralement très élevée pour les calcaires de la carrière du Djebel Medjounès, mais cette valeur peut diminuer localement surtout dans les endroits très fissurés ou faillés car C dépend du coefficient d’affaiblissement structural.

Le coefficient de sécurité augmente avec l’augmentation de la valeur de l’angle de

frottement interne en utilisant la méthode de Fellenius. Par contre, en utilisant la méthode de Bishop, c’est le contraire qui se produit : diminution du coefficient de sécurité quand l’angle de frottement interne augmente (Figures III.19 et III.20).

65

Conclusion générale

CONCLUSION GENERALE

L’étude de la stabilité des talus dans les carrières nécessite de suivre plusieurs étapes, dont les principales sont :

o étudier des conditions géologiques et minières de la carrière ; o étudier des propriétés physico-mécaniques des roches de la carrière en

effectuant des mesures au laboratoire ; o calculer les propriétés mécaniques des roches dans le massif rocheux.

L’étude la fissuration du massif rocheux est l’un des principaux paramètres à tenir en compte dans cette partie.

o calculer le coefficient de sécurité qui nous indiquera l’état de stabilité des terrains. Si Fs < 1,2, le massif rocheux n’est pas stable. Dans cette partie de l’étude, il faut étudier les variations de Fs en fonction des paramètres géométriques et des propriétés mécaniques des terrains : hauteur du gradin H, angle de talus α, cohésion du massif et angle de frottement interne.

o Enfin, calculer la hauteur critique des gradins en fonction des paramètres géométriques et mécaniques de la carrière.

Pour réaliser une étude de stabilité des talus en suivant toutes les étapes précédemment citées, nous avons pris la carrière de calcaire du Djebel Medjounès (Ain El Kebira, Sétif) comme exemple.

Les résultats de cette étude indiquent que la résistance à la compression des calcaires est très élevée.

Les mesures du nombre de fissures du massif rocheux ont montré que la densité de la fissuration est élevée.

Pour le calcul de la stabilité, on a utilisé les méthodes de FELLENIUS et de BISHOP modifié. La méthode de BISHOP donne des valeurs de Fs inférieurs à celles données par la méthode de Fellenius. Il est donc recommandé d’utiliser cette méthode pour le calcul de la stabilité des talus, surtout dans le cas de talus instables où à la limite de stabilité.

66

Conclusion générale

L’estimation de la stabilité des talus à l’aide du calcul du coefficient de sécurité Fs, et les variations de Fs en fonction de H, α, Cm et Φm montrent que les gradins de la carrière du Djebel Medjounès sont très stables.

On a ensuite calculé la hauteur critique du gradin par l’abaque de Hoek. Cette hauteur critique s’avère être très élevée (100 m).

Nous recommandons de faire des études approfondies dans des gradins qui présentent une très forte fissuration et là où les failles traversent le gisement de calcaire.

67

Bibliographie

Benaissa A. (1992). Eléments de mécanique des sols. OPU. Alger. Benyounes K. (1989). Contribution à l’étude des glissements dans le terrain tendre – mine de fer – Ouenza. Mémoire de PFE. ENP. Alger. 128 p. Benyounes K. (1991). Etude géotechnique et analyse de la stabilité des talus dans la carrière de calcaire de Meftah. Mémoires de Magistère. ENP. Alger. 130 p. Campy M., Macaire J.J., (2003). Géologie de la surface. Erosion, transfert et stockage dans les environnements continentaux. Dunod. Paris. 488 p. Chakar A. (1989). Influence des paramètres naturels et technologiques sur la stabilité des talus. Mémoire de PFE. ENP. Alger. 112 p. GmbH (1973). Les résultats des recherches géologiques réalisées à Djebel Medjounès prés de Sétif (Algérie) pour l’implantation d’une cimenterie. Rapport inédit. 70 p. Hamidi M. (1994). Etude géotechnique de la stabilité des talus dans le quartier de Zerga de la mine d’Ouenza. Mémoires de Magistère. ENP. Alger. 162 p. Philipponat G. (1979). Fondations et ouvrages en terre. Ed. Eyrolles. Paris. 402 p. Samba S. (1991). Etude de la stabilité des talus de la carrière de Bouzareah. Mémoire de PFE. ENP. Alger. 114 p. SGA – SONATRACH. (1977). Cartes géologiques et notices explicatives : Sétif au 1/200.000 Sétif au 1/50.000 El Eulma au 1/50.000 Djemila au 1/50.000 Kherrata au 1/50.000 Simakine V. (1986). Projet d’exploitation du gisement calcaire Medjounès pour une période de cinq années de 1985 à 1990. Notice explicative. Rapport inédit. U.R.E.G. 35 P.

68

ANNEXE I : Photos de la carrière de calcaire du Djebel Medjounès

Annexe I.1. Gradin n°2

Annexe I.2. Trou de Tir

Annexe I.3. Matériel de chargement et de transport

ANNEXE II : Photos des essais de compression effectués au Laboratoire LTPE

(Sétif)

Echantillon de calcaire du gradin n°2

Essai de résistance à la compression

Echantillon avant écrasement

Echantillon après écrasement

RC = 1258 kg/cm2

Echantillon de calcaire du gradin n°5

Essai de résistance à la compression

Echantillon Avant écrasement

Echantillon après écrasement Observation : éclatement de la carotte

RC = 1070 kg/cm2

RC corrigé = 1000 kg/cm2

Annexe III : Photo montrant l’utilisation d’un cadre de 1 m de côtés pour mesurer

le nombre de fissures sur les gradins

ANNEXE IV : Exemple d’une feuille de l’application EXCELL que nous avons utilisé pour le calcul du coefficient de sécurité

ملخص

نجاز تباع المراحل الضرورية إلإتوازن منحدرات محتجر بآرة هو دراسة ذه المذفي هن الهدف الرئيسي من العمل المنجز إ ستعملنا طريقتي فيلينيوس و بيشوبإو ) والية سطيف(نا آمثال محتجر الحجر الكلسي لعين الكبيرة ذخأو قد . ه الدراسةذه

را للقيم ظن منحدرات محتجرعين الكبيرة جد متوازنة نأهرت أظه الدراسة ذن نتائج هإ. راتلحساب توازن المنحدالمبسطة رتفاع إ(العوامل المنجمية و الميكانيكية للمحتجر لى إا المعامل بالنسبة ذي تم حسابه و لتغيرات هذمن الالعالية لمعامل األ

ستعمالإرتفاع الحرج للمنحدرات بن حساب اإلإ). لداخليةحتكاك ا التماسك و زاوية اإل، زاوية ميل المنحدرات،المنحدرات . متر تقريبا100لى إعطى نتيجة مرتفعة جدا وصلت أهوك مخطط طريقة

– مخطط هوك -من معامل األ- طريقة فيلينيوس - المبسطة طريقة بيشوب–توازن المنحدرات :الكلمات الرئيسية . والية سطيف- محتجرعين الكبيرة

Résumé L’objectif de ce travail est d’étudier la stabilité des talus d’une carrière en suivant toutes les étapes nécessaires à la réalisation de cette étude. Nous avons pris la carrière de calcaire de Ain el Kebira (Sétif) comme exemple, en utilisant pour le calcul de la stabilité des talus les méthodes de Fellenius et de Bishop simplifiée. Les résultats de cette étude indiquent que les gradins de la carrière sont très stables, étant donné les valeurs élevées du coefficient de sécurité (Fs) calculées, résultats confirmés par l’étude de la variation de Fs en fonction des paramètres miniers et mécaniques de la carrière (hauteur des gradins, angle de talus, cohésion et angle de frottement interne). Le calcul de la hauteur critique des gradins en utilisant la méthode de l’abaque de Hoek a donné une valeur très élevée de l’ordre de 100 m. Mots Clefs : Stabilité des talus – Méthode de Bishop simplifiée – Méthode de Fellenius – Coefficient de sécurité – Abaque de Hoek – Carrière de Ain El Kebira – Sétif. Abstract The aim objective of this work is to compute the slope stability of a quarry following the necessary stages to make this study. We have chosen the limestone quarry of Ain El Kebira (Setif) to do this study by using Fellenius and simplify Bishop Methods. The results of this study show that the slope of the Ain El Kebira quarry is very stable as indicated by the high values of the factor of safety, and the variation of this factor with the mining and mechanicals parameters of the quarry (slope height, slope angle, cohesion and friction angle). The critical height slope computed with the Hoek diagram method is very high (100 m). Key words : Slope Stability – Simplify Bishop method – Fellenius Method - Factor of Safety – Hoek diagram – Ain El Kebira quarry – Setif.

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Mémoire De fin d’étude en vue de l’obtention du diplôme … · 2011. 3. 9. · 41 41 42 45 50 56 60 62 65 66 68 III .4. CALCUL DE LA STABILITE DES TALUS DE LA CARRIERE DE AIN