Expérimentation d'un rideau de palplanches ancré par tirants actifs

Jean-Pierre GIGAN Chef de la section Mécanique des sols

Laboratoire régional de l'Est parisien (Le Bourget)

RESUME

L'article présente les résultats de l'expérimen­tation d'un rideau de palplanches remblayé et ancré par des tirants précontraints, dont le but était de tester la validité des schémas de comportement sol-écran employés dans les méthodes de calcul au « module de réaction », actuellement les plus utilisées pour le dimen-sionnement de ces ouvrages. Les mesures ont porté sur les déformées des palplanches (cinq tubes inclinóme triques), les pressions du sol remblayé derrière l'écran (trois profils de capteurs) et les contraintes dans l'acier (jauges soudées seulement dans la partie hors fiche). Les valeurs du module de réaction hors fiche ont été déduites de la mesure des variations de pression derrière l'écran et des déforma­tions du rideau pendant la mise en tension des tirants. La détermination des moments fléchissants de deux manières (à partir des mesures par jauges et par dérivation des relevés de déformations angulaires inclinométriques) se heurte à la complexité du fonctionnement des serrures et à la méconnaissance de l'inertie réelle du rideau. S'appuyant sur des résultats d'études théoriques par éléments finis en sol élastique, une règle de calcul du module de réaction est proposée pour cette phase de mise en tension, faisant interve­nir directement la rigidité sol-écran. La distinction de valeurs différentes du module de réaction, pour les phases de terrassement et celles d'application d'efforts ponctuels, devrait permettre une meilleure prévision des déplace­ments des ouvrages dans ce type de calcul.

MOTS CLÉS : 42 - Mur de palplanche • Tirant (ancrage) - Expérimentation • Précontrainte -Comportement - Sol - Remblayage - Interac­tion • Coefficient de réaction du sol - Mesure -Déplacement - Poussée • Calcul.

L'emploi des méthodes « au module de réaction », souvent dénommées abusivement méthodes « élastoplastiques », est devenu quasi systématique pour les calculs des parois mou­lées et rideaux de palplanches ancrés par tirants précon­traints.

L a plupart des bureaux d'études disposent de programmes de calcul très performants et permettant de tenir compte des phasages de construction. Ainsi les laboratoires des Ponts et Chaussées ont récemment diffusé le programme D E N E B O L A [1] autorisant une large variété d'hypothèses sur la loi pression-déplacement au contact de l'écran.

Le problème du choix du module de réaction n'est pas pour autant résolu. Pour la partie fichée des ouvrages, les règles proposées par L . Ménard à partir des caractéristiques pres-siométriques du sol sont les plus utilisées et ont été validées par quelques expériences [2]. Encore ne sait-on guère com­ment les appliquer dans un calcul par phases.

Hors fiche, en l'absence de tout document de référence, le choix reste tout à fait empirique.

C'est pour essayer de mieux comprendre ces interactions sols-palplanches-tirants précontraints qu'une expérimenta­tion sur ouvrage réel a été réalisée en 1978-1979 sur un rideau de la voie rive gauche de Seine, en aval du pont de Puteaux, avec la participation de la Direction départemen­tale de l'Équipement des Hauts-de-Seine, maître d'œuvre des travaux.

5 B u l l , l ia ison L a b o P. et C h . - 129 - janu . - févr . 1 9 8 4 - Ré f . 2 8 6 9

L'OUVRAGE ET L E SITE Les phases de travaux

L'ouvrage

L'aménagement de la voie rive gauche de Seine (VRGS) de part et d'autre du nouveau pont de Puteaux comporte la réalisation d'un mur de quai en palplanches sur une longueur de 670 m. Dans la partie médiane, le rideau est relié par des tirants passifs aux structures des trémies de franchissement de la tête du pont, fondées sur parois moulées. De part et d'autre de cette zone, le rideau est ancré par des tirants précontraints inclinés.

L'expérimentation s'est déroulée au P M 580, à l'aval du pont. Le rideau est constitué de palplanches LarssenIVs de 18,50 m de longueur (fig. 1), surmon­tées d'un mur de couronnement et d'habillage côté Seine.

En phase finale le niveau de chaussée étant à + 29,20 N G F et la cote de dragage à +18,20 N G F , la hauteur de soutènement est de 11 m pour une fiche de 8 m environ (pied de palplanches à 10,15 N G F ) .

Les tirants V S L 9 T 1 3 , d'une capacité de 1400kN, ont une longueur totale de 24 m et sont scellés dans les alluvions sablo-graveleuses sur 8 m. Ils sont inclinés à 20° sur l'horizontale et leur tête est située à + 24,50 N G F , soit à 4,15 m sous le sommet des pal­planches. Ils sont espacés de 2 m.

L a technique de construction de ce type d'ouvrage, maintenant classique, comprend des phases alternées de remblaiement et de mise en tension des tirants.

Les cotes de remblaiement et les valeurs des efforts d'ancrage ont été déterminées par un calcul « élastoplastique » tenant compte de ces phases inter­médiaires de travaux et pour lequel le maître d'oeuvre avait fixé les tolérances de déplacement suivantes :

— déplacement en tête des palplanches toujours infé­rieur à 10 cm, — déplacement au niveau d'ancrage des tirants ne devant pas excéder 2 cm après leur blocage.

Sur la base de ce calcul, effectué avec le programme P A R O I IV, le phasage de réalisation a comporté les étapes suivantes (fig. 2) :

— 0 : prédragage à +21 N G F , battage des palplan­ches, — 1 : remblaiement partiel à + 24,60 N G F , — 2 : forage des tirants depuis la cote +24,50 N G F , mise en prétension à 110 k N (composante horizontale T H = 52 kN/m),

— 3 : remblaiement 2 e phase à +28,20 N G F , — 4 : mise en tension des tirants à 760 k N {TH = 370 kN/m); la tension se stabilise au bout de 3 mois à 720 k N ,

Fig. 1 — Coupe transversale du rideau au PM 580.

30 NGF_

20NGF-

FAUSSES GLAISES ARGILEUSES

10,15

6

Fig. 2 — Phasage prévisionnel des travaux : 0 - Prédragage. 1 - 2 - 3 - Remblaiement partiel, forage et prétension des tirants, remblaiement 2 e phase. 4 - 5 - M i s e en tension des tirants, f in du remblaiement. 6 - Dragage, pose des enrochements. (Extrait de la revue Travaux, sept. 1978, J. Deterne, J. F. Forestier, La reconstruction des ponts de Puteaux.) (Les cotes NGF de ce profi l type diffé­rent légèrement de celles du profi l expé­rimental.)

7

— 5 : exécution du mur de cou­ronnement et remblaiement final à +29,15 N G F , - 6 : dragage à +17,20 N G F et pose d'enrochements sur 1 m.

Les caractéristiques géotechni­ques du site

Posit ion du rideau à constru i re

Cotes NGF - 3 0

L imons (alluvions modernes)

S.C

7

0' ' Sables et graviers ' 0

(ail. anciennes) •• ' •

Al ternance de lits de sable et d'argile (fausses glaises)

-^-Argi le plast ique "

Le profil géotechnique (fig. 3) montre que les palplanches sont fichées dans des alluvions sablo-graveleuses et un substratum constitué d'argiles sableuses (fausses glaises).

Le comportement mécanique médiocre de ce substratum (c„ = 80kPa, p, = l à 1,5 M P a , EM = 7 à 12 MPa) contraste avec la forte compacité des alluvions sus-jacentes (pl > 2,5 M P a , £ M = 20 à 30 MPa).

A u tout-venant mis en œuvre comme matériau de remblai sur le chantier, a été préféré un sable fin derrière les palplanches expérimentales, cela afin d'améliorer les conditions de mesure. Ce sable fin, dont la courbe granulométrique est indiquée sur la figure 4, présente les caractéristiques suivantes (fig. 5) :

- y = 1 9 , 5 k N / m 3 , - c'=0, — t p ' = 41° (essai triaxial C D ) , - £, = 0,3 MPa , — EM < 3 M P a (essais pressiométriques réalisés après remblaiement), — qc = 2 à 4 M P a (pénétromètre statique Gouda).

+ 27

> 2 5 - 280\ C> 25- 320

> 2 5

14 PI (10* kPa)

185/

7- - ' v50 1 1 - 9 0 '

- 2 5

+ 23,2

+ 20 ///////////

V 9 \ 0 : - . ; o - . - .

• 2 0

15

115\ E ( 10 2 kPa)

Pressiomètre -

Fig. 3 — Profil géotechnique transversal.

Lors des premières phases de remblaiement, le com­pactage était seulement obtenu par le passage de la lame de bouteur étalant les tas de remblai. En fin de remblaiement ( + 28,20 N G F ) était réalisé un compac­tage hydraulique par percolation d'eau à travers le matériau, complété ensuite par la circulation d'un rouleau lisse.

25 12,5 6,3 2,5 1,25 0,5 (mm)

Courbe granulométrique du matériau de remblai.

Résistance de pointe qc (MPa)

10 15 20 25

Pression limite py (MPa)

0,1 0,3 0,4 0,5 0,6

Module de déformation EM (MPa)

2 3 4 5 6

0,5 m derrière le rideau

2 m derrière le rideau

» i Référence moyenne mesurée dans le tout-venant

Fig. 5 — Caractéristiques pressiométriques et pénétrométriques du remblai derrière les palplanches.

8

L ' É Q U I P E M E N T D E S P A L P L A N C H E S E T D U R E M B L A I

Le programme d'équipement des palplanches a tenu compte des enseignements de l 'expérimentation précé­dente d'Asnières [3]. Il est en outre axé sur la mesure des déplacements et pressions au contact palplanches-remblai. Présenté sur la figure 6, il comporte principalement :

— 6 tubes inclinométriques, dont 5 ont été scellés dans des réservations soudées sur les palplanches avant leur battage, le dernier étant placé dans le remblai, 2 m derrière le rideau (fig. 7, 8 et 9);

— 21 capteurs de pression totale Glotzl 10 x 20 cm disposés sur trois profils verticaux en « b o s s e » sur toute la hauteur des remblais. Ceux-ci étaient boulon­nés après battage sur des tiges filetées préalablement soudées sur les palplanches (fig. 10 et 11);

— 56 jauges de contraintes (huit niveaux de 7 jauges espacés de 1 m) mises en place sur les âmes et près des serrures.

Quelques capteurs de pression totale placés dans le remblai ainsi que dans les « creux » des palplanches et plusieurs nivelles complétaient ce dispositif, dont nous ne développerons pas ici les détails de la mise en œuvre [4].

Fig. 7 — Photo prise depuis le haut de la palplanche montrant le faible espace ( < 5 m m ) existant entre le tube incl ino-métrique et la cor­nière de réservation.

Fig. 9 — Face arrière du rideau après le battage et la pose des niveaux inférieurs de c a p t e u r s de pression et des tubes incl inomé­triques dans leurs r é s e r v a t i o n s . La p h a s e s u i v a n t e des t r a v a u x est le r e m b l a i e m e n t partiel jusqu'au niveau de la lierne.

Fig. 8 — Après la mise en place du tube incl inométri-que , l ' i n t e r v a l l e entre le tube et la cornière est rempli d 'un coulis argile-ciment.

Fig. 1 0 — Face arrière du rideau pendant la mise en f iche. La palplanche centrale est équipée de jauges. Sur les deux palplanches adjacentes sont soudées les tiges filetées qui supporteront les capteurs de pression totale.

10

Fig. 1 1 . — Mise en place des capteurs de pression totale Glôtzl derrière les palplanches. Les capteurs sont boulonnés sur des tiges filetées préala­blement soudées sur les palplanches. Cette opération est effectuée par un homme-grenouil le pour les capteurs situés sous l'eau. A noter égale­ment les plaques de réservation pour les capteurs situés au niveau de la lierne.

L E S D É F O R M É E S D E L ' O U V R A G E

Lors de la première phase de remblaiement, les mesu­res inclinométriques soulignent des écarts très impor­tants dans les déformations du rideau, puisque les déplacements en tête varient de 1,5 à 7 cm vers la Seine. Cela s'explique par l'absence d'élément de rigidi-fication longitudinale de l'ouvrage.

Après la pose de la lierne, les évolutions des déplace­ments sont en revanche tout à fait parallèles, ce qui a permis de tracer les déformées moyennes pour les diverses étapes de la construction (fig. 12) et d'en déduire le déplacement du rideau lié à la mise en tension des tirants (fig. 13).

B l o c a g e d e s t i r a n t s

3 m o i s p l u s t a r d

Fig. 12 — Déplacement moyen du rideau vers le massif lors de la mise en tension des tirants (12 -10 -78 ) et trois mois plus tard (16 -01 -79 ) .

1 re phase de re i nb la i emen t à + 2 4 , 6 0 N G F

T i r a n t s p ré tendus - 2e phase de r e m b l a i e m e n t à 2 8 , 2 0 N G F

2 0 j ou rs p lus t a rd avant la mise en tens ion des t i r an t s

/ / / / / / / / / /

A l l u v i o n s anciennes

A v a n t mise en t ens ion

A p r è s mise en tens ion

A u b o u t d e 5 mo i s

Fig. 13 — Déformée moyenne du rideau pour les phases successives de construct ion.

11

t M H M H H t t H H t t t t t ) t t ( t ) t ) t ) ) ' H " t n m n i | i t t t t t t t t t t t t t t 11111111

L ' « enfoncement » du rideau vers le massif atteint la valeur maximale de 1,8 cm à 3 m de profondeur, et i l est intéressant de signaler que l'inclinomètre situé dans le remblai 2 m en arrière de l'ouvrage indique un déplacement de l'ordre de 1,5 cm à ce même niveau.

Ces déplacements continuent d'évoluer avec le temps après la mise en tension, l'enfoncement maximal pas­sant de 1,8 à 2,5 cm. C'est un phénomène que nous avions constaté également sur le rideau d'Asnières [3].

Fig. 14 — Mode de calcul d'une pression moyenne sur le rideau en fonct ion des valeurs mesurées sur les trois profils de capteurs en « bosse » 4/>moyen=/01+2 X/32+P3.

Coefficient de poussée des terres lié au remblaiement derrière le rideau

Lors du remblaiement (1" ou 2e phase), on peut définir à chaque niveau un coefficient de pression des terres par le rapport :

L E S M E S U R E S D E P R E S S I O N D E S T E R R E S Pi

£ Y h — u

Si des anomalies ont été constatées dans les mesures de pression au sein du remblai, les mesures au contact des palplanches s'avèrent d'une fiabilité satisfaisante. Pour 17 capteurs sur les 21 posés, la précision des mesures est estimée à + 5 kPa pour des valeurs abso­lues de pression variant de 20 à 200 kPa.

Néanmoins, la loi permettant de connaître la pression moyenne du sol sur l'écran, en fonction de valeurs mesurées sur les « bosses » des palplanches et de valeurs beaucoup plus faibles mesurées dans les « creux », n'est pas connue.

Nous avons tout d'abord été amenés à ne retenir que les valeurs en « bosse », comme si elles étaient mesurées sur un écran plan, cette hypothèse satis­faisant mieux les équations d'équilibre des forces hori­zontales.

Ensuite, nous avons constaté que, parmi ces capteurs en « bosse », ceux qui étaient placés sur le profil central donnaient des valeurs 30 à 40% plus faibles que ceux placés sur les profils extérieurs corres­pondant aux palplanches portant les tirants, ce résultat s'expliquant à notre avis par un effet de voûte horizontal.

Aussi, comme cela est illustré sur la figure 14, le mode de calcul de la pression moyenne est donné sur chaque plan horizontal par :

4 / W n = / > i ( P r o f i l 1 a v e c tirant)+/>3 (profil 3 avec tirant) + 2 x p2 (profil intermédiaire sans tirant).

avec : — Pi, la pression horizontale effective mesurée, — Z y h, calculé avec Y = 19 k N / m 3 , — u, la poussée hydrostatique.

Les valeurs trouvées (fig. 15) sont très nettement supé­rieures au coefficient de poussée Ka (Ka=0,217 pour (p' = 40°), notamment pour les remblais hors nappe.

Cet effet de pression de « compactage » a fait l'objet d'études théoriques et d'essais sur modèles [5]. Par contre, i l n'a été vérifié que très rarement sur ouvrages réels. Dans notre cas, la forme en « coin » du remblai a pu augmenter son incidence.

0 P/(kPa) 50

27 -

25 _

23

21

——t Remblaiement ' 2e phase

Remblaiement 1 re phase

0,35

1,60

0,85

0,43

0,52

0,69

0,63

Cote NGF

Fig. 15 — Pression effective initiale pi derrière le rideau et coefficient de pression initiale Ki(Ki=pj/Zy h—u).

12

Analyse de l'effet de la mise en tension des tirants

Les diagrammes de pression moyenne du sol sur le rideau ont été établis avant et après la mise en tension des tirants (fig. 16). On en déduit le diagramme de réaction du sol lors de cette mise en tension (fig. 17). Celui-ci est approximativement symétrique par rap­port à un maximum de pression de 80 kPa situé entre 4 et 5 m de profondeur, c'est-à-dire un peu en dessous du niveau d'ancrage.

50 100 P (kPa)

^ A / \ \ \ \ \ l s \ \ \ \ \ \ \

Fig. 16 — Diagramme moyen de pression effective derrière le rideau après remblaiement à 28,20 NGF.

Une analyse s'apparentant au tracé d'une ligne d'in­fluence a permis de tracer des courbes d'isovaleurs de réaction de sol lors de la mise en tension d'un tirant (fig. 18). Le principe a été de superposer les réponses de l'ensemble des capteurs lors de la mise en tension de chaque tirant, en les repérant par leur distance à celui-ci. On constate le caractère très ponctuel de cette mise en tension : les réactions de sol sont très faibles derrière les palplanches situées à 4 m de distance de la palplanche ancrée (palplanches notées n — 2 et n + 2 sur la figure).

Niveau de capteur

—*- Sens de progression des mises en tension —

Cote supérieure n • n - 1 n n + 1

Numéro de t i rant I

i n Ìn11n Ì> i n Kn 11Ì } > n 111 111 fv ) / / / /1 / \ i / r /1 ï / \ / / / / 1 d U r e m b l a i 1 7 / — 1 6 ^ — 3 0 -

/

Lieme

- - 2 I

- 15

— k J -

- y - i s —

-n- 1 2 V -

- 1 2 - - 1 5 -\

15 ' 12 69

\ l i I •17 -4 , -12o 8.2-

> N « 69 3 7 ) I

— 5 -

I - 10

/1

1 m _ L _

/ 7^8-48

Base du remblai 2 m -

Fig. 18 — Valeurs des réactions du sol (kPa) mesurées lors de la mise en tension du tirant correspondant au profi l n; les tirants n —1 et n —2 étant déjà tendus, les tirants n+] et n+2 seulement prétendus. Courbes d'isovaleurs des réactions (analyse faite d'après les mesures en « bosse » sur les palplanches avec t irant).

100 Ap l kPa l

Une exploitation plus fine des résultats, non détaillée ici, montre d'ailleurs que la distribution des réactions de sol n'est pas symétrique par rapport à la palplanche ancrée. Les réactions mobilisées sont nettement plus élevées du côté où les tirants sont seulement préten­dus, que du côté opposé où les tirants sont déjà à leur tension de blocage.

Le processus de mise en tension successive des tirants se concrétise par une chute de tension de 60 k N : le tirant, bloqué à 840 k N , voit sa tension se stabiliser à 780 k N après la mise en tension de toute la ligne d'ancrage.

DETERMINATION D U M O D U L E DE RÉACTION D U SOL

L a comparaison niveau par niveau des déplacements du rideau et des variations de pression du sol fournit directement une valeur expérimentale du module de réaction

Fig. 17 — Diagramme moyen de réaction du sol lors de la mise en tension des tirants.

k (kN/m 3 ) = Ap (kPa)

Ay (cm)

13

Les valeurs obtenues en fin de mise en tension sont présentées sur la figure 19. Pour les calculs ultérieurs de l'ouvrage, nous avons adopté une loi de variation linéaire de ce module de 0 à 5 000 kN/m 3 entre 0 et 4 m de profondeur, puis une valeur constante.

Trois mois après la mise en tension, l'augmentation des déplacements, combinée à une légère diminution des pressions, conduit à une valeur de module « différé » nettement plus basse : kd = 3 000 kN/m 3

(fig. 19).

Il faut noter que ces valeurs de module sont elles-mêmes inférieures au module « instantané » k{ mesuré pendant la mise en tension du tirant (méthode du cycle avec épreuve du tirant à 1,3 fois la tension de blocage). A titre d'exemple, nous avons tracé la loi de variation pour les trois capteurs situés à 4m de profondeur (fig. 20) : le module « instantané » atteint 14000 kN/m 3 .

k ( kN /m 3 |

5 000 10 000

k (kN/m' l

5 000 10 000

" • Z (m)

Fig. 19 — Modules de réaction déterminés expérimentalement métré par mètre et loi de variation proposée. a) juste après la mise en tension; b) 3 mois après la mise en tension.

CONTRAINTES INTERNES DANS LES PAL-PLANCHES - ESSAI D E DÉTERMINATION DES MOMENTS FLÉCHISSANTS

Les expérimentations antérieures, en particulier celle d'Asnières [3], avaient révélé l'existence de phénomè­nes de glissements dans les serrures des palplanches. Pour cette raison, nous avions mis en œuvre sept jauges par niveau de mesure, disposées conformément au schéma de la figure 21.

En fait, le fonctionnement des palplanches s'est avéré encore plus complexe que nous ne l'imaginions à priori. Le diagramme développé des contraintes (fig. 22) en est une illustration.

Si l'existence de fibres neutres ressort bien de cette représentation (les segments de droite reliant les jau­ges deux à deux se coupent bien en un même point), aucun élément de symétrie simple n'apparaît. D'une manière peu explicable, la flexion est plus faible dans la palplanche supportant le tirant (jauges 1 et 2), que dans la palplanche adjacente (jauges 3-4-5). Il se peut aussi que les déformations mesurées au niveau des jauges soient perturbées par des effets parasites.

Plusieurs tentatives d'interprétation de ces diagram­mes de contraintes ont échoué. On peut tout juste dire que, après la mise en tension des tirants, le moment fléchissant est beaucoup plus élevé au niveau de l'appui (compris entre 70 et 120 mkN/m) qu'à la base des remblais (inférieur à 30 mkN/m en valeur absolue à —8m de profondeur).

Une autre approche des moments fléchissants a été obtenue par dérivation des courbes inclinométriques (approximation polynomiale de degré 7 à 10 des cour­bes de relevés angulaires) [6]. Les résultats paraissent assez satisfaisants (fig. 23), mais très différents selon le tube inclinométrique analysé.

14

Côté Seine

Tirant 72

Fig. 21 — Numérotation des jauges dans une section horizontale du rideau.

On retiendra de cela avec modestie que le dimension-nement des ouvrages selon la théorie de la flexion composée de poutres risque de conduire à des diagram­mes d'efforts internes dans les palplanches assez éloi­gnés de la réalité.

Niveaux — 1 m - 2 m — 3 m — 4 m

Jauges 1 2 3 5 6

\ \ \ \

\ s? \ >\

S ' \ / x / X s X

V

-60

— 40

-20

- 0

- + 20

Jauges 1

Contrainte a (MPa)

Niveaux — 5 m — 6 m - 7 m - 8 m ___

2 3 v \ 5 6 A \\ *\ \ \ ft

A

\ -y v. x x. * ' / y

-60

- 40

- 2 0

- 0

- + 20

40

Contrainte a (MPa)

Fig. 22 — Diagrammes représentatifs des variations de contrainte dans les palplanches entre le 10-10-78, veille de la mise en tension, et le 19-10-78, huit jours après la mise en tension.

Côté terre

100 150

s) 12-10-78, juste après la mise en tension;

b) 19-10-78, une semaine plus tard.

Fig. 23 — Courbes de moments fléchissants obte­nues par dérivation des relevés inclinométriques.

15

C A L C U L A POSTERIORI D E L'OUVRAGE PAR UNE MÉTHODE A U M O D U L E D E RÉACTION

Calage des paramètres sur la phase de mise en tension des tirants

L a phase de mise en tension a été analysée par un calcul au module de réaction utilisant le programme D E N E B O L A du L C P C [1].

Le rideau est alors simulé par une console encastrée dans les sables et graviers à 11m de profondeur (fig. 24), soumise à l'action ponctuelle du tirant, les modules de réaction de sol suivant la loi de variation indiquée sur la figure 19.

Deux séries de calculs ont été effectuées : la première pour la rigidité E x I de l'écran classiquement admise (El—115080 k N x m 2 ) , la deuxième pour une rigidité tenant compte d'un glissement dans les serrures ( £ 7 = 3 6 2 8 0 k N x m 2 ) .

Les résultats (fig. 25) soulignent la bonne concordance des déformées expérimentales et calculées à la condi­tion de retenir pour le calcul la rigidité la plus faible. C'est une confirmation de l'existence de glissements au niveau des serrures, mis par ailleurs en évidence par les jauges de déformation.

wwwwv

11

'/////////////, t/VW

*/NrV

<AAAt

Ar\A/

' / / / / / / / / / / Encas t remen t

Fig. 24 — Schématisation du calcul de la phase de mise en tension.

Ap (kPa) 00

305 k N / m

Fig. 25 — Calcul de la phase de mise en tension à partir d'une loi de variation cont inue du module de réaction (cf. f ig. 19). a) juste après la mise en tension (Ar=305 k N / m ) . b) trois mois plus tard (Ar=278 kN /m) .

Valeurs expér imentales

Calcul avec El = 115 080 k N x m 2

Calcul avec El = 36 280 kN X m 2

16

Z : 28,65 NGF

o / 00

CQ S ai ce

< m

co Z o >

00 LU 00

00

<

= 19,5 k N / m 3

= 10 k N / m 3

= 0,217 • = 4,6

= 0 = 40° , ,

= 0 à 3 000 k N / m 3

idem

k = 3 000 k N / m 3

7 * "a

K o KP

c' 0'

= 11 k N / m 3

= 0,217 = 0,357 = 10,7 = 0 = 40°

k = 20 000 k N / m 3

7 f a

* o

«P c'

k =

•• 10 k N / m 3

= 0,406 = 0,580

= 3,54 = 10 kPa = 25°

7 000 k N / m 3

TABLEAU I Calcul par phase du rideau. Tirants prétendus à 52 kN/m (valeur mesurée).

Rappel des hypothèses et principaux résultats obtenus pour les deux inerties retenues.

Déplacement Moment Effort horizontal d'ancrage

(kN/m)

en tête (cm)

au niveau du tirant

(cm)

maximal sous

le tirant (cm)

au niveau du tirant (mkN/m)

maximal en travée

et profondeur (mkN/m)

Effort horizontal d'ancrage

(kN/m)

Phase 1 M Remblaiement Ci 1 , e phase Ci

-3.3 -5,1 - 2

-1.9 -2 ,6 -1 _ _

- 77 à 8,4 m - 70 à 8,4 m

—

Phase 2 M Ci Ci

? +0,9

0

? -0,1 +0,3

-0 ,5 à 6,4

—

+ 60 à 6,2 m + 75 à 6,6 m }

52

Phase 3 M Remblaiement Ci 2 e étape C2

-5.3 - 8 , 8 - 5

-2.3 -2 ,9 - 2

- - 142 - 142

-100a -6m - 60 à 8,4 m -124 à 8,4 m

62 156 139

Phase 4 M O Ci

-3.3 - 7 ,2 -2 ,9

-0.7 -1,5 -0,7 : -247

- 2 6 0 + 1 à 7,4 m

0 à 7,9 m J 340

Phase 6 Ci Fin du remblaiement Ci — dragage

-7 ,8 - 3 , 4

-1,8 -1,0 -

- 267 -281

f+ 24 à 7,9 m 1 - 33 à 11,2 m f+ 10 à 7,9 m X- 38 à 11,2 m

351 351

Phase 8 Ci Dénivellée de nappe Ci

-7 ,6 -3 ,3

-1 ,9 -1 ,2 -

-271 - 2 7 9

\+ 47 à 7,9 m l - 48 à 11,6m / + 43 à 7,9 m l - 55 à 11,6 m

357 357

Différence M Phase 4 - Phase 3 Ci

Ci

2 1,6 2,1

1.6 1,4 1,3

- - 1 0 5 - 1 1 8

-+278 +184 +201

M : valeurs mesurées; Ci : £/=36280 kNxm 2 ; Ci : f /=115080 kNxm 2 .

Calcul complet de l'ouvrage par phases

Ce calcul, respectant le phasage décrit précédemment, a été effectué en conservant à chaque phase les modu­les de réaction déduits de la phase de mise en tension (modules différés kd = 3 000 kN/m 3 dans les remblais).

Les deux hypothèses concernant la rigidité du rideau ont été maintenues.

On s'aperçoit, en examinant les résultats du tableau I et les diagrammes de la figure 26, que la concordance entre les valeurs calculées et mesurées n'est pas très bonne.

Lors des phases de remblaiement, notamment, les courbures des déformées calculées les plus satisfaisan­tes sont obtenues pour la rigidité du rideau la plus forte.

Par ailleurs, la surtension du tirant calculée pour la deuxième phase de remblaiement est dans les deux cas nettement supérieure à la valeur mesurée.

Nous n'avons pu fournir une justification à posteriori de tous ces résultats. Cependant, il paraît évident que, lors d'une phase de remblaiement ou de dragage, le fonctionnement du rideau est nettement différent de

celui observé lors de la mise en tension. La rigidité relative sol-rideau dépendant de la phase de travaux, il y a lieu de rechercher un mode de calcul différent du module de réaction selon le type de sollicitation auquel est soumis l'ouvrage.

M O D E DE DÉTERMINATION D E LA VALEUR D U M O D U L E D E RÉACTION DANS L A PARTIE HORS FICHE D U RIDEAU

Le projeteur ne dispose à l'heure actuelle d'aucune règle pratique de détermination du module de réaction dans la partie hors fiche d'un ouvrage.

Cette expérimentation a confirmé le caractère très ponctuel de l'effet de la mise en tension des tirants, les réactions du sol se faisant ressentir dans un rayon de 2 à 3 mètres autour du point d'ancrage. En outre, les déformées et diagrammes de pression obtenus sont en bon accord avec le schéma de la poutre sur sol élastique.

Cela nous a conduit à rechercher une détermination directe du module de réaction en fonction de la rigi­dité relative sol-écran, apparaissant dans ce schéma

sous forme de longueur de transfert l0 =

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Fig. 26 — Calcul de l'ouvrage par phases. Déformées et pressions effecti­ves sur l'écran.

Comparaison des valeurs calculées et mesurées.

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S. Barussaud [7] a étudié par éléments finis le fonction­nement d'un écran de rigidité El s'appuyant sur un sol élastique de module Es sous l'effet d'une force externe.

Il montre que, pour une paroi rigide de hauteur h soumise à un effort horizontal en tête, la théorie de la poutre sur sol élastique s'applique rigoureusement à condition d'isoler les déplacements propres de la paroi de ceux du massif dans son ensemble. Le

4 £ module de réaction a alors pour valeur k — —-.

h

L'extension de ce schéma à une paroi souple conduit à substituer à la valeur h une longueur Xl0, X étant un nombre sans dimension dont la valeur est voisine de 1 (elle peut être ajustée sur la comparaison des moments entre le calcul élastique et le calcul au module de réaction). Des deux relations :

On trouve dans notre cas, pour la deuxième phase de

remblaiement avec E = 2 000 kPa, a = - et a = 7,4 m : 3

fc = l 140kN/m 3

Dans un calcul au module de réaction par phases de travaux, faire varier le module d'une phase à l'autre, dans un rapport de 1 à 3, peut paraître une subtilité excessive pour une méthode dont le principe est lui-même contestable. Cette modification des valeurs du module n'est probablement pas nécessaire, comme l'ont montré diverses études paramétriques, si l 'on ne s'intéresse qu'aux efforts internes dans l'ouvrage; elle est par contre justifiée si l 'on souhaite obtenir une prévision réaliste des déplacements.

C O N C L U S I O N

et k = 4E, XL

on déduit l0 =

Nous avons appliqué cette règle au rideau de Puteaux, en admettant que le module élastique Es pouvait être remplacé par le module pressiométrique des remblais EM.

Avec El=36 280 k N x m 2 , EM = 2 000 kPa et X = 1, on trouve Z0 = 2,63 m, d'où k = 3 050 k N / m 3 . Ces valeurs numériques sont en très bon accord avec les résultats expérimentaux.

En appliquant cette règle de calcul à d'autres ouvrages expérimentaux, tels que le rideau d'Asnières [3], les parois moulées de la S E R E T E [8] et du Havre [9], nous avons obtenu également une bonne concordance avec les mesures lors des phases de mise en tension.

Il faut toutefois signaler que pour ces ouvrages, le niveau du sol derrière l'écran se trouvait à une hauteur au moins égale à « Z0 » au-dessus du point d'ancrage. Pour des ancrages situés plus près de la surface du sol arrière, une correction de ces formules serait certai­nement nécessaire.

Cette règle de calcul n'a de sens physique que pour la phase de mise en tension des tirants.

Pour les phases de remblaiement, toute la partie hors fiche du rideau se déplace vers le fleuve, le « centre de rotation » se trouvant quelques mètres sous le fond de fouille. Pour le* choix du module de réaction, i l est alors plus satisfaisant de s'en tenir à l'application de la règle de L . Ménard :

1 1 r a 4 / „ a Y 1 - = - a - + - 2,7 — a 0 , k El 2 9\ a j °J

a étant ici la hauteur hors fiche, a 0 = 0,30 m.

Le développement des méthodes de calcul aux élé­ments finis permet d'envisager dans les prochaines années une approche plus satisfaisante du dimension-nement des écrans de soutènement. D'ores et déjà un programme de calcul à maillage automatique, mis au point au L C P C , permet de traiter des cas d'ouvrages à géométrie simple.

Toutefois, malgré leurs limites, les méthodes « a u module de réaction » restent actuellement les plus utilisées pour l'étude des parois moulées et rideaux ancrés par tirants actifs. Dans leur application, le projeteur est confronté au choix de paramètres pour lesquels les données expérimentales sont souvent restreintes : pressions initiales sur l'écran, module de réaction, hystérésis du s o l . . .

Cette expérimentation avait pour but principal de fournir des règles pratiques de détermination du module de réaction dans la partie hors fiche d'un rideau de palplanches ancré par tirants précontraints.

U n suivi précis des déformations des palplanches et des pressions du sol pendant la mise en tension des tirants a montré que le schéma de la poutre sur sol « élastoplastique » s'appliquait bien à cette phase d'exécution.

Il était alors logique de rechercher une formulation du module de réaction en fonction de la rigidité relative sol-écran. Nous appuyant sur les résultats d'une étude théorique en éléments finis, nous avons proposé la règle de calcul suivante :

fe = i l l lo

avec

El

— El, la rigidité du rideau, — Es, le module de déformation élastique du sol.

Ce mode de calcul, appliqué en assimilant le module de déformation du remblai au module pressiométri-

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que, conduit à un bon accord avec les résultats expéri­mentaux. Nous avons vérifié, que pour d'autres ouvra­ges expérimentaux précédemment suivis (rideau d'As-nières, parois moulées de la Sérète et du Havre) la concordance était également satisfaisante, à la condi­tion cependant de retenir pour les sols en place un module de déformation deux à trois fois plus élevé que le module pressiométrique.

Ce module de la phase de «mise en tension» ne s'applique pas aux phases de terrassement (remblaie­ment ou creusement), pour lesquelles l'interaction sol-palplanches est de nature très différente.

Du fait de la présence des serrures, le fonctionnement d'un rideau de palplanches s'avère particulièrement complexe. Le développement des recherches expéri­mentales sur les rideaux devrait à notre avis suivre deux voies :

— des expériences sur des écrans simples, d'inertie bien définie, et pouvant être réalisées dans des condi­tions favorables en stations d'essai; — le contrôle de certains aspects particuliers du fonc­tionnement des ouvrages (jeu des serrures, effet des liernes), afin de savoir dans quelle mesure il faut corriger les résultats de l'écran simple pour passer à l'ouvrage réel.

RÉFÉRENCES BIBLIOGRAPHIQUES

[1] BALAY J., FRANK R., HARFOUCHE L., Programme DENE-BOLA pour le calcul des soutènements par la méthode des modules de réaction, Bull, liaison Labo. P. et Ch., 120, juil.-août 1982, pp. 3-12.

[2] MENARD L., BOURDON G., GAMBIN M . , Méthode géné­rale de calcul d'un rideau ou d'un pieu sollicité horizon­talement, en fonction des résultats pressiométriques, Sols Soils, 1968, 22-23, pp. 16-29.

[3] GIGAN J. P., Expérimentation en vraie grandeur d'un rideau de palplanches, Rev. fr. Géotech., 8, 1979, pp. 27-44.

[4] GIGAN J. P., Expérimentation d'un rideau de palplanches ancré par tirants actifs. Voie rive gauche de Seine à Puteaux, Rapport LREP, 1981.

[5] INGOLD T. S., The effects of compaction on retaining walls, Geotechnique, vol. XXIX, 3, sept. 1979, pp. 265-283.

[6] BOISSIER D., GELLY J., KASTNER R., MANGIN J. C , Détermination des moments et des pressions exercées sur un écran à partir de mesures inclinométriques, Canadian Geotechnical Journal, 15, 1978, pp. 522-536.

[7] BARUSSAUD S., Ouvrages de soutènement. Étude théori­que de Yinteraction sol-parpi-ancrage, C.R. LREP, 1980-1981.

[8] JOSSEAUME H. , STENNE R., Étude expérimentale d'une paroi moulée ancrée par quatre nappes de tirants, Rev. fr. Géotech., 8, 1979, pp. 51-64.

[9] BLIVET J. G , BONAFOUS P., FRANK R., JOSSEAUME H. , Comportement d'un quai en paroi moulée au port du Havre, Bull, liaison Labo P. et Ch., 113, mai-juin 1981, pp. 111-134.

[10] SCHNEEBELI G., Les parois moulées dans le sol, Eyrolles éd., 1971, chap. 11 et 12.

L'auteur remercie la DDE des Hauts-de-Seine, les entreprises Quillery, EMCC et Intrafor-Cofor pour leur collaboration à cette expérimentation.

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