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DIRECTION REGIONALE DE L'INDUSTRIE ET DE LA RECHERCHEPROVENCE - ALPES - COTE D'AZUR

COMMISSION RISQUES TECHNOLOGIQUES MAJEURS DU SPPPIGROUPE DE TRAVAIL RISQUE SISMIQUE

RECOMMANDATIONSPOUR LA CONSTRUCTION PARASISMIQUE

DES INSTALLATIONS INDUSTRIELLES

A RISQUE SPECIAL

1990

I1IIIIIIIIIIIIIIIIIII

DIRECTION REGIONALE DE L'INDUSTRIE ET DE LA RECHERCHEPROVENCE - ALPES - COTE D'AZUR

COMMISSION RISQUES TECHNOLOGIQUES MAJEURS DU SPPPIGROUPE DE TRAVAIL RISQUE SISMIQUE

RECOMMANDATIONS

POUR LA CONSTRUCTION PARASISMIQUEDES INSTALLATIONS INDUSTRIELLES

A RISQUE SPECIAL

1990

SOMMAIRE

n" pages PREAMBULE

1. PHILOSOPHIE DE LA PROTECTION ET REGLEMENTATION 1 1.1. Principes généraux 1 1.2. Protection des ouvrages courants et règles parasismiques .... 2

de construction 1.3. Protection des ouvrages à risque spécial 4 1.4. Aménagement et urbanisme 11 1.5. Recommandations du groupe de travail "Risque sismique" 12

de la commission "Risques technologiques majeurs" (DRIR/PACA) 1.6. Proposition d'un canevas type pour la prise 12

en compte de l'aléa sismique dans une étude des dangers

2. LE SITE 17 2.1. Choix du site 17

2.1.1. Les effets à l'échelle locale 17 2.1.2. Quel site choisir ? 19

2.2. Mouvements sismiques de référence (Effets directs) 23 2.3. Faille active - Effets induits 24

3. LES OUVRAGES 25 3.1. Généralités 25 3.2. Facteurs favorisant la résistance des ouvrages aux séismes .. 26 3.3. Dommages les plus fréquents subis par les réservoirs de gaz . 27

ou de liquide lors des tremblements de terre 3.4. Dispositions générales pour la conception d'ensemble des .... 29

réservoirs 3.4.1. Réservoirs sphériques aériens 33 3.4.2. Réservoirs cylindriques horizontaux sous talus 36 3.4.3. Réservoirs cylindriques aériens sur berceaux 36 3.4.4. Réacteurs et colonnes 37 3.4.5. Réservoirs cylindriques verticaux à fond plat 37 3.4.6. Tuyauterie 40 3.4.7. Stockage en cavités souterraines 41

3.4.7.1. Concepts généraux 41 3.4.7.2. Conception 45

3.5. Dispositions constructives 46 3.5.1. Importance du détail constructif 46 3.5.2. Fondations 50

3.5.2.1. Généralités 50 3.5.2.2. Etude et reconnaissance du sol 50 3.5.2.3. Fondations de type superficiel : semelles, .. 51

massifs, radier 3.5.2.4. Fondations profondes 52 3.5.2.5. Liaisonnement des fondations 55

3.5.3. Ancrage des superstructures aux fondations 55 3.6. Calcul simplifié 56

3.6.1. Fondations 56

n° pages

3.6.1.1. Principes généraux 56 3.6.1.2. Longrines 65 3.6.1.3. Fondations superficielles 65 3.6.1.4. Fondations profondes sur pieux 66

3.6.2. Calcul des réservoirs 68 3.6.2.1. Réservoirs sphériques 69 3.6.2.2. Réservoirs cylindriques verticaux à fond plat •••• 78 3.6.2.3. Réservoirs aériens horizontaux sur berceaux 92 3.6.2.4. Stockage en cavités souterraines 98

Liste des figures

1. Encadré 1 - Règles parasismiques de construction applicables aux .... 5 ouvrages courants : nouveau zonage sismique de la France et valeurs . nominales des coefficients sismiques

2.1 Effets à l'échelle locale • 18 2.2. Faille active en suface 20 2.3. Effets directs 21 2.4. Effets induits 22 3.1 Cloquage en patte d'éléphant 28 3.2 Cloquage en pointes de diamant 30 3.3 Rupture de la soudure entre le fond et la paroi du réservoir 30 3.4 Cloquage du fond du réservoir sous l'effet dde soulèvements 31 3.5 Dommages au couvercle du réservoir 31 3.6 Arrachement de boulons d'ancrage 32 3.7 Rupture du supportage 32 3.8 Réservoirs sphériques 34 3.9 Réservoir sphérique : arrachement de boulons d'ancrage 34 3.10 Amortisseur à frottement pour les croix de St André 35 3.11 Réservoirs cylindriques sur berceaux 35 3.12 Colonne de distillation 38 3.13 Tuyauterie flexible 42 3.14 Calcul des tronçons coudés 42 3.15 Découplage des réservoirs et des tuyauteries 43 3.16 Joint à cardans 44 3.17 Mode de déformation d'une cavité 49 3.18 Exemple de joints 50 3.19 Règles applicables aux assemblages d'accessoires et de supports 51 3.20 Pieux 53 3.21a Massif béton armé avec réservation 57 3.21b Coupe a-a 58 3.21c Variante pied de poteau tubulaire 59 3.21d Massif sur pieux 6 0

3.21e Radier avec appuis ponctuels 61 3.21f Réservoir sur berceaux métalliques 6 2

3.21g Réservoir sur berceaux en béton armé 63 3.21g Réservoir sur berceaux en béton armé - Détail appui n°2 64 3.22 Système d'isolation parasismique à la base d'un réservoir 75

sphérique 3.23 Schéma d'un réservoir cylindrique vertical à fond plat soumis à .... 79

l'action d'un séisme 3.24 Pressions et déformées statiques d'un réservoir cylindrique plein .. 80

n° pages

3.25 Schéma dynamique équivalent d'un réservoir cylindrique à base fixe.... 82 3.26 Déformée et pressions dynamiques d'un réservoir cylindrique soumis.... 85

à l'action d'un séisme 3.27 Soulèvement d'un réservoir cylindrique non ancré sous l'action 88

d'un séisme 3.28 Réservoir cylindrique sur appuis parasismiques 90 3.29 Schéma dynamique équivalent d'un réservoir cylindrique sur appuis 90

parasismiques 3.30 Schéma d'un réservoir à axe horizontal posé sur berceaux 93 3.31 Stockage souterrain : déformée de la cavité 99 3.32 Surcontraintes en parois de la cavité 104 3.33 Distribution des contraintes autour de la cavité 105 3.34 Isocontraintes maximales 106

Liste des annexes

Al. ALEA SISMIQUE

1ère partie : DEFINITION ET METHODES D'EVALUATION

1. Définition 1.1. Diversité des effets engendrés par les tremblements de

terre 1.2. Aléa sismique aux différentes échelles 1.3. Aléa sismique et risque sismique

2. Méthodes d'évaluation 2.1. Analyse sismotectonique 2.2. Approches probabiliste et déterministe 2.3. De la source sismique à l'aléa sur le site

2ème partie : EXEMPLE -EVALUATION DETERMINISTE DE L'ALEA SISMIQUE EN PROVENCE OCCIDENTALE

A2. ALEA SISMIQUE LOCAL : EVALUATION DES SPECTRES DE REPONSE ELASTIQUE POUR LE SITE ARCO-FOS/MER

A3. RESERVOIRS SPHERIQUES DE GAZ LIQUEFIE SOUS PRESSION

A4. RESERVOIRS CYLINDRIQUES VERTICAUX, A FOND PLAT

A5. RESERVOIRS CYLINDRIQUES HORIZONTAUX, AERIENS SUR BERCEAUX

GLOSSAIRE

BIBLIOGRAPHIE

PREAMBULE

Ce guide a été réalisé à la demande de la Direction Régionale de l'Industrie et de la Recherche de Provence-Alpes-Côte d'Azur, par des participants au Groupe de travail "Risque sismique", mis en place dans le cadre du Secrétariat Permanent pour la Prévention des Pollutions Industrielles (S.P.P.P.I.) des Bouches-du-Rhône.

Le S.P.P.P.I., placé sous l'autorité du Préfet est animé par la DRIR. Il s'agit d'une structure originale car elle regroupe élus, experts techniques et scientifiques, industriels et administrations, établissements publics de l'Etat.

1. LA COMMISSION RISQUE TECHNOLOGIQUE MAJEUR

Le groupe de travail "Risque sismique" dépend de la Commission "Risques Technologiques Majeurs" du S.P.P.P.I., créée pour coordonner diverses actions dans le domaine de la prévention des dangers industriels visés par la Directive Européenne SEVESO de juin 1982. Cette Commission a été réunie pour la première fois, le 23 juin 1987, en présence du Directeur de la Prévention des Pollutions et des Risques Majeurs du Ministère de l'Environnement.

Cette Commission comprend les 6 groupes de travail suivants et se réunit tous les ans pour rendre publics ses travaux :

1) Information du public ; 2) Technologie de stockage (chlore et gaz de pétrole liquéfiés) ; 3) Etudes du site industriel de MARTIGUES - LAVERA ; 4) Exercices d'intervention (PPI - Alerte) ; 5) Risque sismique ; 6) Maîtrise de l'urbanisme - Distances d'isolement.

L'objectif principal des groupes de travail est de fournir des outils opérationnels d'application simple pour les industriels et les élus, et qui servent de recommandation/ou de base technique pour l'application de la réglementation.

2. LE GROUPE DE TRAVAIL "RISQUE SISMIQUE"

Le groupe de travail "Risque sismique" a été constitué le 19 février 1988. Il comprend les membres suivants :

- DRIR : Direction régionale de l'industrie et de la recherche ; - Association Environnement Industrie ; - BRGM : Bureau de recherches géologiques et minières ; - CEA : Centre d'études nucléaires de Cadarache ; - EDF : Electricité de France ; - S.O.C.O.T.E.C. ;

- Bureau VERITAS ; - CNRS : Centre national de la recherche scientifique - Laboratoire

d'acoustique ; - Ecole d'architecture de Marseille/Luminy ; - E.S.I.M. : Ecole supérieure des ingénieurs de Marseille ; - SHELL - BUTAGAZ et SHELL - BERRE ; - ATOCHEM ST AUBAN, ATOCHEM-LAVERA, ATOCHEM-PORT-de-BOUC-FOS ; - ARCO/FOSTER - WHEELER ; - B.P. LAVERA ; - SOLLAC - FOS ; - GEOGAZ et GEOSTOCK.

Pour la prise en compte du risque sismique, il est apparu nécessaire dès les premières discussions :

- de bien faire la différence des principes de protection entre équipements industriels courants (à "risque normal") et ouvrages à "risque spécial", compte tenu des produits stockés ou manipulés et des quantités mises en jeu ; parmi ces derniers, de traiter séparément les installations existantes et nouvelles ;

- d'insister sur le fait que la démarche qui sera proposée devra être globale, depuis la définition des mouvements sismiques de référence et des problèmes géotechniques éventuels jusqu'à celle de la conception d'ensemble de l'installation industrielle, du calcul des effets des mouvements sismiques sur les structures et équipements, de la combinaison de ces effets avec d'autres charges imposées, de la vérification des critères de comportement dans les domaines élastique et postélastique.

Le groupe de travail a alors fonctionné en 2 sous-groupes :

- évaluation de l'aléa sismique régional, - étude du comportement des ouvrages,

ce qui a permis de faciliter la tache initiale des participants et de mener à bien en particulier l'évaluation de l'aléa sismique régional, ainsi que la recherche de méthodes de conception et de calcul pour différentes installations types. Le groupe de travail s'est réuni en réunions plénières pour discuter de cas concrets et de l'élaboration d'un guide prioritaire.

3. LES RECOMMANDATIONS POUR LA CONSTRUCTION PARASISMIQUE DES INSTALLATIONS INDUSTRIELLES A RISQUE SPECIAL

Ces recommandations sont constituées par les documents qui suivent et comprennent deux grandes parties relatives :

AUX SITES : Critères topographiques, géologiques et géotechniques et définition des mouvements sismiques de référence, en tenant compte de l'aléa régional et des critères précédents.

AUX OUVRAGES INDUSTRIELS : Facteurs qui favorisent la résistance des ouvrages aux séismes, dommages les plus fréquemment observés, dispositions générales pour la conception d'ensemble des installations industrielles, dispositions constructives et calculs.

De telles recommandations doivent permettre aux industriels de trouver, sous une forme simplifiée, les données servant à élaborer des projets en zone sismique, ainsi que de rechercher des compléments techniques et scientifiques détaillés, en vue de la rédaction de l'étude d'impact et de l'étude des dangers nécessaires à toute demande d'autorisation d'exploiter une usine dans le cadre de la législation sur les installations classées.

Ces recommandations ont été élaborées avec le concours organismes suivants :

des

- DRIR Melle DRON M. DELPEUCH M. VALLAURI M. BUSSIERES

BRGM M. MOUROUX M. GODEFROY

- rédacteurs des chapitres 1 et 2 et coordonateurs de l'ensemble du guide.

Ecole : d'Architecture de Marseille

CNRS

SOCOTEC

EDF

SHELL-BERRE

SHELI.-ROGNAC

M. ZACEK

M. BRUN

M. DELFOSSE

M. GUGLIARELLI

M. MAZET

M. PUPIER

M. ASSELIN M. BALLAND

coauteur et coordonnateur du chapitre 3 (ouvrages) et des annexes s'y rapportant

BP-LAVERA

GEOGAZ

GEOSTOCK

M. DORMENVAL

M. MARGUERITE

M. YOU M. COLIN

ATOCHEM

SOLLAC

M. WINTER

M. KERNOA

1

Chapitre 1 : PHILOSOPHIE DE LA PROTECTION ET REGLEMENTATION

Le lecteur trouvera un exposé des notions sismologiques de base nécessaires à la compréhension de ce chapitre dans l'annexe Al, 1ère partie et, sous une forme plus succincte, dans le glossaire.

1.1. Principes généraux

Généralement, les actions sismiques sont traitées comme des actions accidentelles à la différence des charges permanentes ou normales, c'est-à-dire qu'elles sont introduites par des coefficients de sécurité différents de ceux appliqués aux secondes dans les combinaisons de calcul.

Les principes de protection des ouvrages contre les tremblements de terre se traduisent par l'énoncé de deux concepts fondamentaux :

- l'intensité de calcul, c'est-à-dire la caractérisation de l'agression sismique contre laquelle on entend se protéger ;

- les exigences de comportement, soit ce que l'on attend de la construction soumise à cette agression.

Ils résultent d'un arbitrage (généralement pratiqué par la Puissance Publique ou ses représentants) entre des critères :

- "physique" : l'aléa sismique ;

- "économique" : le surcoût entraîné par la mise en oeuvre de mesures de protection en regard de la réduction du risque que.l'on peut en attendre ;

- "politique" : l'importance que l'on accorde à la protection parasismique.

Cet arbitrage se solde en premier lieu par la détermination d'une intensité de calcul optimale, qui procède d'une analyse coûts/bénéfices dont le cadre schématique est retracé dans la référence (1.1).

2

Il apparaît ainsi commode, dans la pratique, de distinguer :

• Les ouvrages à risque spécial, pour lesquels un dommage, même mineur, peut avoir pour la population et l'environnement des conséquences catastrophiques et hors de proportion avec les dégâts subis par l'ouvrage lui-même (industries chimiques stockant des produits hautement toxiques, installations nucléaires, grands barrage, etc.). On est conduit, quoiqu'il en coûte, à maintenir à un niveau exceptionnellement bas les probabilités d'accidents. Les exigences de comportement sont définies au cas par cas, pour chaque ouvrage considéré individuellement (protection intrinsèque). L'intensité de calcul est déterminée par l'agression maximale susceptible d'être subie par l'ouvrage, éventuellement majorée d'un coefficient de sécurité. Les types d'ouvrages concernés sont définis par décret du Conseil d'Etat (loi n* 87-565 du 22 juillet 1987).

• Les ouvrages à "risque normal" (ou "ouvrages courants") qui représentent la grande majorité des constructions et pour lesquels les conséquences d'un sinistre restent circonscrites à l'ouvrage lui-même, ses occupants et son environnement immédiat. Pour des raisons économiques (où entre en compte la durée de vie moyenne des ouvrages), on se contente d'objectifs moins ambitieux tant pour les probabilités de sinistre que pour les exigences de comportement. Ces dernières sont définies par une protection statistique, dont les résultats doivent s'apprécier sur un ensemble de constructions soumises à l'épreuve du séisme (par exemple à l'échelle d'une ville). Elle admet que certaines structures puissent subir des déformations se situant franchement dans le domaine postélastique: fissurations, destruction de certains éléments non structuraux, déformations permanentes, etc. L'objectif est la sauvegarde des vies humaines et la protection du patrimoine économique (donc la limitation à un niveau aussi bas que possible des probabilités d'effondrements graves), sans exclure un certain pourcentage de pertes, notamment si l'intensité de la secousse dépasse l'intensité de calcul. Il n'y a plus de protection absolue et de risque "nul" (ou tendant vers zéro) mais une protection relative et un risque "acceptable". L'intensité de calcul n'est plus directement liée à l'agression maximale prévisible mais est fixée forfaitairement par la Puissance Publique qui procède à l'arbitrage décrit précédemment, sous forme de valeurs nominales des actions sismiques.

1.2. Protection des ouvrages à risque normal et règles parasismiques de construction

Elle fait l'objet des règles parasismiques de construction (1.2). Au lieu d'estimations ponctuelles de l'aléa sismique sur des sites particuliers (cas des ouvrages à risque spécial), elles s'appuient, dans la pratique, sur un zonage sismique à petite échelle du territoire national, reposant sur la définition de "classes de sismicité" auxquelles sont associées des valeurs nominales des actions sismiques à prendre en compte (encadré I). Ce zonage peut être établi à partir d'une évaluation probabiliste ou déterministe de l'aléa sismique (2.3, 1.1).

3

Le nouveau zonage sismique de la France établi par le B.R.G.M. (1.1), associe des critères déterministes par la prise en compte des intensités maximales vraisemblablement atteintes historiquement et celle du contexte sismotectonique, et des critères statistiques en considérant la fréquence des secousses ayant atteint ou dépassé différents seuils d'intensité. L'aléa est d'abord décrit de façon homogène sur l'ensemble du territoire national à l'aide de ces paramètres. Des critères, correspondant à certaines valeurs de ces paramètres, sont ensuite fixés arbitrairement pour introduire une gradation. Le zonage qui en résulte ne représente plus une carte d'aléa sismique mais la façon dont la " Puissance Publique le prend en compte pour la protection minimale requise pour les ouvrages courants. Les constructeurs restent libres d'opter pour une protection supérieure à ce minimum.

Ainsi, le terme de "sismicité négligeable" (zone 0), ne signifie en aucun cas que l'aléa sismique est nul mais simplement qu'il ne justifie pas l'obligation de mesures de protection pour les ouvrages à risque normal, en regard des objectifs visés par les règles PS. Dans ces mêmes zones, la situation est ainsi tout autre pour les ouvrages à risque spécial et il faut donc éviter, pour cette catégorie d'installations toute référence au zonage des règles PS (1-11).

Ceci étant, il faut rappeler qu'une installation industrielle, peut comporter, à la fois, des équipements entrant dans la catégorie des ouvrages à risque spécial et d'autres dans celle des ouvrages à risque normal. Il convient donc d'appliquer pour chacun d'eux les règles ou recommandations propres à la catégorie d'ouvrages concernée.

Enfin, il faut rappeler que les Règles PS 69/82 ne rendent pas compte des effets de site (cf. chapitre 2) qui, en général, amplifient les secousses transmises par le substratum rocheux. Compte tenu de l'évolution rapide des connaissances en génie parasismique, les Règles PS69/82 comportent actuellement des lacunes embarrassantes et peuvent même, dans certains cas, se révéler inadaptées. C'est pourquoi l'Association Française de Génie Parasismique (A.F.P.S.) a élaboré, avec l'assentiment du groupe D.T.U., les Recommandations A.F.P.S. 90 (3-1).

4

1.3. Protection des ouvrages à risque spécial

En premier lieu, il faut souligner qu'à la date de rédaction du présent document, aucune réglementation n'a été officiellement édictée dans ce domaine. Un certain nombre de textes (circulaires du Ministère de l'environnement, rapports de groupes de travail), se rapportant aux installations classées au titre de la loi n° 76.663 du 19 juillet 1976, ont cependant été diffusés et font référence à la pratique réglementaire en matière de sûreté nucléaire (1.3, 1.4). C'est ainsi que la plupart des études des dangers, réalisées à ce jour, se sont appuyées, en matière de prise en compte de l'aléa sismique, sur une démarche conforme à la règle fondamentale de sûreté RFS n°I-2c (1.5) : cf. annexe Al. C'est dans le détail des modalités pratiques d'application de cette règle que les textes actuels laissent encore une certaine latitude d'interprétation et d'action. Un projet d'arrêté ministériel fixant les règles parasismiques applicables aux installations soumises à la législation sur les installations classées, a été préparé en mai 1989 par le Service de l'environnement industriel et propose les premiers éléments d'une approche parasismique propre à cette catégorie d'ouvrage.

A l'échelle internationale également, un inventaire fondé sur les codes parasismiques nationaux de 36 pays, en vigueur en 1988, ne recense qu'un seul document (Japonais) consacré aux installations industrielles à risque spécial et souligne ainsi l'état encore embryonnaire de la réglementation dans ce domaine (1.6).

Les principaux points à retenir de ces textes sont résumés ci-après :

• Par la circulaire du 28 Décembre 1983 adressée aux Commissaires de la République, le Ministre de l'environnement a précisé le contenu à attendre des études des dangers, autant en regard du fonctionnement propre des établissements que de la prise en compte d'événements d'origine externe comme les séismes, susceptibles d'entrer dans la construction d'un scénario débouchant sur un accident de l'installation, dont les conséquences doivent être évaluées. A ce niveau des textes, il n'est pas précisé sous quelle forme l'aléa sismique doit être caractérisé.

• La note technique du 25 Mars 1986 du chef du service de l'environnement industriel aux Directeurs régionaux de l'industrie et de la recherche (1.3) :

- fait allusion au nouveau zonage de la France pour l'applica­tion des règles parasismiques de construction (1.1), en sous-entendant (comme il convient) que l'aléa sismique ne doit pas être considéré négligeable a priori, pour les installations à risque spécial situées en zone 0 ;

- recommande qu'une analyse explicite du risque sismique (soit des conséquences possibles d'un tremblement de terre sur les installations) soit entreprise ;

IIIIIIIIIIIIIIIIIIIII

Encadré I - Règles parasismiques de construction applicables auxouvrages courants : nouveau zonage sismique de la France et

valeurs nominales des coefficients sismiques

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C

020 g0 25 g

0.35 g

0.45 g

6

7

- et, à cette fin, introduit un distinguo entre installations nouvelles et installations existantes, tout en évoquant pour la carac-térisation de l'action sismique, les notions de S.M.H.V. et S.M.S. (voir p. Al-9 et glossaire).

Cette circulaire ne spécifie pas de façon précise les exigences de comportement associées à ces niveaux d'action sismique, ni les règles générales permettant de garantir la sécurité de l'installation, notamment en matière :

- de détermination du mouvement du sol (spectres des SMHV et SMS) ;

- de méthodes de calcul des effets de ces mouvements sur les structures et équipements ;

- de définition des combinaisons de calcul (cumul de ces effets avec les autres charges auxquelles est soumise l'installation) ;

- de vérification des critères de comportement.

• La note de réflexion sur la "politique de l'administration en matière de protection parasismique des établissements industriels à haut niveau de risque" (1.4), préparée en Décembre 1987 par M.J. MANSOT (D.R.I.R. Rhône-Alpes), constitue un guide précieux pour l'application de ces premiers textes :

- elle fait référence explicitement à la RFS n°I-2c pour la démarche à mettre en oeuvre dans la caractérisation de l'aléa sismique, ce qui conduit à retenir comme séisme de dimensionnement le S.M.S. ;

- elle définit comme condition nécessaire au calcul de dimensionne­ment des équipements importants pour la sécurité, la détermination des spectres de réponses associés au(x) S.M.S., mais en admettant une certaine évolution par rapport à l'application stricte de la RFS I-2c pour la prise en compte de l'aléa sismique local ("effets de site") ;

- elle rappelle fort justement l'objet du zonage associé aux règles PS destinées aux ouvrages courants afin d'en éviter toute utilisation abusive pour les installations à haut risque ;

- elle fixe clairement les objectifs sous-tendant la définition des exigences de comportement : maintien des fonctions de sécurité après un séisme (intégrité des enveloppes participant au confinement, opérabilité des organes importants pour la sécurité, etc.) ;

- elle retrace le cadre de réflexion dans lequel doit s'inscrire la prise en compte du risque sismique, qui justifie le niveau de détail exigé pour l'analyse des conséquences d'un séisme et l'importance des mesures de protection envisagées : il s'agit de l'appréciation des

8

enjeux en fonction de l'aléa sismique au site, du potentiel de dangers de l'installation et de la vulnérabilité de son environnement ; elle recommande ainsi une concertation le plus en amont possible dans le processus de décision, entre l'exploitant et l'administration (inspection des installations classées) ;

- enfin, elle résume sous forme de canevas-type le contenu attendu d'une étude des dangers en regard du séisme : évaluation de l'aléa sismique au site, inventaire des équipements essentiels à la sécurité, démonstration de la résistance de ces équipements à un séisme de référence (S.M.S.) ; les dispositions constrictives résultant de cette démarche sont à mettre en oeuvre dès la mise en exploitation d'une installation nouvelle, alors que les mesures de confortement à appliquer à une installation existante sont à définir au terme d'une étude technico-économique, dans le cadre de la concertation évoquée plus haut.

• Le projet d'arrêté ministériel, préparé en mai et modifié en décembre 1989 par le service de l'environnement industriel au titre de l'article 7 de la loi du 19 juillet 1976 (n° 76.663), ne concerne, parmi les installations nouvelles soumises à autorisation, que celles pouvant présenter en cas de séisme des dangers susceptibles de porter atteinte aux intérêts visés à l'article 1er de cette loi. Les dispositions de l'arrêté pourront être rendues applicables, en tout ou partie, aux installations existantes, dans les conditions prévues à l'article 18 du décret n*77.1133 du 21 septembre 1977. L'arrêté fixe la procédure à respecter par l'exploitant pour la prise en compte du risque sismique dans l'étude des dangers :

- l'aléa sismique est caractérisé de façon déterministe en fixant les niveaux des S.M.H.V. et S.M.S. sur le site ; chaque SMS est caractérisé par un spectre de réponse, établi et justifié par l'exploitant, à partir des caractéristiques (intensité, magnitude, profondeur et distance focale au site) du SMS considéré ;

- une approche forfaitaire est proposée pour les sites appartenant à la zone 0 du nouveau zonage associé aux règles PS, fondée sur l'utilisation d'un spectre de référence (spectre "NRC"*) calé à une accélération que fixera l'arrêté ;

- la liste des équipements importants pour la sûreté doit être établie par l'exploitant. Le maintien de leur fonction de sûreté est à justifier en cas d'agression du niveau S.M.S. (ou forfaitaire pour les cas prévus). Pour ces justifications, l'exploitant peut prendre en compte la possibilité d'excursions dans le domaine plastique, sous réserve que les critères de vérification utilisés soient compatibles avec le comportement requis par la fonction de sûreté de l'équipement considéré.

* Nuclear regulatory conission ; encore appelé spectre RG 1.60

9

En l'état actuel, ce projet d'arrêté n'aborde pas :

- la prise en compte des conditions de site dans la détermination des mouvements sismiques de référence ;

- les méthodes de calcul des effets de ces mouvements sur les structures et équipements ;

- les combinaisons d'actions à retenir (cumul de ces effets avec les autres charges imposées à la structure) ;

Un cahier technique de la direction de l'EPPR est cependant en cours de réalisation pour fournir des éléments méthodologiques ainsi que des exemples d'application.

• Enfin, il faut rappeler le travail d'un groupe restreint qui prépare actuellement sous l'égide de l'Association française de génie parasismique (A.F.P.S.), le chapitre 22 "Equipements et installations" des nouvelles règles parasismiques françaises. Le domaine d'application visé n'exclut a priori aucun type d'équipement et couvre le "risque spécial" et le "risque normal". A cet égard, il peut être utile pour le lecteur, de citer quelques réflexions empruntées à J. BETBEDER (1.6), dans un document préparé dans ce cadre. Elles concernent :

O La classification des équipements et installations

• en termes de risque : normal et spécial, qui incombe à la Puissance Publique ;

• en termes d'exigences de comportement, suite à une analyse par le maître d'ouvrage du fonctionnement de l'installation et des scénarios d'accidents :

- exigence de stabilité (prévention du risque d'effondrement ou de chute de certains éléments susceptibles d'endommager d'autres équipements) ;

- exigence d'intégrité (maintien de certaines fonctions passives comme l'étanchéité d'une paroi) ;

- exigence d'opérabilité (maintien de certaines fonctions actives comme la capacité de fermeture d'une vanne).

10

• en termes de sensibilité à l'action sismique :

- équipements sensibles aux déplacements différentiels entre supports (tuyauteries, gaines, câbles) ;

- équipements sensibles aux forces d'inertie associées aux accélérations transmises aux supports : accélérations du sol ou transmises par une structure porteuse.

O La mise en évidence des répercussions des incertitudes aux différentes étapes de la démarche parasismique (depuis la détermination des mouvements du sol jusqu'à la vérification des critères de comportement), qui peut conduire par exemple, à des écarts dans un rapport de 20 ou 30 sur les valeurs d'accélération de vérification, entre une approche "moyenne" de la sécurité et l'adoption systématique des hypothèses les plus conservatives.

O La nécessité corrélative de spécifier dans toute réglementation les règles de calcul et les critères de vérification du comportement et pas seulement la sévérité de l'agression sismique à considérer.

O La classification des niveaux d'action sismique retenue par H. SEED (1.7) et la comparaison à la pratique réglementaire française en matière de sûreté nucléaire :

- M.CE. ("maximum credible earthquake") : séisme maximal plausible défini par les sismologues sur des considérations géologiques et sismologiques, généralement sous forme d'une fourchette de valeurs ;

- S.S.E.E. ("seismic safety evaluation earthquake") : séisme le plus fort contre lequel la Puissance Publique exige de se prémunir, sur avis d'une commission d'experts sismologues et ingénieurs ; le S.S.E.E. est inférieur ou égal au M.CE. (selon la durée de vie de l'installation et le coût de protection au M.CE. par rapport au coût du projet) ; les S.M.S. sont des S.S.E.E. fixés sans évaluation préalable d'un M.CE. ;

- S.E.D.E. ("seismic engineering design earthquake) : ensemble des hypothèses caractérisant l'action sismique dans l'analyse de sécurité de l'installation, établies sous la responsabilité de l'ingénieur (le S.E.D.E. se déduit du S.S.E.E. selon les méthodes de calcul,

11

combinaisons d'actions et critères de vérification admis) ; la pratique française en matière de sûreté nucléaire conduit à retenir un S.E.D.E. supérieur ou égal au S.S.E.E. puisque les critères de vérification sont établis sans sortir du domaine élastique et que le spectre de dimensionnement, pour un amortissement de 5%, doit être au moins égal à celui du S.M.S. ; c'est cette approche qui contribue essentiellement à élargir la marge de sécurité.

O La prudence nécessaire dans l'extrapolation directe des règles établies en matière de sûreté nucléaire ; la R.F.S. I-2c, en particulier, est destinée aux tranches nucléaires comportant un réacteur à eau sous pression : son application pour la détermination des mouvements sismiques de référence n'est pas dissociable, en ce sens, des méthodes et critères d'analyse sismique bien établis par les autres règles du nucléaire, par exemple : RFS I-3c (1.8), RFS V.2g (1.9) et RCC (1.10).

1.4. Aménagement et urbanisme

Quant aux règlements s'appliquant à l'aménagement et l'urbanisme, la prise en compte du risque sismique se limite, dans le cadre de la législation française en vigueur actuellement, à la réalisation des P.E.R. (plans d'exposition aux risques) et à l'énoncé des prescriptions associées. Si l'application des règles parasismiques à .l'échelle nationale est fixée par une série d'arrêtés et décrets, les P.E.R., document opposable au tiers, peuvent la rendre obligatoire pour toutes les catégories de construction par décision préfectorale. Plus encore, les P.E.R., établis à l'échelle communale en général au l/10000e, intègrent l'aléa sismique local :

- en introduisant un zonage des secteurs exposés aux instabilités de pentes, phénomènes de liquéfaction, tassements, etc., sous action sismique et les prescriptions corrélatives en matière de fondation, voire d'autorisation de construction (éventuellement soumise à des investigations spécifiques à la charge du projeteur) ;

- en spécifiant les altérations du mouvement sismique de référence (par exemple celui des règles parasismiques) résultant de facteurs locaux comme la topographie, la lithologie et la géométrie des formations géologiques superficielles et en fournissant les coefficients de calcul et les modes de fondation correspondants à respecter.

Lorsque ces documents existent, ils doivent obligatoirement être consultés et pris en compte pour tout type de projet, y compris d'une installation industrielle à risque spécial.

12

1.5. Recommandations du groupe de travail "Risque sismique" de la commission "Risques technologiques majeurs" (DRIR/PACA)

Compte-tenu de l'absence, en 1990, de textes réglementaires officiels, les recommandations qui suivent s'inspirent, en matière de détermination des mouvements sismiques de référence et de méthodes de calcul simplifié des ouvrages, des principes généraux énoncés par les divers documents cités précédemment. Elles laissent une large part à la concertation, au cas par cas, entre exploitants, experts et administration (DRIR), sur l'importance de laquelle on ne saurait trop insister.

Ces recommandations sont présentées en détail aux § 2.2, 3.1 et 3.6. Elles reposent sur :

- la détermination des S.M.H.V. et S.M.S. sur le site par l'exploitant, selon une démarche conforme à la R.F.S. n° I-2c ;

- le calcul, par l'exploitant, des spectres de réponse des S.M.H.V. et S.M.S., prenant en compte les caractéristiques propres au site ;

- la détermination éventuelle, par l'exploitant, d'accélérogrammes adaptés aux spectres et à la durée des séismes, pour les calculs non linéaires ;

- l'obligation d'assurer plus particulièrement l'intégrité et la stabilité des réservoirs et des canalisations ;

- le calcul des installations (ouvrages et équipements) au S,M.S. :

• soit en imposant a priori de rester dans le domaine élastique, donc avec un coefficient de comportement q = 1 (cf. glossaire),

• soit en admettant des incursions dans le domaine postélastique, au moyen de toute méthode non linéaire reconnue, agréée par la DRIR.

1.6. Proposition d'un canevas type pour la prise en compte de l'aléa sismique dans une étude des dangers.

Commentaires :

• Ce canevas est valable aussi bien pour les installations existantes que pour les projets d'installations futures. C'est dans le degré de détail des analyses menées aux différentes étapes et surtout, dans les exigences pratiques de mise en conformité de l'installation avec les dispositions constrictives parasismiques, que des variantes peuvent apparaître, suite à une analyse technico-économique et, point essentiel, à la concertation avec l'inspection des installations classées qui doit s'engager le plus en amont possible dans le processus de décision.

13

• Il représente schématiquement les étapes à respecter en individualisant les rôles respectifs de l'exploitant et de l'Administration (Direction régionale de l'industrie et de la recherche, Inspection des installations classées). Des adaptations sont possibles selon les cas : par exemple, l'évaluation déterministe de l'aléa sismique régional pouvant être établie globalement pour un ensemble de sites industriels d'un département ou d'une région, est parfois prise en charge par l'Administration (comme cela a été le cas en Provence-Alpes-Côte d'Azur et Nord-Pas-de-Calais). Reste alors simplement à la charge de l'exploitant la détermination des mouvements sismiques de référence sur le site et la prise en compte de l'aléa local (ce qui n'exclut pas, d'ailleurs, à cette étape, des cofinancements publics). Pour les mêmes raisons, les installations industrielles étant fréquemment concentrées en des sites proches, où la caractérisation de l'aléa sismique peut-être identique ou très voisine, les exploitants ont intérêt à se regrouper pour la mise en oeuvre de cette étape de la démarche (par le biais des associations professionnelles, par exemple).

14

15

CANEVAS TYPE POUR UNE PRISE EN COMPTE DE L'ALEA SISMIQUE DANS UNE ETUDE

DES DANGERS

EXPLOITANT INDUSTRIEL ADMINISTRATION

CONSULTATION DU P.E.R. EVENTUELLEMENT EXISTANT

B

Bl

EVALUATION DE L'ALEA SISMIQUE REGIONAL ET LOCAL AU SITE

Reconnaissance géologique et géotechnique:

choixdu sile B2

Approche déterministe de l'aléa Définition des SMHV ET SMS

sur le site

X Détermination des mouvements sismîques

de référence au site (spectres de réponse élastiques des S M H V et SMS)

ou éventuellement des occélérogrammes: - au rocher horizontal - en intégrant les conditions de site

Cl

CLASSIFICATION DES STRUCTURES ET EQUIPEMENT DE L'INSTALLATION

EN REGARD DE LA S U R E T E

en termes d'exigences de comportement: analyse du fonctionnement de l'installation et dés scénarios d'accidents exigences de

stabilité, d'intégrité, d'opérabilité

en termes de risque

"normal" et "spécial* C2

D

VERIFICATION DES CRITERES DE COMPORTEMENT DES STRUCTURES ET EQUIPEMENTS IMPORTANTS POUR

LA SURETE

calcul des effets des mouvements sismiques de référence sur ces

structures et équipements

combinaison de ces effets avec les autres charges imposées

verification des critères de comportement :

- domaine élastique - domaine post-elastique

ANALYSE TECHNICO-

ECONOMIQUE

D' Dl

D2

D3

y E

MISE EN CONFORMITE DE L'INSTALLATION AVEC

LES DISPOSITIONS CONSTRUCTIVES PARASISMIQUES

ARRETE PREFECTORAL

D'EXPLOITATION

P. GODEFROY B R G M . N o v . 89

16

17

Chapitre 2 : LE SITE

2.1. Choix du site

Il passe obligatoirement par une évaluation de l'aléa sismique qui débouche, in fine, sur la détermination de mouvements sismiques de référence et des conséquences sur la réponse et la stabilité du site. Cette évaluation est réalisée à 2 échelles (cf. Annexe Al, 1ère partie).

• A l'échelle régionale, on détermine le niveau d'agression sismique (des séismes maximum historiquement vraisemblables : SMHV, et des séismes majorés de sécurité : SMS) en se limitant au calcul d'un mouvement de référence "au rocher horizontal affleurant".

On essaye aussi (si cela est possible) de localiser les failles susceptibles d'engendrer des déplacements en surface.

• A l'échelle locale, on évalue l'influence même de la nature du site (topographique, géologique) sur ce mouvement (amplification dans certaines plages de fréquence, par exemple) et de ses conséquences éventuelles (grands déplacements de sol entrainant des mouvements de terrain, déstabilisation par liquéfaction ou tassement).

2.1.1. Les effets à l'échelle locale

- Faille active en surface - Effets directs - Effets induits

La faille, qui est à l'origine du séisme, peut ou non déboucher en surface et provoquer des déplacements plus ou moins importants (ruptures de surface cosismiques (*)).

Elle génère par ailleurs des ondes sismiques qui, lorsqu'elles arrivent à la surface du sol, engendrent un "mouvement sismique" dans les 3 directions, qui peut être mesuré au moyen d'un "accéléromètre" (voir figure 2.1 et Annexe A2).

C'est ce mouvement sismique, présenté généralement sous la forme d'accélérogrammes (expression temporelle) et de spectres de réponse associés (expression fréquentielle) qu'il est indispensable d'évaluer pour le calcul des ouvrages par les ingénieurs de structures, selon les méthodes du génie parasismiques.

(*) Voir glossaire

18

Figure 2-1

EFFETS A L'ECHELLE LOCALE

SOURCE SISMIQUE TRAJET SITE

P A R A M E T R E S • MAGNITUDE : M

• TYPE DE FAILLE

• INCLINAISON DU PLAN

DE FAILLE

• (BARRIERES ASPERITES)

• DISTANCE

SOURCE-SITE : R

L»ATTENUATION

• (IN HOMOGENEITE

FRACTURATION)

• TOPOGRAPHIE

• GEOLOGIE

• GEOTECHNIQUE

PROBLEMES POSES

\ \

FAILLE ACTIVE

POUVANT DEBOUCHER

EN SURFACE

CHOIX DU

SITE

EFFETS DIRECTS

LE MOUVEMENT SISMIQUE OBTENU "AU ROCHER HORIZONTAL AFFLEURANT" PEUT ETRE PROFONDEMENT MODIFIE :

© AU SOMMET D'UNE BUTTE

© SUR UNE PENTE © SUR UNE RUPTURE DE PENTE © DANS UNE VALLEE

© EN BORDURE DE FALAISE , etc..

EFFETS INDUITS

LE MOUVEMENT SISMIQUE PEUT CONDUIRE

A DES "GRANDS DEPLACEMENTS"

EN SURFACE :

LIQUEFATION TASSEMENTS

| E N © . © , ©

MOUVEMENTS DE TERRAIN GLISSEMENTS 1 EBOULEMENTS > E N © , © AFFAISSEMENTS )

19

Les figures de l'encadré 2B (Annexe Al, 1ère partie) montrent la nature physique du spectre de réponse de l'oscillateur simple, défini par sa fréquence propre F (ou sa période T = 1/F) et son amortissement £. On peut alors différencier 3 types d'effets observables à l'échelle locale, sur un site donné :

- la faille active* débouchant en surface (figure 2.2) :

• qui peut conduire à des déplacements différentiels en surface (ruptures cosismiques),

• près de laquelle des mouvements vibratoires spécifiques peu­vent se produire (phénomène encore mal connu).

- des effets directs : ils sont dus au mouvement vibratoire du sol, mouvement qui, pour une étude d'ouvrage à risque spécial, devraient prendre en compte les paramètres de la source, du trajet et du site (effet de site) : en particulier, un séisme proche (haute fréquence) n'aura pas les mêmes conséquences sur les structures qu'un séisme lointain (basse fréquence) pour une même intensité sur le site. Il en est de même pour un site rocheux (haute fréquence) comparé à un site composé de sols mous épais (basse fréquence) (fig.2.3).

- des effets induits : ils sont dus aux grands déplacements de sols induits par les vibrations sismiques sur les formations superficielles (fig. 2.4) :

• Liquéfaction de certains sols, comme des sables ou limons lâches saturés.

• Tassement de certains sols, saturés ou non. • Mouvements de terrain comportant des glissements en masse, des éboulements rocheux, des affaissements, ...

2.1.2. Quel site choisir ?

• Quels sont les sites à éviter ?

• Tout d'abord les sites pour lesquels l'aléa régional est élevé : où l'on a établi par exemple que le séisme maximum historiquement vraisemblable conduit à une intensité macrosismique supérieure ou égale à VIII. On peut bien sûr construire pour de tels niveaux d'agression, mais le coût est plus élevé et le risque plus grand.

• Ensuite les sites qui auraient été malencontreusement choisis initialement, près de failles actives pouvant engendrer des séismes et au pire à cheval sur ces failles.

* Voir glossaire.

20

Figure 2-2

FAILLE ACTIVE*5 EN SURFACE

FAILLE NORMALE

(?) DEPLACEMENT DIFFERENTIEL

SI O U V R A G E SITUE SUR LA FAILLE

@ M O U V E M E N T VIBRATOIRE PARTICULIER

SI O U V R A G E SITUE PRES DE LA FAILLE

Jusqu'à une distance inférieure à la \

dimension maximale de la zone de rupture :

fo 10km dans le contexte français métropolitain/

\ PROBLEME DE SOURCE PROCHE /

nVOIR GLOSSAIRE

21

Figure 2-3

EFFETS DIRECTS

SITE

LE MOUVEMENT SISMIQUE DÉPEND :

(A) DE LA NATURE DE

LA SOURCE SISMIQUE

ET DU TRAJET

( B ) DE LA TOPOGRAPHIE .

DE LA N A T U R E ET DE

LA GEOMETRIE DES SOLS

Q ROCHER HORIZONTAL

(2) PENTE

(3) EBOULIS

0 VALLEE , etc..

SPECTRE D'ACCELERATION

* A IHFLUEHCg Dt IA HVTURt PU Stmig

l» 2 V

T - PERIODE (S)

T - PERIODE (S)

22

Figure 2-4

EFFETS INDUITS

PHENOMENE DE LIQUEFACTION

Ouvrage incliné ou disloqua

Niveau initial de l'eau

MOUVEMENTS DE TERRAIN

Niveau final de l'eau

ft * * * M < [ \ j remontée d'eau et de sable l i t

LA L JL y (.(., / . r--':-^:':^> . ' . . " , - . / * - , ' . V - sable liquéfié - '. <'J ' - '"'..•* . . ' • :

GLISSEMENT

CAVITE

AFFAISSEMENT

EBOULEMENT

23

Dans ce dernier cas, le site doit tout simplement être rejeté.

• Puis les sites où la nature et la géométrie des sols de fondation (déterminées par des reconnaissances géotechniques détaillées) et la topographie de surface peuvent conduire à des amplifications importantes des mouvements du sol d'une part et des structures dans certains domaines de fréquence, d'autre part (effets directs).

• Enfin les sites où les sols et la topographie peuvent aussi être à l'origine de déplacements importants entraînant des instabilités en profondeur et en surface et la ruine des structures (effets induits).

• Quels sont les sites à choisir ?

Compte-tenu des éléments précédents, il est donc préférable de porter le choix :

• sur des sites où l'aléa sismique régional est faible (établi selon une démarche déterministe à partir d'une analyse sismotectonique précise, cf. Annexe Al) : intensité inférieure à VIII, par exemple.

• sur des sites localisés loins des failles actives pouvant engendrer des séismes (à plus de 5 à 10 km pour fixer les idées) si bien sûr il est possible de préciser leur emplacement et leur activité.

• sur des sites dont les sols ont de bonnes caractéristiques mécaniques (rocher, sols sablo-graveleux denses ou argileux compacts) et dont la surface est la plus horizontale possible, d'une manière générale.

Ce choix ne peut être réalisé actuellement qu'en collaboration avec des bureaux d'étude spécialisés qui disposent des données de base (sismicité, géologie structurale, néotectonique) et des méthodes d'analyse nécessaires en géotechnique.

2.2. Mouvements sismiques de référence (effets directs)

Il faut tout d'abord insister sur le fait que la détermination des mouvements sismiques de référence doit être intégrée dans l'ensemble de la chaîne de prise en compte du risque sismique, pour la protection des ouvrages à risque spécial.

Pour chaque séisme de référence défini par exemple par une démarche déterministe, on déterminera le mouvement sismique sous la forme d'un spectre de référence en essayant de prendre en compte les paramètres les plus déterminants quant à la forme finale du spectre, au minimum :

24

• la magnitude, pour la source sismique, • la distance focale pour le trajet source-site, avec une différen­ciation entre saisines proches et séismes lointains,

• les caractéristiques géotechniques "dynamiques" du site lui-même.

Finalement, l'étude particulière par site conduira à l'établissement de "spectres élastiques horizontaux" de projet, correspondant aux séismes de référence, en tenant compte essentielle­ment :

• de la source sismique :

- spectres de séismes proches, - spectres de séismes lointains,

• du site lui-même :

- spectres au "rocher horizontal affleurant", corespondant à des conditions de site moyennes à bonnes,

- spectres "tenant compte des conditions de site", pour des sites où les caractéristiques géotechniques et géométriques s'éloignent des conditions moyennes,

voir les méthodes proposées et l'exemple du site de LAVERA en Annexe A2.

Ces spectres sont donnés en dehors de toute influence de structure. L'interaction sol-structure éventuelle doit donc être prise en compte par la suite.

Enfin, il sera parfois nécessaire de déterminer des accélérogrammes adaptés aux spectres et à la durée des séismes, pour les calculs non linéaires. La procédure proposée dans les Recommandations AFPS 90 (§ 5.7) pourra, par exemple, être utilisée.

2.3. Faille active -Effets induits

Le problème de la prise en compte des failles actives (voir glossaire) est évoqué en Annexe Al (1ère partie). Il doit être considéré dès l'étude de l'aléa régional.

Enfin, une fois déterminés les mouvements de référence, il faudra prendre en compte les effets induits éventuels, susceptibles de se produire sur le site :

• Liquéfaction, tassement, • Mouvements de terrain (glissement, éboulement, affaissement),

par les méthodes classiques de la dynamique des sols.

25

Chapitre 3 : LES OUVRAGES

3.1. Généralités

L'étude des ouvrages industriels peut concerner :

- les bâtiments (le génie civil), - les installations (un ensemble d'appareils couplés par des réseaux), - les équipements pouvant être considérés comme isolés (découplés du

réseau).

En général, trois niveaux de sécurité peuvent être recherchés :

- stabilité mécanique, c'est-à-dire non effondrement d'un bâtiment ou maintien en place d'une installation,

- intégrité, pour assurer le confinement des produits que l'ouvrage contient,

- maintien en fonctionnement pendant le séisme.

Il appartient au maître d'ouvrage, en concertation avec la DRIR, de fixer le niveau de sécurité à obtenir pour chaque bâtiment, installation ou équipement, en fonction de divers critères : impact sur l'environnement, proximité d'ouvrages à haut risque, conséquences d'un arrêt de fonctionnement, coût de l'équipement, sauvegarde de produits ou de données, etc.

Dans le cas des ouvrages concernés par ce texte, les 2 premiers niveaux sont obligatoires.

L'étude des bâtiments et des installations au sens précisé ci-dessus ne fait pas l'objet de cette version du guide. Seuls seront abordés les réservoirs métalliques de gaz ou de liquide, sous pression ou réfrigérés suivants, considérés comme découplés des installations :

- réservoirs sphériques aériens - réservoirs cylindriques sur berceaux (aériens et sous talus) - réacteurs et colonnes, - réservoirs cylindriques verticaux à fond plat. - stockage en cavités souterraines.

Il est à noter que les exemples de détails constructifs, ainsi que les exemples de calcul, ne sont donnés qu'à titre indicatif. Des circonstances particulières propres à un projet peuvent conduire, dans l'esprit des recommandations exposées dans ce texte, à des solutions différentes.

26

3.2. Facteurs favorisant la résistance des ouvrages aux séismes

Les séismes imposent aux ouvrages des déplacements, lors desquels de l'énergie cinétique leur est communiquée. Pour éviter la rupture des éléments porteurs les plus sollicités, aux moments critiques de l'oscillation (lorsque la déformation de l'ouvrage est maximale), cette énergie doit être entièrement absorbée par l'ouvrage, c'est-à-dire en partie stockée à travers ses déformations élastiques et en partie dissipée. La capacité des ouvrages à stocker et à dissiper l'énergie doit donc être favorisée à tous les stades de leur élaboration : conception d'ensemble, conception des assemblages et mise en oeuvre.

Parallèlement, il est souhaitable de minimiser l'intensité des charges sismiques auxquelles les ouvrages seront soumis lors d'un séisme donné. Ceci revient d'une part à chercher à réduire les forces d'inertie (c'est-à-dire les masses et les accélérations) des équipements lourds (réservoirs, cuves, armoires, ...) et d'autre part à protéger les divers réseaux des effets des déplacements relatifs de leurs supports fixes (tuyauteries, gaines de ventilation, chemin de câbles, . . . ) .

Par conséquent, la conception générale est de première importance pour assurer un bon comportement des ouvrages lors des tremblements de terre. Aucun calcul ne peut transformer un projet mal conçu en un système performant face à l'action sismique.

En amont du dimensionnement, plusieurs démarches peuvent être adoptées pour favoriser la résistance des ouvrages aux séismes.

Pour minimiser l'action sismique :

- Réduire les masses.

- Opter pour une structure dont la fréquence propre est aussi différente que possible de la fréquence dominante du sol.

- Abaisser le centre de gravité. De ce point de vue, enterrer les ouvrages constitue une excellente solution.

- Répartir symétriquement les palées de stabilité. En effet, lorsque le centre de rigidité horizontale d'un ouvrage ne coïncide pas avec son centre de gravité, il peut être soumis à des oscillations de torsion d'axe vertical, préjudiciables à sa bonne tenue.

- Découpler mécaniquement les systèmes afin de limiter les effets de leurs déplacements relatifs.

- Prévoir des jeux dans la boulonnerie et éliminer les butées.

- Découpler mécaniquement les ouvrages de leur support (ou du sol). Cette démarche suppose l'emploi d'appuis parasismiques. Les déformations des ouvrages découplés restent dans le domaine élastique.

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Pour maximiser la capacité des ouvrages à stocker et à dissiper l'énergie :

- Opter pour des systèmes hyperstatiques.

- Limiter les concentrations de contraintes. Il convient donc d'assurer, sans changements brusques de rigidité, une continuité mécanique entre les divers éléments constructifs non découplés. Il faut particulièrement veiller à ne pas créer un effet d'entaille et par conséquent à éviter les soudures discontinues, les soudures partiellement pénétrées, les évidements, les composants fissurés, etc.

- Eviter "l'effet de poteau court". La flexibilité des colonnes courtes étant faible, leur capacité à stocker et à dissiper l'énergie reste très limitée. Elles sont donc sujettes à des sollicitations de cisaillement importantes sous l'effet des charges horizontales.

- Concevoir des structures ductiles (éléments constructifs et assemblages). La ductilité permet une dissipation d'énergie en phase plastique ainsi qu'une redistribution d'efforts sur les sections où la limite d'élasticité n'a pas encore été atteinte. Il est à noter que la ductilité des éléments sollicités principalement en cisaillement est faible, de même que celle des poteaux à forte charge axiale.

- Utiliser des amortisseurs.

3.3. Dommages les plus fréquents subis par les réservoirs de gaz ou de liquide lors des tremblements de terre.

Les réservoirs sont relativement vulnérables aux séismes. Selon la nature du produit stocké, les dommages qu'ils ont subis, même mineurs, ont parfois entraîné des explosions, un incendie ou une pollution grave de l'environnement.

Il est donc important de tirer des leçons de leur comportement lors des tremblements de terre passés et de porter une attention particulière aux points critiques lors du projet des réservoirs à construire.

Les dommages suivants ont été fréquemment observés :

Réservoirs cylindriques verticaux à fond plat

- Cloquage en patte d'éléphant des parois, dû à une compression axiale excessive (fig.3.1).

- Cloquage en pointes de diamant des parois (fig.3.2).

- Cloquage du fond du réservoir (fig.3.4).

28

Photo : P.C. Jennings

Photo : EERIFig. 3.1 - Cloquage en patte d'éléphant

29

- Rupture des soudures entre le fond et la paroi (fig.3.3) ainsi qu'entre la paroi et le couvercle.

- Ruptures provoquées par des tassements différentiels ou par l'instabilité du sol d'assise (liquéfaction, glissement).

- Dommages au couvercle par le ballottement du liquide stocké (fig.3.5), plus particulièrement dans le cas des couvercles flottants.

- Rupture des viroles au droit de l'ancrage.

- Rupture de tuyauteries incapables de tolérer les oscillations du réservoir.

- Arrachement (fig.3.6) ou rupture en traction des boulons d'ancrage.

Réservoirs sphériques aériens.

- Effondrement consécutif à une rupture du supportage : flambage et rupture de tirants, rupture de goussets, éclisses ou boulons (fig.3.7 et 3.9).

- Rupture de tuyauteries liées rigidement au réservoir.

Réservoirs sur berceaux

- Déplacements différentiels des berceaux entraînant une rupture du réservoir.

- Rupture du sol d'assise sous les berceaux.

3.4. Dispositions générales pour la conception d'ensemble des réservoirs

L'importance de la conception générale pour assurer un comportement satisfaisant des ouvrages sous charge sismique a été soulignée au paragraphe 3.2. Des options judicieuses et des mesures peu coûteuses peuvent procurer une amélioration importante de leur fiabilité. En effet, chaque écart par rapport aux règles de bonne conception parasismique entraîne des sollicitations supplémentaires pour lesquelles ils doivent être calculés, avec pour conséquence une augmentation du prix de revient, malgré une efficacité moindre.

Par ailleurs, il subsiste toujours une probabilité que l'accélération prise en compte dans le calcul sera dépassée lors d'un tremblement de terre réel. Une conception d'ensemble et de détail correcte peut dans ce cas conférer à l'ouvrage une "réserve de résistance" suffisante pour éviter des dommages graves.

30

Fig. 3.2 - Cloquage en pointes de diamant (photo : J. Stratta)

Fig. 3.3 - Rupture de la soudure entre le fond et la paroi du réservoir (photo : EERI)

IIIIIIIIIIIIIIIIIIIII

31

Fig. 3.4 - Cloquage du fond du réservoir sous l'effet de soulèvements(photo : P.C. Jennings)

Fig. 3.5 - Dommages au couvercle du réservoir(photo : EERI)

32

photo P.C. Jennings Dhoto M. J . Pender

Fig. 3.6 - Arrachement de boulons d'ancrage

Fig. 3.7 - Rupture du supportage (photo : D.J. Leeds)

33

3.4.1. Réservoirs sphérigues aériens

Les réservoirs sphériques aériens se comportent sous charge cyclique horizontale comme un pendule inversé et, par conséquent, devraient être évités en zone sismique. La préférence doit aller aux réservoirs enterrés ou le stockage en cavités souterraines. Les dispositions qui suivent peuvent être prises en considération dans l'étude parasismique des réservoirs existants.

Les réservoirs sphériques sont en général réalisés en acier soudé d'épaisseur variable et supportés par des poteaux ancrés dans des massifs en béton par intermédiaire d'une plaque d'assise boulonnée. Leur stabilité est principalement fonction de la stabilité du supportage. Il convient par conséquent d'opter pour un mode de contreventement qui ne donne pas lieu à une rupture fragile.

Le contreventement par croix de Saint-André peut satisfaire à cette exigence à deux conditions :

- conférer une bonne ductilité aux diagonales, - éviter de souder les diagonales directement à la sphère.

Il faut cependant souligner que le contreventement par triangulation constitue des palées de stabilité très raides, qui mobilisent par conséquent des charges sismiques élevées.

L'expérience montre que le comportement des diagonales rigides est meilleur que celui des tirants ne résistant qu'à la traction. La rigidité et la résistance de ces derniers se dégradent rapidement sous l'effet des compressions et des tractions alternées. Par ailleurs, les concentrations de contraintes aux filetages peuvent provoquer leur rupture fragile.

Les diagonales rigides peuvent fournir la ductilité requise. Le dimensionnement doit permettre que leur plastification intervienne avant celle des poteaux.

Les diagonales devraient relier les têtes des poteaux aux pieds des poteaux voisins (fig.3.8). Si des tirants fixés à la sphère sont utilisés, le raccord doit être réalisé au moyen de goussets importants. Les soudures directes en sifflet sont à éviter.

Les poteaux doivent être raccordés à la sphère au niveau de l'équateur afin d'éliminer les zones dures sur l'hémisphère inférieur.

Une diminution importante des accélérations peut être obtenue par l'emploi d'isolateurs sous chaque poteau ou par des amortisseurs à frottement. Le système de la fig.3.10, conçu par Pali et Marsh, permettrait de réduire le cisaillement à la base des poteaux de plus de 50%. Il utilise des garnitures de freins en amiante fixées aux croisement des diagonales.

34

OUI TOLERABLE

NON

Fig. 3.8 - Réservoirs sphériques

Fig. 3.9 - Réservoir sphérique : arrachement de boulons d1ancrage(photo : M.J. Pender)

35

iture de freins

a) Diagonales rigides b) Tirants croisés

Fig. 3.10 - Amortisseur à frottement pour les croix de Saint-André (d'après Pali et Marsh)

JfH , remblai éventuel

anneau interne /

< cloison

J = £ p berceau TT

<l

remblai éventuel a) Coupe longitudinale

cloisons avec raidisseurs

b) Coupe transversale AA'

Fig. 3.11 - Réservoirs cylindriques sur berceaux

36

Lorsque les diagonales sont constituées de tirants ne résistant pas à la compression, il est nécessaire de les relier de manière que le glissement puisse se produire également dans la direction des diagonales détendues, celles-ci n'ayant pas une rigidité suffisante pour le déclencher à elles seules (fig.3.10b).

3.4.2. Réservoirs cylindriques horizontaux sous talus

Ces réservoirs, parfois appelés "cigares enterrés" représentent pour l'environnement un risque plus faible que les réservoirs aériens.

Le réservoir repose sur des berceaux. Il est raidi, au droit de ces derniers, par des anneaux internes (fig. 3.11a).

Leur structure est essentiellement de forme cylindrique. Il s'agit d'un long tube d'acier (diamètre métrique et longueur décamétrique) fermé par deux fonds hémisphériques et recouvert par un remblai de terre ayant une épaisseur de l'ordre de 1 m au-dessus de la génératrice supérieure.

Des cloisons internes comportant des raidisseurs doivent compartimenter le réservoir afin de limiter les effets de ballottement du liquide stocké (fig.3.11). Il est impératifs d'assurer la stabilité du remblai lors des secousses sismiques par des supports ou une enceinte adéquats.

Le tube comporte des protubérances : les tuyauteries de service (remplissage mesures ...) et des approfondissements destinés à l'utilisation de points bas pour la vidange et le remplissage.

Les protubérances enterrées (points bas) devront être bien couplées au mouvement de la structure et du sol pour éviter les cisaillements.

Les réservoirs doivent être efficacement protégés contre toute corrosion car la présence du talus empêche une inspection périodique. Le revêtement protecteur doit tolérer les déformations du réservoir et résister au frottement avec le sol. Il semble qu'un revêtement d'une épaisseur minimale de 2000 microns, appliqué à froid, est nécessaire (réf.3.23). Afin de diminuer les risques de détérioration par abrasion, il convient d'entourer le récipient de sable sur une épaisseur d'au moins 80 cm. Une protection cathodique doit également être prévue.

Le calcul du réservoir devra tenir compte, entre autres, de la dilatation thermique (variations de longueur de plusieurs centimètres), du ballottement du liquide, des déplacements différentiels du support et de l'action dynamique du talus.

3.4.3. Réservoirs cylindriques aériens sur berceaux

Les dommages aux réservoirs sur berceaux sont dus principalement à la mauvaise tenue de ces derniers lors des mouvements différentiels du sol. Il convient par conséquent d'assurer un contreventement correct ainsi qu'un bon ancrage des berceaux. Le radier apparaît comme la fondation la plus appropriée.

37

3.4.4. Réacteurs et colonnes

Les colonnes sont constituées par une enveloppe cylindrique élancée en acier d'une hauteur décamétrique, comportant une jupe tronconique et ancrée sur un ouvrage de supportage en béton armé (fig.3.12).

Les zones les plus vulnérables aux effets des séismes sont l'ancrage de la colonne et la structure du support, qui nécessitent un niveau de ductilité élevé. La structure en béton armé exige donc un calcul et un ferraillage adéquats, pouvant lui conférer au moins le niveau de ductilité II au sens défini par le Code modèle européen CEB (réf. 3.5.).

Le concepteur peut également se référer à 1'Eurocode n°8, édition 1988 (réf. 3.6.) ou au chapitre "Comportement des structures en béton armé" de l'ouvrage Génie parasimique (réf. 3.8.).

Les dispositions concernant les ancrages sont abordées au paragraphe 3.5. ci-après.

3.4.5. Réservoirs cylindiques verticaux à fond plat

Ces réservoirs sont en général constitués de viroles d'épaisseur croissante de la base au sommet, d'un fond plat et d'une coupole (couvercle). L'ensemble repose sur un radier en béton armé (avec ou sans ancrages) ou sur un remblai compacté.

Le dommage le plus fréquent aux réservoirs cylindriques verticaux est le cloquage des parois. Les contraintes axiales de compression dans les viroles doivent donc être minimisées.

D'une manière générale, il vaut mieux réduire le rapport h/r (h étant la hauteur du liquide stocké et r le rayon du réservoir) plutôt que de travailler avec des accélérations importantes. Un rapport h/r S 0,5 semble convenir. La hauteur du liquide joue un rôle plus grand que la hauteur du réservoir.

Un espace suffisant doit être prévu sous le couvercle du" réservoir pour éviter les dommages dus au ballottement du liquide stocké.

Si la prise en compte de l'action sismique conduit, pour la virole inférieure, à une épaisseur plus grande que celle qui est nécessaire pour résister à la pression hydrostatique, l'épaisseur des viroles supérieures doit être augmentée dans les mêmes proportions.

Sur sol ferme, une réduction importante des contraintes dans les viroles peut être obtenue par l'emploi d'appuis parasismiques (cf.§ 3.6.2.2. et annexe A).

38

V,ancrage ductile

support béton armé ductilité niveau II ou

Fig. 3.12 - Colonne de distillation

39

Il est important que le réservoir repose sur un sol qui n'est pas sujet au glissement ou à la liquéfaction.

Dans le cas d'un groupe de réservoirs, il est souhaitable de prévoir une enceinte de rétention pouvant contenir les liquides ou un incendie.

Réservoirs ancrés

L'ancrage s'oppose au décollement des réservoirs sous l'effet des accélérations horizontales. Un grand nombre de boulons est nécessaire pour distribuer correctement les efforts dans les viroles. Cependant, la liaison ancrage-virole constitue un point faible sujet à la rupture par cisaillement. Une jupe annulaire périphérique peut être utilisée pour équilibrer le moment dû à l'excentricité des boulons par rapport à la virole.

L'ancrage doit être conçu de manière que l'état limite de résistance dans les boulons soit atteint avant celui des liaisons ancrage-virole et fond-virole.

La fondation doit être suffisamment lourde pour s'opposer au soulèvement.

Réservoirs non ancrés

Les réservoirs non ancrés peuvent subir des soulèvements lors des pics d'accélération horizontale. Il en résulte d'importantes concentrations de contraintes dans les viroles. Ces contraintes sont plus importantes dans les réservoirs reposant sur une dalle de béton que dans ceux qui sont supportés par un remblai compacté. Dans cette dernière solution, sous l'effet du moment de renversement, le bord du réservoir s'enfonce de quelques centimètres dans le remblai, ce qui permet de distribuer les charges sur une surface plus grande. Des essais montrent que les contraintes axiales dans les viroles sont 4 à 5 fois plus faibles que dans le cas des réservoirs sur dalle.

Pour prévenir le cloquage des parois, on peut augmenter l'épaisseur des viroles ou celle du fond. Toutefois, des épaisseurs importantes du fond entraînent des moments fléchissants indésirables dans la paroi près de la liaison fond-virole, endroit déjà très sollicité. Il est donc souhaitable que l'épaisseur du fond ne dépasse pas 50% de celle de la virole à laquelle il est soudé. Si un fond épais ne peut pas être évité, il est préférable d'ancrer le réservoir.

Dans tous les cas, en périphérie, le fond doit être constitué par une tôle annulaire d'une largeur radiale minimale de 70 cm, soudée bout à bout.

40

Le glissement des réservoirs non ancrés ne se produit que s'ils ont un faible diamètre (avec pour conséquence des dommages aux tuyauteries). Au-delà de 10 m, le frottement entre le réservoir et la fondation est en général suffisant pour éliminer tout glissement.

3.4.6. Tuyauterie

La résistance des tuyauteries doit être vérifiée par exemple par un calcul statique équivalent avec un coefficient de comportement approprié.

Les réseaux de tuyauteries présentent vis-à-vis des séismes deux inconvénients principaux :

- Leur souplesse, au demeurant avantageuse pour absorber les dilatations thermiques, leur confère une fréquence propre d'oscillation relativement basse, proche de la fréquence d'excitation sismique. Leur mise en résonance peut donc facilement se produire.

- Les déformations de la construction, et par conséquent les déplacements des ancrages, mettent les lignes de tuyauteries cycliquement en compression, en traction et en torsion, ce qui est une source de dommages. Le problème est aggravé par la présence de nombreux points fixes (raccordement aux appareils, piquages sur d'autres réseaux, etc.), ainsi que par la complexité et par le caractère hétérogène des réseaux.

En partie courante, le moyen le plus simple d'accroître la fréquence propre des réseaux consiste à rigidifier le supportage en augmentant le nombre de fixations. Des supports rigides peuvent être introduits aux endroits où les déplacements causés par les charges permanentes et variables sont faibles et ceux dus à l'action sismique sont importants. Cette approche est toutefois limitée par les impératifs de dilatation thermique.

Afin d'éviter la rupture de tuyauteries raccordées aux réservoirs, il est nécessaire de prévoir des tronçons flexibles.Pour assurer une continuité parfaite des tuyaux, chaque fois que cela est possible, ces tronçons devraient être réalisés par des tracés en forme de lyre ou de Z (fig.3.13). Dans ce cas, les points fixes doivent être assez éloignés et les tuyaux parallèles assez espacés pour permettre un libre mouvement. Les changements de direction du tracé et la flexibilité naturelle des tuyaux devraient permettre d'absorber les mouvements relatifs entre les tuyauteries et les réservoirs.

41

La longueur développée des tuyaux entre deux points fixes, nécessaire à l'absorption d'un mouvement relatif donné, peut être évaluée par la formule suivante (d'après Power Piping USAS B, 1967) :

(1 - a) 2 > 5000 d.4>

où : 1 = longueur développée du tuyau en m (fig. 3.14) ; a = distance entre deux ancrages en m ; d = déplacement relatif en m ; <J> = diamètre du tuyau en m.

On peut constater que la longueur des tronçons coudés est importante ; selon la formule ci-dessus, pour un <J> 200 mm et d = 10 cm, nous avons 1 - a > 10 m.

Lorsque les tracés coudés ne peuvent pas être utilisés (tuyaux de gros diamètre, manque de place, réservoirs sous talus, etc.), on peut recourir à des manchons (fig.3.15), soufflets ou à des articulations à cardans (joints sphériques).

La figure 3.16 montre un compensateur articulé (articulation à cardans) à ondes métalliques conçu est utilisé par l'EDF. Il est graissé à vie au bisulfure de molybdène et ses caractéristiques limites sont 6 MPa et 500°C. Il est préférable de disposer les compensateurs dans un plan vertical (afin d'éviter les dépôts dans les ondes) et de munir le coude inférieur d'un robinet de purge.

Il est essentiel d'éviter toute rupture de tuyaux entre le réservoir et la valve d'arrêt. Les vannes en matériaux autres que les métaux malléables ne devraient pas être utilisés.

Par ailleurs, il convient de vérifier que les tuyauteries ne transmettent pas d'efforts importants aux appareils actifs comme les pompes.

3.4.7. Stockage en cavités souterraines

3.4.7.1. Concepts généraux

Les cavités sont des aménagements bien plus résistants aux séismes que les ouvrages de surface. Leur stabilité est menacée essentiellement par les failles actives qu'elles pourraient recouper. En dehors des traversées de faille, les cavités enterrées peuvent supporter sans s'effondrer des séismes de grande magnitude.

Les dommages les plus courants sont la fissuration et la chute de blocs : ils se concentrent près des entrées et sur les ouvrages de raccordement à la surface qui sont les parties les plus sensibles aux sollicitations sismiques.Le degré d'endommagement s'atténue sensiblement avec la profondeur ; il n'existe cependant pas de corrélation générale reconnue entre mouvement en surface et mouvement en profondeur.

42

^

Fig. 3.13 - Tuyauterie flexible (d'après la réf. 3.10)

(L-a?fe5000djf d-deplacement relatif

i

Fig. 3.14 - Calcul des tronçons coudés

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43

V-— manchon de610 mm

a) Découplage par manchons (d'après la réf. 3.14)

b) Tuyau flexible (photo EERI)

Fig. 3.15 - Découplage des réservoirs et des tuyauteries

44

C O M P E N S A T E U R ARTICULE

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ARTICULATION A CARDANS

D E P L A C E M E N T HORIZONTAL

Fig. 3.16 - Joint à cardans (d'après l 'E.D.F.)

45

Dans la plupart des cas étudiés, la cavité ne semble pas modifier sensiblement le mouvement en champ libre.

3.4.7.2. Conception

Du point de vue de la conception, la prise en compte du risque sismique n'entraîne pas de modification notable pouvant entraîner des surcoûts systématiques de construction. Des précautions supplémentaires seraient à prendre lors de la reconnaissance et lors de l'implantation des ouvrages (en particulier des puits d'accès) ce qui compliquera le travail du concepteur.

Par contre, la décision d'implanter un stockage en souterrain est déjà une précaution de type parasismique dans le sens où dans la plupart des cas la sécurité sera notablement accrue.

Si l'on raisonne en terme de risque de rupture, les efforts les plus néfastes entraînent des risques de traction dans les parois. Une conception parasismique en roche dure devra donc assurer autour des cavités un état de contrainte essentiellement compressif. Celui-ci peut être obtenu par une forme de cavité (plus particulièrement de voûte) adéquate en fonction de l'état des contraintes initiales.

Il s'agit là d'un critère déjà utilisé pour assurer la fermeture des joints et discontinuités naturelles des roches encaissantes. La seule différence serait peut être que cette condition n'est essentielle pour le confinement hydro-géologique qu'au toit des cavités. On serait sans doute amené, dans une étude parasismique, à mieux considérer, par exemple pour une propagation verticale :

- les épaulements et bases des piédroits dans le cas des ondes de cisaillement,

- le toit et le radier, puis les piédroits lors des phases successives de traction et compression dans le cas de l'onde de compression.

Par ailleurs, on devrait :

- concevoir des radiers de largeur limitée, même si cela peut représenter une gêne du point de vue de la construction. Il est clair que de larges radiers (type Lavera) entraînent des risques importants de fissure de traction ; ils sont à éviter dans les zones de forte sismicité,

- respecter des impératifs de découpe. Toute zone de courbure trop faible entraîne des contraintes de traction.

46

Comparaison avec le stockage en réservoirs :

Du point de vue parasismique.on retiendra au détriment des réservoirs :

- pour le réservoir sous talus, la proximité de la surface qui lui fait subir toute la gamme des ondes sismiques (Rayleigh ...) en plus des ondes P et S.

- des amplitudes de mouvement plus importantes.

- une assise sur des terrains généralement peu résistants et de caractéristiques plus faibles que ceux sélectionnés pour les cavités profondes.

- dans le cas des réservoirs sphériques aériens, le comportement en pendule inversé, qui est très défavorable.

Par contre, au titre des avantages, on citera :

- l'existence d'une peau en acier résistant à la traction,

- des volumes stockés moindres donc des conséquences moindres en cas d'accident.

3.5. Dispositions constructives

3.5.1. Importance du détail constructif

De même que la conception d'ensemble, la conception de détail peut améliorer ou au contraire réduire la fiabilité des ouvrages. Les assemblages incorrectement conçus peuvent posséder une résistance inférieure à celle qui est prise en compte dans le calcul ou être, contrairement à l'intention du concepteur, sujets à une rupture fragile.

D'une manière générale, il convient d'éviter :

- l'utilisation de matériaux dont la résistance nominale à la rupture spécifiée excède 550 MPa ;

- l'utilisation d'éléments composés de plusieurs pièces lorsque l'emploi d'une seule pièce est possible ;

- les variations d'épaisseurs importantes entre parties voisines ; en aucun cas, l'épaisseur des pièces de renforcement ne doit excéder 1,5 fois l'épaisseur des viroles ;

- une réduction locale de l'épaisseur des parois de réservoirs au-dessous des exigences minimales ;

- les ouvertures non renforcées ;

47

Tension Compreision

- > . . . . -

Tunnel

a. DEFORMATION AXIALE

,:^r¿rl^^.A,.

Compression

-\îvs**'* V ' o b. COURBURE LONGITUDINALE

Section du tunnel

Déformation du tunnel

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C. DEFORMATION DE LA SECTION TRANSVERSALE

Fig. 3.17 - Mode de déformation d'une cavité

48

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Joint longitudinal

Joints circulaires

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wm$S Raccordement de tubulure

Raccordement de brida

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i peut être i \ 1 | l'extérieur \ I I ou a l'Intérieur \

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\ \ \

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Fig. 3.18 - Exemple de joints (d'après la réf. 3.18)

49

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Section A A Section BB

S c h é m a s (a) : Fixation dea accessoires

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• S c h é m a s (b) : Jupes support

Nota:

a > t/4.

b ^ V 2 .

O t. t >* épaisseur de l'accessoire,

c » profondeur de gorge da la soudure.

Piège forgée

(k)

F ig . 3 . 1 9 (d 'après la réf." 3 . 1 8 )

REGLES APPLICABLES AUX ASSEMBLAGES D'ACCESSOIRES ET DE SUPPORTS

50

- l'utilisation pour les renforcements, d'un matériau différent de celui du réservoir ;

- les joints près des discontinuités de forme importantes ;

- l'utilisation de soudures à pénétration partielle ou de soudures par point ;

- les liaisons filetées avec des tuyauteries, notamment pour les diamètres nominaux supérieurs à 70 mm ;

- les liaisons par goujons.

3.5.2. Fondations

3.5.2.1. Généralités

Les fondations jouent un rôle essentiel dans la tenue des constructions soumises au séisme. Transmettant les effets sismiques à la structure, elles subissent les réactions d'inertie de celle-ci, tout en devant continuer à acheminer jusqu'au sol les efforts statiques qu'elles supportent et qui ont pu d'ailleurs subir des modifications : amplification, allégement ou changement de sens, du fait de la secousse.

Toute défaillance au niveau de ce rôle causera à la structure des dommages graves pouvant aller jusqu'à sa destruction.

Une attention particulière est donc à apporter à la conception et à la réalisation des fondations des ouvrages parasismiques ; les réservoirs et les ouvrages supportant les canalisations n'échappant pas à cette règle.

Les recommandations qui suivent ne dispensent pas de se conformer aux règles qui concernent les fondations (notamment D.T.U et Recommandations AFPS 90), ainsi qu'aux règles parasismiques en vigueur. Elles ont pour objet de mettre l'accent sur des précautions se rapportant à des dispositions propres aux ouvrages faisant l'objet des présentes recommandations.

3.5.2.2. Etude et reconnaissance du sol

Une étude de sol est à entreprendre systématiquement qui pourra nécessiter des reconnaissances, à moins que des investigations réalisées antérieurement soient disponibles.

L'avis d'un spécialiste sera requis notamment dans le cas de terrain comportant des formations de sable fin saturé ou situé à proximité du niveau de la nappe phréatique.

5)

Le cas des matériaux de remblaiement récemment mis en place mérite également une attention particulière.

Les zones de terrain pouvant être soumises à la liquéfaction, à des glissements ou à des éboulements sont à exclure. Il faut particulière­ment prêter attention aux terrassements de masse ou aux tranchées susceptibles de déstabiliser des terrains ne présentant pas a priori de risque de mouvement. En ce qui concerne la stabilité des pentes et la liquéfaction des sols, il convient de respecter les Recommandations AFPS 90 (réf. 3.1).

3.5.2.3. Fondations de type superficiel : semelles, massifs, radier

Encastrement dans le sol

Cet encastrement est à réaliser dans un sol compact et homogène, par un coulage à pleine fouille afin d'assurer un bon contact des fondations avec le terrain. Le coffrage des semelles ou des massifs, suivi d'un remblaiement, est donc à éviter sauf à reconstituer un sol de compacité équivalente.

Dans le cas d'un radier directement exécuté sur le sol, cette exigence sera considérée comme satisfaite si une bêche périphérique coulée à pleine fouille ceinture cet ouvrage.

Horizontalité des fondations

On veillera à placer les assises des fondations sur un plan quasi horizontal. Dans le cas où les particularités du terrain imposeront des dénivellations des fondations, des ouvrages complémentaires devront être étudiés pour assurer le butonnage et le liaisonnement des semelles.

Armatures

Les massifs et les semelles de fondation doivent être réalisés en béton armé. L'attention est attirée sur la nécessité de disposer des armatures transversales et longitudinales susceptibles de s'opposer à une dislocation des fondations. En particulier, les plans de reprise de bétonnage doivent être cousus par des armatures, notamment à l'interface semelle et massif de gros béton.

Ancrage

Dans le cas d'une assise de fondation constituée par du rocher massif, non diaclasé affleurant à faible profondeur, il peut être admis de couler les semelles directement sur ce sol après l'avoir purgé des éléments friables non adhérents, à condition de compenser l'absence d'encastrement par des ancrages d'armatures. Des ancrages seront également nécessaires chaque fois que le poids de la fondation d'un point d'appui donné sera insuffisant pour équilibrer les efforts de soulèvements pouvant résulter des effets d'allégement et de basculement engendrés par le séisme.

52

3.5.2.4. Fondations profondes

Pieux

La répartition des pieux doit être uniforme tant dans les diamètres que dans l'implantation et leur rigidité symétriquement répartie.

La liaison des pieux avec leur tête exige une attention particulière. Un frettage doit s'opposer à l'éclatement du béton et conférer une bonne ductilité.

Les pieux appuyés en pointe sont préférables aux pieux flottants. Ces derniers peuvent en effet être le siège de déplacements verticaux et horizontaux importants.

Les pieux inclinés sont à proscrire car les variations du degré d'inclinaison en tête sont préjudiciables.

Pieux en béton moulés dans le sol

Ils doivent être armés sur toute leur longueur de la manière suivante (d'après les Recommandations AFPS 90, réf.3.1) :

a - Armatures longitudinales

Nombre minimal de barres : 6 Diamètre minimal : 12 mm

Section totale rapportée à la section nominale du pieu minimum :

sols de type a ou b : 0,5% sols de type c : 0,6% maximum : 3%

où les sols sont classés comme suit :

• Groupe a : sols de résistance bonne à très bonne (sables ou graviers compacts, marnes ou argiles raides fortement consolidées, rocher sain) ;

• Groupe b : sols de résistance moyenne (roches altérées, sables et graviers moyennement compacts, marnes ou argiles de raideur moyenne) ;

• Groupe c : sols de faible résistance (sables ou graviers lâches, argiles molles, craies altérées, vases).

53

Ztnts critiques

a) Zones critiques

II ••y.'-V.:;. l / S o i

b) Déformée

Fig. 3.20 - Pieux (d'après la réf. 3.1)

54

Dans le cas où le pieu doit traverser des couches de sols de types différents, le ferraillage longitudinal le plus important doit être prolongé au-delà de l'interface des couches concernées sur une longueur au moins égale à la plus grande des deux valeurs suivantes :

- 2 fois le diamètre nominal du pieu ;

- 50 fois le diamètre des barres constitutives.

b - Armatures transversales

Elles doivent être composées de spires et/ou de cercles répondant aux conditions ci-après :

- diamètre minimal : <J> = 6 mm ;

- pourcentage minimal en volume :

- 0,6% en partie courante

- 0,8% en zone critique

- espacement maximal de nu à nu des spires ou des cercles :

- s' = 12 fois le diamètre des barres longitudinales en partie courante

- s' = 10 cm en zone critique. Sauf dispositions technologiques spéciales, sont considérées comme

zones critiques en raison des courbures que les pieux sont exposés à y subir (fig.3.20a) :

- la partie supérieure des pieux sur une longueur égale à 2,5 fois leur diamètre nominal,

- les zones où les pieux traversent des sols de types différents.

Ces zones s'étendent sur une longueur égale à 2 fois le diamètre nominal des pieux dans le sol le plus résistant et à 2,5 fois le diamètre nominal des pieux dans le sol le moins résistant.

Dans le cas où le béton est mis en place dans une chemise ou une gaine métallique abandonnée dans le sol après coulage, la section d'acier de cette chemise ou de cette gaine peut, défalcation faite de l'épaisseur de métal susceptible de se corroder pendant la durée de vie de l'ouvrage, être prise en compte dans l'évaluation de la quantité d'armatures transversales définies ci-dessus sans avoir cependant pour effet de réduire ces armatures de plus de 50%.

Pieux préfabriqués en béton armé

La section totale des armatures longitudinales doit être comprise entre 1% et 3% de la section des pieux. Pour le reste, les prescriptions relatives aux pieux moulés demeurent applicables.

55

3.5.2.5. Liaisonnement des fondations

Les fondations appartenant à un même ouvrage doivent constituer un ensemble solidaire susceptible de résister à des efforts de dislocation pouvant provenir soit de transformations subies par le sol pendant ou après le séisme, soit des réactions des forces d'inertie développées dans la structure.

Des liaisons sont à prévoir à cet effet qui relieront entre elles les fondations superficielles ou profondes de tous les points d'appui isolés de la structure, de manière à s'opposer dans toutes les directions à des mouvements de translation ou de rotation. Ces liens seront réalisés sous la forme d'un réseau bi-directionnel de longrines en béton ou en profilé métallique de grande section afin de disposer d'une raideur de flexion convenable ainsi que d'une résistance analogue en traction et en compression.

Les attaches des longrines aux semelles seront assurées par des dispositions d'armatures assurant avec des recouvrements la transmission des efforts sans solliciter le béton à la traction et sans provoquer de poussée au vide.

Le niveau d'attache des longrines aux semelles, pieux ou massifs devra se situer le plus près possible du niveau du sol.

3.5.3. Ancrage des superstructures aux fondations

Ainsi qu'il est précisé dans les Recommandations AFPS 90, l'expérience enseigne que la tenue des ancrages est un point crucial pour le comportement des équipements en cas de séisme ; il convient donc que le risque de ruine totale de ces liaisons soit exclu, même pour des actions sismiques significativement plus fortes que celles retenues pour la vérification. Une marge de sécurité appréciable peut être obtenue, dans la plupart des cas, en majorant de 50% l'action sismique retenue pour la vérification. Cette majoration n'est pas à cumuler avec le coefficient 1,35 de la combinaison d'actions du paragraphe 3.6.1.1.

Lorsque les efforts verticaux exercés par les structures sur la fondation sont des efforts de compression, il convient de réaliser une liaison capable de reprendre un effort de traction égal à 10% de la charge verticale apportée sur le point d'appui.

La résistance nominale d'un ancrage ne peut être assurée que si celui-ci peut mobiliser un volume suffisant du matériau dans lequel il est fixé. On doit donc veiller strictement au respect des conditions d'espacement et de distance aux bords pour l'implantation des ancrages. A cet effet, on peut prendre comme distance minimale entre ancrages celle correspondant à dix fois le diamètre des fixations. Cette même valeur peut être adoptée comme distance minimale d'implantation d'une fixation près d'une bordure de génie civil, à moins que celle-ci soit renforcée par une cornière ou un frettage.

56

Les ancrages préscellés doivent être impérativement frettés. Il convient de prévoir un ferraillage suffisamment important pour pouvoir reprendre les efforts sismiques. Il est par conséquent interdit d'installer des dispositifs d'ancrage dans les formes, chapes et éléments similaires.

Les ancrages doivent être conçus de manière que leur mode de ruine soit de type ductile. Cette disposition s'oppose à l'emploi de boulons HR. La figure 3.21 montre quelques exemples d'ancrages corrects.

Les réservations prévues dans les massifs ou dans les semelles lors de leur réalisation, dans le but de faciliter le montage et le réglage de la superstructure, sont à concevoir en respectant les principes suivants :

- rugosité des plans de reprise ;

- couture des plans de reprises par des armatures ;

- longueur des tiges de scellement, choisie de manière à réaliser une transmission des efforts par recouvrement, conformément aux règles du béton armé, avec des armatures de la semelle. Le cheminement des efforts de traction est à vérifier à l'intérieur de la semelle ou des pieux jusqu'à leur niveau d'équilibre.

La réalisation des réservations par des cages de grillage permettant le passage des armatures de couture et donnant un état de surface rugueux, est recommandée.

3.6. Calcul simplifié

3.6.1. Fondations

Ce paragraphe reprend les prescriptions des Recommandations AFPS 90 (réf.3.1).

3.6.1.1. Principes généraux

- Le calcul des sollicitations doit prendre en compte la rigidité de la liaison structure-fondations ;

- Le système de fondations doit être capable de résister aux efforts additionnels introduits par l'accélération verticale, le moment de renversement et la torsion d'ensemble, de manière que la somme des contraintes statiques et dynamiques dans le sol ne dépasse pas sa contrainte admissible :

57

Figures 3.21

Fig. 3.21a

MASSIF BETON ARME AVEC RESERVATION

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58

Fig. 3.21b

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59

Fig. 3.21c

VARIANTE PIED DE POTEAU TUBULAIRE

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Tiae-S demeraqe -esce-llées, ancr¿«.s la par Hie sjnptneove

e- la 6<z.melle

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du ¿oo/cveinenh.Je. M ef 7" ,

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soule^ct^cih et~ de /<*. PUxion

dans la semef/e ,

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^VaMc/iauf- clans J* Semelle

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60

Fig. 3.21d

MASSIF SUR PIEUX

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Fig. 3.21e

RADIER AVEC APPUIS PONTUELS

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^— -bj- Arrnahore. Supç'rtcore do rere/Sc-f [laxiori tdiffui'io^

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A N C R A G E DUCTILE P O U R APPUI çOUTlNU (Re'se-rvoir cylindrique^.. )

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62

Fig. 3.21f

RESERVOIR S U R B E R C E A U X M E T A L L I Q U E S

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COUPE a-a

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BETAIL APPUI

CONTREVENTEMENT LONGITUDINAL

obt e*Pou*-ckc SOY- aoussaV-

LiaiS»1» olut.fi le

( blotWîFi'coKon des t>laK>ie.s tn l-racl-i'oh ) avemh ropfor t <it 1 a3S<z.>'vib>\oio.e.

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63

Fig. 3.21g

RESERVOIR SUR BERCEAUX EN BETON A R M E

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Fig. 3.21g

RESERVOIR SUR BERCEAUX EN BETON A R M E

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65

- L'état ultime des fondations ne doit pas être atteint avant celui de la structure. Cette condition peut être considérée comme satisfaite lorsque les vérifications prescrites ci-après sont effectuées avec un résultat positif compte-tenu de la combinaison d'actions suivante :

1,35 E + G + P + I ^ Q i Ed. ik

Dans cette expression, on représente par :

E : l'action sismique de calcul, G : les charges permanentes (valeurs moyennes ou s'il y a lieu valeurs

nominales), P : les forces de précontraintes (valeurs à long terme), Q±lc : les actions variables d'autre nature (valeurs caractéristiques ou

nominales), if>Ei : les coefficients dits "de simultanéité" applicables aux actions

variables Qi.

3.6.1.2. Longrines

Les longrines de liaison des éléments de fondation doivent être calculées en supposant que les massifs ou les têtes de pieux réunis sont soumis à des forces opposées, dans un sens puis dans l'autre, appliquées au centre de gravité des semelles dans le cas de fondations superficielles et au niveau de l'interface avec la structure dans le cas de fondations profondes. Ces forces sont égales à :

F = ± a W g

où : W est la moyenne des valeurs des charges verticales apportées par les points d'appui reliés par la longrine considérée,

a est l'accélération lue sur le spectre de réponse spécifique au site,

g est l'accélération de la pesanteur.

3.6.1.3. Fondations superficielles

Les fondations superficielles sont calculées suivant les méthodes usuelles pour les sollicitations résultant de la combinaison d'actions ci-dessus, compte-tenu de l'application aux sollicitations résistantes ultimes d'un coefficient de sécurité partiel TR égal à 1,5.

66

3.6.1.4. Fondations profondes sur pieux

Principes généraux

Le calcul des pieux doit tenir compte des réductions ou pertes de résistance que certains des sols traversés peuvent subir pendant et après le mouvement sismique. Il doit également prendre en compte lorsqu'il y a lieu, les frottements négatifs ou les poussées latérales engendrées par le tassement que certaines des formations traversées peuvent subir du fait des vibrations sismiques.

Au sein du volume de sol sollicité par le système de fondation, les zones reconnues comme susceptibles de se liquéfier doivent être :

- soit traitées : rabattement permanent du niveau de la nappe, densification du milieu liquéfiable, modification des propriétés du milieu par injection, constitution de colonnes drainantes, substitution aux sols liquéfiables de matériaux à caractéristiques physiques appropriées convenablement compactés, etc. ;

- soit prises en considération dans le calcul, notamment en ce qui concerne le flambement des pieux, en tenant compte des charges additionnelles apportées par les couches supérieures.

Les vérifications doivent être effectuées dans les situations pendant et après séisme. Les situations en cours de séisme sont à traiter comme des situations accidentelles, les situations post-séisme comme des situations persistantes.

Il doit être vérifié que les pieux sont aptes à supporter les charges verticales, y compris celles engendrées par l'action sismique, dans l'état de déformation résultant de l'action combinée du sol et de la structure portée.

Dans le cas d'éléments en béton armé, leur section et leur ferraillage doivent être tels que leurs états limites de résistance ne correspondent pas à une rupture fragile. La condition de non-fragilité implique que le pourcentage des armatures longitudinales soit inférieur au pourcentage critique.

Les sollicitations résistantes des pieux doivent être évaluées compte tenu des coefficients de sécurité partiels Tm suivants :

• Termes de pointe : 2,0

• Termes de frottement latéral : 1,35 (pieux appuyés en pointe) ou 2 (pieux flottants)

• Béton : 1,5

• Armatures : 1,15

67

Méthode générale de calcul

Cette méthode fait l'objet des paragraphes 6.14 et 9.4.2.1. des Recommandations AFPS 90 (réf.3.1) auxquelles il convient de se référer.

Méthode de calcul simplifiée

Domaine de validité.

Les conditions suivantes doivent être simultanément satisfaites:

- les pieux doivent avoir dans toutes les directions horizontales une flexibilité suffisante pour qu'ils ne développent avec le sol qu'une interaction modérée et que leur déformée puisse être valablement assimilée à la déformée du sol.

Cette condition peut être considérée comme satisfaite si les pieux ont un diamètre de 800 mm au plus, si leur section totale représente au plus 5% de l'emprise qu'ils délimitent, et que la structure présente à proximité de leurs têtes un diaphragme horizontal de rigidité suffisante pour uniformiser les déplacements de ces dernières.

- la structure doit être suffisamment encastrée dans le sol pour qu'on puisse considérer que les déplacements de sa base s'identifient à ceux du sol situé dans son emprise ; à défaut d'un encastrement suffisant, il doit être disposé à la périphérie de la construction une bêche de profondeur et de rigidité suffisante pour remplir le même office.

Les actions sismiques s'exerçant sur la structure sont calculées comme si cette dernière était rigidement encastrée à sa base (c'est-à-dire à l'interface structure-fondation) et soumise au mouvement sismique de calcul correspondant au site.

La déformée des pieux est assimilée à celle du premier mode de vibration du sol en champ libre.

Dans le cas d'un sol de profil homogène d'épaisseur H, on peut admettre que la déformée du sol est un quart de sinusoïde défini par le déplacement maximal à la surface (fig.3.20b), soit :

dmÄJC = a p_ (2H)2

G ir

où : p est la masse volumique du sol, G est le module de résistance du sol au cisaillement.

La période fondamentale T s'écrit dans ce cas :

T = 4H = 4 H./£ Vs VG

Vs étant la vitesse des ondes de cisaillement.

68

Dans le cas d'un profil stratifié dans lequel les caractéristiques mécaniques varient peu d'une couche à l'autre, et à défaut d'un calcul plus élaboré, la valeur de dmax peut être évaluée en remplaçant dans l'expression ci-dessus p et G respectivement par :

ps = I P± IU Gs = I G± 1U ï H± I Hi

où H±, Pi, G± représentant les paramètres relatifs à la couche i.

La période fondamentale peut être considérée comme égale à :

T = ¿H

>/T~GT~HT" V2 P* Hi

3.6.2. Calcul des réservoirs

Ainsi qu'il est indiqué au chapitre 1, il doit être effectué :

- soit un calcul linéaire (analyse modale spectrale) au séisme majoré de sécurité (S.M.S.), tenant compte de l'effet p - 6 et avec le coefficient de comportement q = 1, les matériaux devant donc rester dans le domaine élastique ; en effet, les viroles, qui assurent l'étanchéité des réservoirs, constituent des voiles minces dont la ductilité est relativement faible ;

- soit, en admettant des incursions dans le domaine postélastique, un calcul non linéaire (chronologique) au S.M.S. par une méthode reconnue, agréée par la DRIR.

Les déformations devront rester inférieures à L/200, L étant la longueur de l'élément (poteau, berceau, réservoir, etc.), à moins de justifier qu'à l'état déformé les stabilités élastiques et d'ensemble sont assurées.

Par ailleurs, il est nécessaire de vérifier s'il n'y.a pas de danger d'instabilité par cloquage ou par voilement, conformément au DTU P 22-703 (réf. 3.2.6) pour les éléments plans et aux Recommandations de la CE.CM. (réf. 3.25) pour les viroles et les sphères.

Les combinaisons d'actions à considérer pour la détermination des déformations et sollicitations de calcul sont les combinaisons accidentelles suivantes :

E + G + P + l± ij>EI Qilc

Pour l'action du vent, la valeur du coefficient \¡>m peut être considérée égale à zéro.

69

Les méthodes de calcul simplifié qui suivent sont destinées à donner au projeteur des indications rapides mais suffisamment approchées pour permettre un prédimensionnement de l'ouvrage. Elles n'ont pas la prétention de remplacer une étude modale complète. En effet, les hypothèses adoptées peuvent dans certains cas s'éloigner de la réalité d'une manière significative.

Les hypothèses de calcul utilisées pour la méthode simplifiée sont' les suivantes :

- le matériau travaille dans le domaine élastique ;

- le ballottement du liquide est négligé ;

- l'interaction sol-structure est négligée ;

- seul le premier mode de déformation est pris en compte ;

- la stabilité des fondations, ainsi que celle du sol d'assise, sont assurées en régime statique et dynamique.

Dans ces conditions, les réservoirs se comportent comme une structure à un degré de liberté dans les trois directions du repère orthogonal. On étudie donc successivement la réponse à la composante horizontale, la réponse à la composante verticale et on les combine ensuite par la méthode de Newmark simplifiée.

3.6.2.1. Réservoirs sphériques

Fréquence propre horizontale

La fréquence propre dans une direction horizontale (NX) peut s'écrire :

(NX) = _1 J (RX) (en Hz) (1) 2TI V M

Dans cette expression :

- M est la masse de la sphère remplie à 85%, exprimée en kg, à laquelle s'ajoute la moitié de la masse des poteaux ;

- (RX) est la raideur horizontale des supports :

(RX) = (RP) + (RT) (2)

- (RP) est la raideur de flexion des poteaux.

70

Si les poteaux de longueur (LP) ne comportent pas de ceinture horizontale intermédiaire, leur raideur peut s'écrire en les considérant comme semi-encastrés à la base et parfaitement encastrés en tête :

(RP) = 6(NP) El (3) (LP)3

où (NP) est le nombre de poteaux, E est le module d'élasticité de l'acier (qui peut être pris égal à 200.000 MPa) et I le moment d'inertie du poteau. Par exemple, pour un poteau de section circulaire creuse de diamètre extérieur D et de diamètre intérieur d :

I » ir (D* - d*) (4) 64

Dans le cas où les poteaux sont à 2 étages séparés par une ceinture horizontale, leur raideur peut s'écrire :

(RP) = (NP) [ (LP)t3 + (LP)2

3 I-1 (5) 6EIX 12EI2

où (LP)i, Ii et (LP)2, I2 sont les longueurs et les moments d'inertie respectivement du tronçon de poteau inférieur et du tronçon supérieur.

On peut vérifier sans difficulté qu'avec It = I2, la formule (5) conduit à une raideur très supérieure à celle du poteau de longueur (LP)i + (LP)2. La ceinture intermédiaire améliore donc la stabilité, avec comme corollaire, ainsi qu'en témoigne la formule (1), une augmentation de la fréquence propre.

- (RT) est la raideur de traction des tirants qui agissent effectivement dans la direction du déplacement ; le nombre de tirants (NT) est souvent limité à 2.

(RT) = (NT) ES cos2 (ft (6) (LT)

où S est l'aire de la section d'un tirant, (LT) sa longueur et <J> l'angle d'inclinaison sur l'horizontale.

En l'absence de tirants, (RT) = 0

Remarque : Les fréquences propres horizontales des réservoirs sphériques sont souvent comprises entre 0,5 et 1,5 Hz. A titre d'exemple, la fréquence propre d'un réservoir de butane de 5 m3 est d'environ 1,5 Hz avec les tirants et 1 Hz sans les tirants ; la fréquence propre d'un réservoir d'ammoniac de 1500 m3 ressort à 1,3 Hz environ avec les tirants.

71

Fréquence propre verticale

La fréquence propre dans la direction verticale (NZ) s'écrira :

(NZ) = _! \/(RZ) (en Hz) (7) 2TT V M

où (RZ) est la raideur verticale des supports.

Dans la direction verticale, les tirants n'ont qu'une influence faible et on peut les négliger. On écrira, dans le cas des poteaux à un seul étage :

(RZ) = (NP) EA (8) (LP)

A étant l'aire de la section d'un poteau.

Pour les poteaux à 2 étages avec ceinture intermédiaire :

(RZ) = (NP) [ (LP), + (LP)2 ]-» (9) EAi EA2

Ai et A2 étant respectivement l'aire des sections du tronçon de poteau inférieur et du tronçon de poteau supérieur.

Remarque : Les fréquences propres verticales des réservoirs sphériques sont beaucoup plus élevées que les fréquences propres horizontales. Elles sont le plus souvent comprises entre 10 et 20 Hz.

Réponse en accélération

Une fois en possession des fréquences propres horizontale et verticale, on calcule la réponse en accélération. On distingue l'accélération spectrale et l'accélération de calcul.

Accélération spectrale :

L'accélération spectrale est lue, en fonction de la fréquence propre du réservoir et avec un amortissement de 2%, sur le spectre de réponse relatif au projet. En l'absence de spectre vertical spécifique, on utilisera le même spectre et le même amortissement pour les composantes horizontale et verticale. On appelle :

- (AH) l'accélération spectrale horizontale ;

- (AV) l'accélération spectrale verticale.

72

Accélération de calcul :

Les deux composantes horizontales du mouvement sismique n'atteignent généralement pas leurs valeurs maximales en même temps que la composante verticale. On prendra donc comme accélérations de calcul les valeurs suivantes :

- horizontalement :

(AHR) = V(AH)a + [0,4 (AH)]2 = 1,077 (AH) (10)

Cette accélération est appliquée dans la direction horizontale de moindre résistance du réservoir.

- verticalement :

(AVR) = 0,4 (AV) (11)

Connaissant les accélérations horizontale et verticale, on peut calculer l'effort tranchant, les moments fléchissants et les contraintes dans les poteaux et les tirants.

Effort tranchant dans un poteau

L'effort tranchant dans un poteau s'écrit :

V = a M g (AHR) (12) (NP)

où a est un coefficient qui tient compte de l'accélération rotationnelle. On pourra prendre : a = 1,15.

g est l'accélération de la gravité prise égale à 9,81 m/s2.

Si (AHR) est exprimé en g, V est obtenu en newtons.

Moments fléchissants dans un poteau

Poteaux à un seul étage :

Les hypothèses de semi-encastrement à la base et d'encastrement parfait en tête conduisent à poser :

a = 2(LP)/3, (13) b = (LP)/3.

où a et b sont les distances de la section de moment nul aux encastrements.

73

Ces moments s'écrivent :

- en tête : (MT) = aV (14)

- à la base : (MB) = - bV

Poteaux à deux étages

Tronçon inférieur :

- en tête : (MT) = 2V(LP)1/3 (15) - à la base : (MB) = - V(LP)i/3

Tronçon supérieur :

(MT) = - (MB) = V(LP)2/2 (16)

Moment de torsion aux extrémités de la ceinture intermédiaire (lorsqu'elle existe)

On pourra prendre :

(MO = V [2 (LPK + (LP)2] (17) 2 3 2

Contraintes dans les poteaux

Les poteaux sont calculés en flexion composée. Les contraintes normales maximales ca et minimales c2 s'écriront, dans le cas de poteaux métalliques :

d = cs (1 + AVR) + M (18) Z

c2 = cs (1 - AVR) - M Z

où M est le moment fléchissant dans le poteau ou dans le tronçon de poteau égal à (MT) ou (MB) calculés comme indiqué ci-dessus, Z est le module de flexion de la section transversale et cs est la contrainte normale due à la charge verticale :

cs = M g (NP)A

(19)

74

La contrainte maximale de cisaillement dans un poteau s'écrira

T = _4_V (20)

3A

On devra avoir :

c, < f«= (21)

|ca| < f, T < 0,65 fe

f= étant la limite élastique de l'acier des poteaux.

Contrainte normale dans les tirants

On néglige le déplacement vertical du réservoir. L'allongement d'un tirant s'écrira :

(UZ) = cos <j> (AHR)g (22) 47I2 (NX)2

et la contrainte de traction

c = (S. ) E (UZ) + c± (23) S r (LT)

en appelant

- c± la contrainte initiale de mise en traction des tirants, qu'on peut évaluer à 15 MPa.

- (S/Sr) le rapport de la section extérieure du tirant à la section à fond de filet dans la partie filetée.

La majoration (S/S*.) est indiquée pour tenir compte de l'accroissement des contraintes du fait du changement brusque de section au droit de la partie filetée.

On doit vérifier que :

c < f. (24)

75

Utilisation d'un système d'isolation à la base

S>2v£^

Appui« p g M 1—dqw

^Msss/sssssss'''* '

Fig. 3.22 Système d'isolation parasismique à la base d'un réservoir sphérique

L'utilisation d'un système d'isolation parasismique permet de diminuer l'accélération sur le réservoir par insertion d'appuis spéciaux à la base des poteaux. Le dispositif est complété par un cours d'entretoises périphériques rigides placé au-dessus des appuis (fig.3.22). L'isolation parasismique a trois effets principaux :

- diminution de la fréquence propre horizontale

- diminution corollaire de l'accélération lue sur le spectre de réponse ;

- diminution des moments et des efforts tranchants dans les poteaux et les tirants ainsi que la diminution des contraintes correspondantes.

Les appuis sont le plus souvent constitués d'un certain nombre de couches d'élastomère en alternance avec autant de plaques d'acier. L'ensemble est couronné par des plaques en acier plus épaisses, destinées à permettre la fixation à la structure. Outre la vérification des poteaux et des tirants, on procédera à la vérification des appuis de la manière suivante.

76

Vérification des appuis

La raideur horizontale des appuis (RI) peut s'écrire :

(RI) = (NI) G (AN) (25) (LC)

Dans cette formule :

- (NI) est le nombre d'appuis ; - G est le module de cisaillement de l'élastomère ; - (AN) est l'aire de la section transversale d'un appui ; - (LC) est l'épaisseur totale d'élastomère d'un appui.

(RI) se combine en série avec la raideur des poteaux (RP) et avec celle des tirants (RT) pour donner la nouvelle raideur (RX) de l'ensemble. On écrira :

(RX) (RI) (26) 1 + (RI)/(RP + RT)

La formule (1) est toujours utilisée pour calculer la fréquence propre.

Dans un avant-projet, il conviendra également de vérifier la stabilité élastique des poteaux. On calculera successivement :

- la charge critique d'un appui :

(PCR) = 2 TT n G (AN) d S2 (27)

f2 (LI)

- le facteur de charge :

ß = M g (28)

(NI) (PCR)

- le déplacement horizontal de la base des poteaux par rapport au sol :

U2 = g (AS) (29)

4 7i2 (NX)2

- le déplacement admissible :

U2 = (0,917 - ß) (LC) (30) La stabilité est assurée avec un coefficient de sécurité d'au moins 1,5 si :

U2 < U2 (31)

77

Dans les formules ci-dessus :

- d est la somme des épaisseurs d'une couche de caoutchouc et d'une plaque d'acier intercalaire ;

- (LI) est la hauteur totale d'un appui ;

- n est le rapport du côté ou du diamètre des plaques intercalaires au côté ou au diamètre hors-tout des appuis ;

- S est le facteur de forme de l'appui, rapport entre l'aire d'une plaque intercalaire et l'aire du chant d'une couche d'élastomère. Si (EPC) est l'épaisseur d'une plaque d'élastomère :

S = a/4 (EPC) (32)

- a représentant le côté ou le diamètre d'une plaque intercalaire.

- (AS) est l'accélération lue sur le spectre de réponse en fonction de la fréquence propre (NX) et de l'amortissement du système d'isolation, lequel est prédominant devant l'amortissement de la structure.

L'amortissement visqueux équivalent d'un système d'isolation est en général compris entre 5 et 20%.

Vérification des poteaux

L'accélération (AH) au centre de gravité de la structure pourra s'écrire :

(AH) = (AS) (1 + (RI) ) (33) (RP) + (RT)

La formule (33) traduit simplement l'inclinaison sur la verticale de la droite représentant la déformée du premier mode de vibration. Il faut noter que le second mode n'intervient pratiquement pas, car la seconde fréquence propre est supérieure à la bande passante du séisme.

Les formules (10) et (11) restent valables pour le calcul des accélérations (AHR) et (AVR). On peut maintenant considérer que les poteaux sont parfaitement encastrés à la base sur les appuis, du fait de la présence des entretoises rigides en pied.

On calcule le déplacement du centre de gravité de la structure relativement au sol par :

Ui = Ua (1 + (RI) ) (34) (RP) + (RT)

78

Les formules (12) à (17) deviennent alors :

Effet tranchant dans un poteau.

V = a (RP) (Uj - U3) (35)

(NP)

Moments fléchissants dans un poteau (supposé à un seul étage)

(MT) = (MB) = V (LP)/2 (36)

Les contraintes dans les poteaux se calculent par les formules (18) à (21) sans changement.

Vérification des tirants

La formule (22) devient simplement :

(UZ) = (Ui - U2) cos <f> (37)

la contrainte de traction dans les tirants étant toujours donnée par la formule (23).

Conclusion

Le calcul d'un réservoir sphérique aérien est dominé par les contraintes normales dans les poteaux et dans les tirants, qui risquent souvent d'être excessives, entrainant une déformation permanente de l'ouvrage, voir sa ruine pure et simple. Un système d'isolation à la buse peut améliorer considérablement les performances de la structrure, ainsi qu'en témoigne l'exemple donné en annexe A3.

3.6.2.2. Réservoirs cylindriques verticaux à fond plat

La pression exercée par le liquide sur la paroi donne lieu, en statique comme en dynamique, aux efforts suivants :

- moments fléchissants d'axe horizontal tangent au réservoir ;

- efforts tranchants et normaux dans le fond et dans la paroi ;

- efforts de traction horizontaux tangents au réservoir.

Les contraintes résultant de ces efforts sont maximales à la base du réservoir ; elles sont la somme des contraintes statiques provenant de la pression exercée par le liquide en service normal et des contraintes dynamiques engendrées par le passage du séisme.

79

Les notations générales utilisées sont les suivantes (fig.3.23)

R : rayon moyen du réservoir ; H : hauteur de remplissage au-dessus du radier ; em : épaisseur moyenne de la paroi ; eb : épaisseur de la paroi à la base ; p : masse volumique du liquide ;

Fig. 3.23 - Schéma d'un réservoir cylindrique vertical à fond plat soumis à l'action d'un séisme.

g : accélération de la pesanteur ; on prend g = 9,81 m/s2 ;

E : module d'élasticité de l'acier constituant le réservoir ;

on adopte E = 2,1.10s MPa ;

coefficient de Poisson de l'acier ; on prendra v = 0,30 ;

p0 : pression statique à la base du réservoir ; pc pgH.

L'étude commence par le calcul des contraintes dites statiques dues à la pression sur le fond et les parois lors du service normal du réservoir. Nous proposons de tenir compte des accélérations verticales engendrées par le séisme en majorant simplement le poids volumique du liquide, c'est-à-dire en considérant une pression à la base :

Pr> = Po [1 + (AV)]

(AV) étant l'accélération verticale maximale du sol,

(38)

80

Calcul pseudo-statique

La figure 3.24 montre les pressions sur un réservoir plein et la déformée qui en résulte. On calcule le coefficient ß :

ß = [3 (1 - v2)]*/(Rem)* (39)

L'effort tranchant horizontal (VA) et le moment fléchissant (MA) atteignent leurs valeurs maximales à la base et sur les bords ; ils peuvent s'écrire par mètre de circonférence, en supposant la quantité 1/ßH petite devant l'unité :

(VA) = PD ß

(MA) = - pD

2T2

(40)

(41)

Fig. 3.24 - Pressions et déformées statiques d'un réservoir cylindrique plein

Les contraintes de flexion maximales s'écrivent, pour une section horizontale de paroi :

cx = ± 6 (MA) (42) e ta

et la contrainte de cisaillement sur la même section horizontale :

T, = 3 (VA) (43) 2eb

La pression pD maintient la partie centrale du fond du réservoir appliquée sur le radier en béton, mais produit le soulèvement d'une couronne circulaire de largeur b telle que :

b = 2 (IMA|)* Pr>

(44)

81

L'effort tranchant induit par ce soulèvement sur le fond du réservoir entraîne un effort normal de compression de même grandeur dans les parois, lequel peut s'écrire, par mètre de circonférence :

Nel = pDb (2R - b) (45) 4R

et la contrainte normale de compression sur une section horizontale de paroi :

c2 = N ^ (46) eb

L'effort de traction tangentiel s'écrira par mètre de circonférence:

Ntl = pD R (47)

et la contrainte de traction sur une section verticale de paroi :

ctl = Nta (48) eb

Calcul dynamique

Le principe de calcul que nous indiquerons ici est basé sur les travaux effectués par HOUSNER en 1957 (réf.3.13), repris et vulgarisés ensuite par HARRIS et CREDE en 1961 (réf.3.12) puis par NEWMARK et ROSENBLUETH avec quelques modifications en 1971 (réf.3.15) et par DAVIDOVICI et HADDADI (1982) (réf.3.9).

La méthode simplifiée proposée s'appuie sur les résultats indiqués dans la référence 3.15.

Méthode de calcul

Le modèle dynamique équivalent au réservoir sous charge sismique est indiqué sur la fig.3.25.

82

o * ^ Í A

Fig. 3.25 - Schema dynamique équivalent d'un réservoir cylindrique à base fixe

La masse totale M du liquide est fictivement divisée en deux masses :

- une masse "gelée" M0, liée rigidement au sol ;

- une masse "oscillante" Ma plus faible, liée élastiquement au sol par un ressort de raideur (KS).

Ces masses et raideur ont les expressions suivantes (réf.3.15)

M0/M = th (/3 R/H) /"3 R/H

(49)

Mx/M = 0,71 th (1,837 H/R) 1,837 H/R

(50)

(KS) = 4,75 g M2! H MR2

(51)

La fréquence propre de la masse oscillante s'écrit

Ni = 1 l(KS)/Mx]* 2TT

(52)

83

ou, en explicitant :

Nx = 1,355 [(g/R) th (1,837 H/R)]* (53) 2ÏÏ

Avec Ni, on lit sur le spectre de réponse l'accélération spectrale (AS)i en multiple de g, avec un amortissement £i ne dépassant pas 2% (réf.3.15). On prendra généralement :

Si = 0,5% (54)

Il faut noter, par ailleurs, que les efforts maximaux sont atteints lorsque le réservoir est plein avec cependant une hauteur libre au sommet égale au moins à 2% de la hauteur de remplissage H.

En possession de (AS)i et Ni, on calcule le déplacement horizontal relatif (par rapport au sol) correspondant :

(DS)i = g (AS)I/4IT2 N2i (55)

et l'amplitude verticale de la vague engendrée par le séisme :

W = n (DS) (56)

avec :

n = 0,69 q (57) 1 - (0,92 (DS)i q2/R)

et q = (KS) R (58) Mi g

Il faut remarquer que les méthodes modales classiques s'appliquent, avec les masses indiquées plus haut, si les conditions suivantes sont remplies (réf.3.15) :

W < 0,2 R (59)

et W < 0,02 H

L'effort tranchant horizontal à la base du réservoir est la somme de deux termes :

V = F0 + Fi (60)

où : - F0 est la force dite impulsionnelle résultant de l'accélération de la masse "gelée" M0 et de la masse Mr du réservoir vide ;

- Fi est la force dite oscillante due à la masse de liquide Mi accélérée dans la direction de propagation du séisme :

84

Fo = (M» + M,-) a g, (61)

Fx = M! (AS)! g,

en appelant a, l'accélération horizontale maximale du sol (en g).

La contrainte de cisaillement sur une section horizontale de la paroi s'écrit :

x2 = 2 V/3 7T Reb (62)

Les forces F0 et Fx sont appliquées respectivement à des niveaux H0

et Hi au-dessus du fond du réservoir, tels que :

HD/H = 3/8 [1 + a (M/M„ - 1)] (63)

Hi/H = 1 - ch (1,837 H/R) - S (64) 1,837 (H/R) sh (1,837 H/R)

Dans ces équations, a et 6 sont des coefficients qui prennent des valeurs suivantes :

a = 0 et 6 = 1 si la pression sur la paroi seule est inclue dans le calcul du moment ;

a = 1,33 et 6 = 2 si la pression sur le fond du réservoir est également inclue dans le calcul du moment ; c'est le cas, notamment, pour le calcul du moment de renversement. Ce dernier s'écrira :

(MR) = F0 H0 + Fx Hi (65)

et les contraintes de flexion maximales à la base de la paroi :

c3 = ± (MR) - (66) TTR2eb

L'effort tranchant et le moment définis ci-dessus proviennent, en fait, des pressions dynamiques engendrées par le passage du séisme. La figure 3.26 montre la courbe de répartition de ces pressions sur la paroi et sur le fond, ainsi que la déformée dynamique du réservoir, dans l'axe de propagation du séisme ; la pression sur le fond s'écrit, par exemple (réf.3.12) :

pb = a g p H £3 th (/"3 R/H) + 5 p R (AS)t g (67) 2 8 ch (1,837 H/R)

85

Fig. 3.26 - Déformée et pressions dynamiques d'un réservoir cylindrique soumis à l'action d'un séisme

86

Le basculement partiel du réservoir (effectif ou contrarié par des ancrages) autour de l'axe horizontal perpendiculaire à la direction du séisme induit un effort tranchant sur le fond et, par voie de conséquence, un effort normal dans la paroi ; celui-ci peut s'écrire, de façon approchée, par mètre de circonférence :

Nc2 = 7Pb R (68)

24

La contrainte de compression correspondante s'écrira :

c* = JLta (69)

e b

L'effort de traction tangentiel s'exprime par :

Nt2 = pb R (70)

et la contrainte de traction tangentielle :

cc2 = Uta (71) eb

Contraintes résultantes

Les contraintes résultantes sont la somme des contraintes pseudo-statiques et des contraintes dynamiques. On obtient les expressions suivantes pour les contraintes maximales à la base de la paroi sur l'axe de propagation du séisme :

- contrainte normale de compression (signe + pour cx et c3) :

c = Ci + c2 + c3 + cA (72)

- contrainte de traction tangentielle sur la paroi :

ct = ctl + ct2 (73)

- contrainte de cisaillement sur la paroi :

T = i! + T 2 (74)

Résistance des ancrages

Lorsque le réservoir est ancré sur le radier en béton, les ancrages sont soumis à des contraintes de traction et de compression résultant du moment de renversement,les contraintes maximales intervenant dans la direction du séisme. La figure 3.6 montre qu'une traction trop importante sur un ancrage peut excéder la capacité de résistance du scellement et entraîner un soulèvement du réservoir.

87

L'effort d'arrachement auquel est soumis un boulon d'ancrage de diamètre résistant <J> placé sur l'axe de propagation du séisme peut s'écrire :

(MR)S (75) F. =

N-l (RA) E SA cos

a (2ïïi/N)

Dans cette formule :

- S = it <P/4 est la section résistante du boulon de diamètre (J> ;

- S4 est la section résistante d'un boulon d'ancrage i ;

- (RA) est le rayon du cercle sur lequel sont disposés les ancrages ;

- N est le nombre d'ancrages.

Les contraintes de traction et d'adhérence sont multipliées par 1,35 conformément aux dispositions du paragraphe 3.6.1

La contrainte de traction dans l'acier du boulon de section S s'exprime par :

c. = 1,35 F./S (76)

et la contrainte d'adhérence béton-acier au niveau du scellement :

T. = 1,35 F./U * 1) (77)

- 1 étant la longueur d'ancrage.

On doit avoir simultanément :

c. S fe (78)

T. < 2,1 MPa

Réservoirs non ancrés

Le problème posé par la résistance des ancrages (voir exemple Annexe 4) conduit naturellement à penser à la suppression des ancrages. Dans ce cas, le réservoir oscille librement sur sa base et, au moment du soulèvement, toute la charge constituée par le liquide et le poids du réservoir ne repose plus que sur une faible portion de la surface du radier (fig.3.27). Des contraintes très élevées prennent alors naissance à la base de la paroi aboutissant à une déformation caractéristique dite cloquage en pied d'éléphant, pouvant aller jusqu'à la rupture de la paroi (cf. § 3.4.5). Le cloquage peut également intervenir lorsque le réservoir est ancré à l'aide d'ancrages insuffisants qui n'empêchent pas le soulèvement.

88

Un calcul élémentaire montre l'importance des contraintes mises en jeu. Si la masse du liquide et du réservoir est soumise à une accélération verticale (AV) en plus de l'accélération de la gravité, la force verticale résultante est :

P = (M + Mr) [1 + (AV)] g (79)

L'effort normal dans la paroi est (fig.3.27) :

N = P cos 6 (80)

et l'effort tranchant : ,

T = P sin 6 (81)

en appelant 9 l'angle dont s'est soulevé le réservoir.

Fig. 3.27 - Soulèvement d'un réservoir cylindrique non ancré sous l'action d'un séisme

On peut supposer que le fond du réservoir se plastifie et reste en contact avec le radier en béton sur une certaine surface ayant, par exemple, une longueur unité et une largeur égale à 2 fois l'épaisseur de la paroi. Les contraintes s'écriront dans ce cas, d'après (80) et (81) :

- contrainte normale de compression :

cN = P cos 9 (82) 2 eb

- contrainte de cisaillement :

cx = 3P sin 9 4 eb

(83)

89

Nous verrons dans l'exemple que ces contraintes sont très importantes et dépassent généralement de loin la capacité de résistance de la paroi. A ces contraintes s'ajoutent naturellement les contraintes dynamiques résultant d'une amplitude de la vague dans le réservoir, beaucoup plus grande que dans le cas du réservoir ancré.

Isolation parasismique du réservoir

De la même façon que pour les réservoirs sphériques, on peut installer un système d'isolation sous les réservoirs cylindriques, avec les mêmes effets (fig,3.28). Le modèle dynamique de calcul est indiqué sur la fig. 3.29. La raideur horizontale (RI) des appuis est donnée par la formule (25) et la raideur (KS) par la formule (51) ; les masses M0

et Mi sont données par les relations (49) et (50) et

M2 = M0 + Mr (84)

Les deux fréquences propres du système sont le plus souvent découplées et peuvent s'écrire :

Nx = _ ! [(KS)/M!]* 2TT

(85) N2 = _J. [(RI) + (KS)]*

2TT M 2

On lit sur le spectre de réponse :

- l'accélération spectrale (AS)X correspondant à la fréquence Ni avec un amortissement de 0,5% ;

- l'accélération spectrale (AS)2 correspondant à * N2 avec l'amortissement apporté par les appuis parasismiques (entre 5 et 20%).

On calcule les déplacements spectraux relatifs :

u\ = g (AS)1/4TI2 N2!,

(86) U2 = g (AS)a/4iT

2 N22

La vérification des appuis se poursuit de la façon indiquée pour les réservoirs sphériques à l'aide des formules (27) à (31).

90

On calcule par ailleurs les secondes composantes des 2 premiers modes d'oscillation Xa et X2, les premières composantes étant égales à l'unité, tes facteurs de participation des deux modes sont appelés yx et "Y2 :

/

Fig. 3.28 - Réservoir cylindrique sur appuis parasismiques

Fig. 3.29 - Schéma dynamique équivalent d'un réservoir cylindrique sur appuis parasismiques

91

Xx = (KS)/M3 4TT2 (N22 - N2i)

N2! - N22

N2!

Yx = 1 + Xj (Ma/Mi) 1 + X2! (Ma/Mi)

Y2 = 1 + X2 (Ma/Mt) 1 + X2

2 (Ma/Mx)

Les forces modales s'écrivent (fig. 3.29) :

ier mode :

Fxl = (KS) Tx Ux (1 - X»)

Fax = Tx Ux [(RI) Xx - (KS) (1 - Xa)]

(87)

(88)

L'effort tranchant à la base en résulte :

Vx = Fu + Fax (89)

2ème mode :

Fxa = (KS) T2 U2 (1 - Xa)

Faa = Ta U2 [(RI) X2 - (KS) (1 - Xa)J (90)

et l'effort tranchant à la base :

Va = Fxa + Faa (91)

La combinaison quadratique des deux modes fournit l'effort tranchant probable à la base :

V = (V2x + V 22 ) * (92)

Les forces F1X, F12 d'une part et F2i, F22 d'autre part (fig.3.29) sont appliquées respectivement à des hauteurs Hx et H0 au-dessus du fond du réservoir, données par les formules (63) et (64) ; elles déterminent les moments suivants :

7er mode :

Mi = Fu Hx + Fax H0

92

2ème mode : (93)

Ma = F12 Hi + F22 Ho

Ces formules supposent que la hauteur totale de l'isolateur est négligeable devant H0 et Ht.

La combinaison quadratique des deux modes donne le moment probable à la base :

(MR) = (M2x + M a2 ) * (94)

La formule (67) reste valable pour le calcul de la pression additionnelle, mais en remplaçant a par (AS)2. Le calcul des contraintes se fait sans changement par les formules (62), (66), (69) et (71) à (74), avec les valeurs de V, (MR) et pb calculées comme ci-dessus.

Conclusion :

Le calcul parasismique d'un réservoir cylindrique à fond plat est gouverné sur la résistance des ancrages qui, lorsqu'ils sont insuffisants, entraînent un soulèvement partiel du réservoir et des déformations de cloquage en "pied d'éléphant" à la base des viroles. Il peut en résulter la rupture de la paroi et 1'épanchement du liquide à l'extérieur du réservoir. Un système d'isolation à la base diminue de façon importante le moment de renversement et permet de résoudre aisément le problème des ancrages, ainsi que le montre l'exemple traité en annexe 4.

3.6.2.3. Réservoirs aériens horizontaux sur berceaux

On suppose que les ancrages et le frottement sont suffisants pour empêcher tout mouvement de la cuve par rapport aux berceaux. Dans ces conditions, le réservoir peut être modélisé, dans les trois directions du repère orthogocale, comme un système à un degré de liberté avec la prise en compte d'une torsion accidentelle dans le sens transversal.

La figure 3.30 représente le schéma d'un réservoir sur berceaux. On étudie successivement la structure dans les deux directions horizontales et dans la direction verticale.

Etude dans le sens longitudinal

Il s'agit du sens GX indiqué sur la figure 3.30, G étant le centre de gravité du système réservoir plus berceaux. Du fait de la difficulté de réaliser des ancrages du réservoir sur les berceaux parfaitement efficaces, il paraît légitime de considérer les berceaux comme des consoles travaillant en flexion. La raideur d'un berceau s'écrira ainsi:

(KX) = 3 (EB) (IY)/L3 (95)

93 2

T X r

|i ¿ I ¿-1. ¿ i «t i- ¿ trM* •v| /4 "^ / < • - >

• » y i

a) Coupe longitudinale

H

b) Coupe transversale

1

Í-€ n ri • i i »

• i <HTjT H . x H R-LJ U u wJ J.J Li kJ

4 +£ (.IX) tn > 5

— ^ si

c) Vue en plan

Figure 3.30 - Schéma d'un réservoir à axe horizontal posé sur berceaux

94

Dans cette formule :

(EB) est le module de compreession du béton,

(IY) : le moment d'inertie quadratique d'un berceau par rapport à l'axe principal parallèle à GY,

L : la hauteur moyenne du berceau.

La fréquence propre du système s'écrira :

(NX) = 1 I/N(KX)/(M + 33 m) (96)

2TTV 140

N étant le nombre de berceaux, M la masse du réservoir et du liquide et m la masse des berceaux.

Le spectre de réponse du projet fournit l'accélération spectrale (ASX) en fonction de l'amortissement qu'on pourra prendre égal à 2%.

L'effort tranchant et le moment à la base d'un berceau s'écrivent respectivement :

(VX) = (M + m/2) (ASX) g/N (97)

(MX) = (VX) L

Le moment de renversement s'écrit :

(MRX) = [M (R + L) + mL/2] (ASX) g (98)

R étant le rayon extérieur du réservoir.

Le moment de renversement induit une pression additionnelle sur le sol dont la valeur maximale dépend du type de fondation.

Etude dans le sens transversal

Il s'agit du sens GY indiqué sur la figure 3.30. Du fait de l'échancrure pratiquée dans les berceaux, on peut considérer que le réservoir est semi-articulé sur les berceaux qui sont eux-mêmes

95

encastres sur la fondation. Le rapport élevé entre la hauteur des berceaux et leur longueur oblige, par ailleurs, à tenir compte de l'effort tranchant dans l'expression de la raideur d'un berceau, laquelle pourra s'écrire :

avec

(KY) = 6 (EB) (IX) (99) L3 (1 + 2n)

n = 12 (1 + v) rx2 (100)

K L2

K = 10 (1 + v) (101) 12 + llv

Les paramètres ont la signification suivante :

(IX) : moment d'inertie quadratique d'un berceau par rapport à l'axe principal parallèle à GX,

v : coefficient de Poisson du béton des berceaux, pris généralement égal à 0,15,

rx : rayon de giration d'un berceau ; rx2 = (IX)/A, A étant l'aire de

la section horizontale d'un berceau.

La fréquence propre s'écrit :

(NY) = 1 \/N (KY)/(M + 0,5 m) (102)

On en tire, à partir du spectre de réponse, l'accélération spectrale (ASY), avec un amortissement pris égal à 2%. La- force de translation appliquée au sommet d'un berceau s'écrit :

(FY) = (M + m/2) (ASY) g/N (103)

Torsion accidentelle

La forme rectangulaire très allongée de l'enveloppe des berceaux oblige à considérer la possibilité d'une torsion accidentelle pour preendre en compte une anisotropie éventuelle du sol ou du matériau constituant le réservoir sur la longueur de celui-ci. On considérera une excentricité e du centre de torsion par rapport au centre de gravité telle que :

96

e = + 0,05 (LX) (104)

(LX) étant la distance d'axe en axe entre le premier et le dernier berceau.

L'excentricité e s'ajoute, au besoin, à l'excentricité naturelle qui résulterait d'une possible dissymétrie des berceaux par rapport au centre de gravité du réservoir. Le couple de torsion s'écrit :

(CY) = - N (Fï) e (105)

et la force additionnelle appliquée au sommet d'un berceau i :

(FCY)4 = ay (KY) X± (106)

avec :

ay = (ÇY) (107) Zv (KX)„ Y.,

2 + E^ (KY)„ X^2

X-v, et Y^ sont les coordonnées du berceau v par rapport au système d'axes orthogonaux ayant le centre de torsion pour origine et orienté suivant les axes principaux dde la structure.

La force totale appliquée au sommet du berceau i, égale à l'effort tranchant dans le berceau i, s'écrira :

(VY)± = (FY)* + (FCY)± (108)

Tenant compte de l'hypothèse d'un encastrement parfait à la base du berceau et d'un semi-encastrement au sommet, les moments s'écrivent :

- au sommet : (MTY)* = (VY)* L/3 (109)

- à la base : (MBY)± = - 2 (VY)A L/3

Renversement

Le moment de renversement s'écrit :

(MRY) = [M (R + L) + ÏÏLL/2] (ASY) g (110)

Comme dans le sens GX, le moment de renversement se traduiut au sol par une pression additionnelle dont la valeur maximale dépend du système de fondations adopté.

97

Etude dans le sens vertical

C'est le sens GZ indiqué sur la figure. La raideur verticale d'un berceau s'écrira :

(KZ) = (EB) A/L (111)

et la fréquence propre verticale :

(NZ) = I \/ N (kZ)/ (M + 31 m) (112) 2TT V 140

Le spectre de réponse donne l'accélération spectrale verticale (ASZ) avec un amortissement qu'on pourra prendre égale à 2%.

La réponse verticale induit sur le sol des contraintes additionnelles positives et négatives qui s'ajoutent aux contraintes précédemment trouvées.

Isolation à la base

On peut installer à la base du réservoir un système d'isolation analogue à ceux qui ont été décrits pour les réservoirs sphériques et cylindriques à axe vertical. La structure reste modélisée dans les deux sens comme un système à un degré de liberté. La raideur (KX) est alors celle d'un appui parasismique ; elle s'écrit :

(KX) = G (AM/LC (113)

expression dans laquelle :

- G est le module de cisaillement de 1'élastomère, - (AN), l'aire de la section transversale d'un appui, - (LC), l'épaisseur totale d'élastomère d'un appui.

La fréquence propre horizontale du système s'écrit, dans les deux directions du reepère orthogonale :

(NX) = (NY) = 1 \j (NI) (KX)/(M + m) (114)

La vérification des appuis s'opère comme dans le cas de réservoirs sphériques.

98

3.6.2.4. Stockages en cavités souterraines

Si l'on considère la gamme de profondeur des cavités de stockage (quelques dizaines à plusieurs centaines de mètres), seules les ondes dites "voluraiques" (compression et cisaillement) sont à prendre en compte. Les ondes dites de "surface" ne s'appliquent qu'aux installations générales pour lesquelles les règles et les pratiques en cours semblent dans la plupart des cas tout à fait répondre aux nécessités industrielles.

La première approche à réaliser est celle qui consiste à vérifier si un calcul simplifié offre les garanties nécessaires. Différentes études ont été menées dans ce sens et il apparaît que les facteurs influençant cette possibilité dépendent :

- des dimensions et orientations des ouvrages,

- des directions et longueurs d'ondes des mouvements induits.

Il est clair que de l'orientation des cavités par rapport au mouvement sismique dépendront les simplifications éventuelles de l'étude.

Un autre type de simplification non négligeable provient de la gamme des longueurs d'ondes. Pour les séismes importants, le domaine de fréquence prédominant dans le mouvement est compris entre 0.1 et 10 Hz sur un site rocheux. Les vitesses de propagation des ondes de cisaillement sont comprises entre 1500 m/s et 4000 m/s.

On peut en déduire des longueurs d'ondes du mouvement de plusieurs centaines de mètres qui sont généralement bien supérieures aux dimensions des cavités, ce qui limite considérablement les phénomènes d'amplifications parasistes ou de diffractions possibles. Cela revient à dire que les mouvements du sol ne sont pas influencés par la présence des cavités ; le type de calcul est donc un calcul en "champ libre".

Une autre simplification possible provient parfois de la gamme des fréquences étudiées. Lorsque le calcul en champ libre est justifié, il est utile de se demander si une modélisation statique est réalisable. C'est semble-t-il le cas pour des séismes de gamme de fréquence étroite. On peut, par exemple, effectuer pour quelques fréquences types le calcul analytique de la déformée dans le terrain et imposer celle-ci comme condition limite de déplacement aux bords d'un modèle aux éléments finis. Cette méthodologie simplifiée a été employée avec succès (comparaison jugée valable avec un calcul dynamique) sur le site de Lavera.

\ / S /

y \ / \ /

y y

/ /

/ \ / \

/ \ ^ / \ /

^ ' \ /

\

/ 1 v T. -

/ \

/ \

¥ * - -, / ^

\

I

"" ~ ~ * '

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/ * - ~ -,

\ / N / N /

_ - * * / \ / , N

/i * - ' l * / \ ' * * * * * * ; * » / . ' \ * ^ - - •*• i \

T

Fig. 3 - 3 1 : Stockage souterrain : déformée de la cavité

LAVERA

smuLoe

8/ 1/87

NOMBRE DE POINTS

NOMBRE OE SQEÜ0:

NOMBRE QE TRIASSES

NOMBRE O 'WEÏES

NOMBRE DE TROUS

CAORE DE i -75.000

A i -0,135

451

1EE2

800

1231 CD to

0.QQ0

150.132

100

Approche purement analytique

Des différents calculs effectués par GE0ST0CK, il ressort que les ordres de grandeur des efforts sismiques restent modérés vis-à-vis de la résistance des roches encaissantes sélectionnées pour les stockages. On peut, pour s'en convaindre par un exemple, estimer la contrainte de cisaillement par une formule du type :

T = p Vs am/(2Ttf)

avec :

T = contrainte de cisaillement,

p = masse volumique des terrains prise égale à 2,5.103 kg/m3, am = accélération choisie pour le projet = 5 N/kg (0,5 g « 5 m/s~

a), Vs = vitesse de déplacement de l'onde de cisaillement égale à 2000 m/s, f = fréquence caractéristique du mouvement = 2 Hz = 2 s-1.

En compression-traction, la formule équivalente sera :

o = p Vp am/(27if)

avec :

Vp = vitesse de déplacement de l'onde de compression égale à 4500 m/s, f = 5 Hz = 5 s-1 pour tenir compte de fréquence généralement plus

haute.

On obtient alors des surcontraintes de l'ordre de 2.0 MPa, même ordre de grandeur que les sollicitations statiques, la résistance à la rupture étant généralement nettement supérieure.

Cette approche est simple et peut être considérée comme satisfaisante dans la plupart des cas, la difficulté principale pouvant résider dans le choix de la "fréquence caractéristique" du mouvement du sol.

Approche statique équivalente

Ce texte présente l'étude effectuée en 1986 par GE0ST0CK sur le site de Lavera.

Eléments finis

Le maillage comporte 800 éléments triangulaires et 1662 noeuds (Fig. 3.31), ce qui a permis une modélisation de forme carrée de 150 m de large.

101

Caractéristiques mécaniques

Vs (vitesse des ondes transversales) * 2500 m.s-1

v (coefficient de Poisson) =0,35 p (masse volumique) = 2,7 t/m3

E (module d»Young) = 460000 bars

Le milieu était supposé homogène et isotrope et la valeur du rapport des contraintes initiales prises arbitrairement égale à 0,6.

Caractéristiques de la secousse dite "de projet"

Sur avis du Professeur MECHLER, la secousse dite de projet correspondait à l'enregistrement E.O. de Tolmezzo lors du séisme du Frioul (6 mai 1976). Ses caractéristiques peuvent être résumées ainsi :

- accélération maximale au rocher 0,3 g, - contenu en fréquence 1 à 10 Hz avec les plus fortes accélérations entre 1,5 et 3,5 Hz,

- durée relativement brève de quelques secondes, - assimilables à une onde de cisaillement verticale.

Méthode

La méthodologie autorise dans certains cas (espace semi-infini, système bicouche) l'utilisation d'expressions analytiques relativement simples pour définir les caractéristiques en profondeur (déplacement, vitesse, accélération) d'une secousse monochromatique. Ceci permet d'appliquer directement ces formulations aux conditions limites d'un calcul statique d'élasticité linéaire tout en vérifiant, en faisant varier les fréquences, que ce paramètre n'a pas trop de poids dans les calculs.

Modélisation monochromatique

Les formules se réduisent dans le cas d'un semi-espace soumis à une secousse de cisaillement (onde SH) verticale de forme :

U = 2A cos (wz/Vs) f (x, t)

avec :

f (x, t) = exp (iut)

U = déplacement horizontal ü) = pulsation du mouvement (2nf) Vs = vitesses des ondes de cisaillement z = profondeur (z = 0 en surface)

102

L'accélération maximale en surface s'obtient donc par

Ü = tu2 U

IUI = 2 Au3 = a ^

D'où : A = eu.^/8 Tia f2

Ce qui donne :

U = a™,^ (_j_ ) 2 cos (uz/Vs) f (x, t)

27Tf

Comme d'autre part le cisaillement maximal est donné par :

|T| = p Vs |Û|

|x| = p VS |U| U = p VS jU| 2TTÎ

lilm^c = p Vs amax/2'ni sans déconvolution ou :

p Vs amÄX/2Ttf sin (uz/Vs) avec déconvolution.

Ceci permet d'estimer le cisaillement en fonction de la profondeur lorsqu'on connaît la fréquence et l'accélération maximale résultant d'une secousse monochromatique.

Cela implique par exemple qu'à une secousse d'accélération maximale égale à 0,3 g avec une pulsation de 18 s-1 correspond un cisaillement maximal égal à :

p Vs amiÄ/ti) = 2,7.103.2500.0,3.9,81/18 = 1 103 625 N/m3,

soit 11,25 kgf/cm2 (avec p = 2,7 kg/m3, Vs = 2500 m/s).

Si l'on s'intéresse donc à la gamme de fréquences de 1,5 à 3,5 Hz ou de pulsations de 10 à 22 s-1, on obtient des cisaillements maximaux compris entre 9 et 20 bars.

Et si l'on s'intéresse à des profondeurs comprises entre 70 et 120 mètres, la formule permet d'obtenir :

N. Z Ü) X.

10 14 18 22

70

5,6 5,5 5,4 5,3

80

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

90

7,1 7,0 6,8 6,6

100

7,9 7,7 7,4 7,1

110

8,6 8,4 8,0 7,6

120

9,4 9,0 8,5 8,0

103

Nous donnons systématiquement les surcontraintes obtenues par un calcul sans contrainte initiale. Nous avons affecté à la pulsation u = 2 nf quatre valeurs corespondant à la gamme de fréquence étudiée (w = 10, 14, 18, 22 s - 1), ce qui représente donc en tout 8 calculs différents, avec pour déformée latérale la fonction :

U = (0,3.9,8/üP) [cos (wz/2500) - cos (tüh/2500)]

z étant la profondeur et h la hauteur du modèle.

Conclusions

Les résultats numériques obtenus ont permis de retrouver les conclusions qualitatives (et à peu de chose près quantitatives) de l'étude dynamique réalisée en 1979 sur le même site.

Quant à la méthode de calcul simplifiée employée, consistant à affecter la valeur de l'accélération maximale à toute la gamme de fréquences du signal à considérer, on peut logiquement penser qu'elle pourra induire un calcul d'ordre de grandeur de surcontraintes sismiques satisfaisant, à condition toutefois que l'ensemble des hypothèses utilisées pour la modélisation soit suffisamment réaliste (en particulier en considérant une gamme de fréquences suffisamment large).

Remarque : Hormis les différentes formulations utilisées pour l'établissement des champs de déplacement, GEOSTOCK emploie des formulations "majorantes" des efforts que pourraient subir les organes de type tuyauterie qui traversent les zones plus sensibles que constituent les couches de surface.

Des modélisations simples sont utilisées aussi bien pour les travées courantes (zone maintenue latéralement dans les puits d'exploitation) qu'aux extrémités (bouchons et têtes de puits). Une formulation est également disponible pour les comportements de type pendulaire.

45

36

27

18

9

O

-39 -23 - 7 7 23 39

Figure 3-32 - Surcontraintes en parois de la cavité C IGMA

o Xi

4-FEB-1987 CERCLES DE MOHR SIMULOG - ELASYDRO - GEOSTOCK

C

> 50 G M H Cd

2 G

§3 a a 2 H

f M m O > M CO ^

> o " < 2 w

M CO

4-FEB-1987 GEOSTOCK - ELASYDRO CONTRAINTES PRINCIPALES

1 CM DE FLECHE = GD377E+02/ CADRE DE : -0Q15GE+02 0o520E+02

SURCONTRANTES SISMIQUES SIMULOG

0al50E+G2 0o900E+02

CO o o o 2 H » > M

H M CO

> X l-H

S > f M co

c

Q

CO

co

O CD

ISO SIGMA MAX-0/10/20/30 bars SIMULOG j 4-FEB-1987 GE0ST0CK - ELASYDR0 i CRITERE DU MAXIMUM ': COURBES DE : OoOOOjy-OO^A ^ D 3 0 Q E + ( ^ C A D f ^ y j D l ^ + 0 ¿ J ] o ^ E + ¡ ^ j^: ¡¡¿50^)2 J o 9 £¡¡£+0^

A N N E X E S

Annexe AI : 1ère partie

ALEA SISMIQÜE -DEFINITION ET METHODES D'EVALUATION

P. GODEFROY (BRGM/RGS, Marseille)

Al-1

1. DEFINITION

1.1. Diversité et mesure des effets engendrés par les tremblements de terre :

Un séisme se traduit essentiellement par l'apparition de deux phénomènes qui sont, chacun, à l'origine de toute une série d'effets variés sur l'environnement et les ouvrages qui peuvent y être édifiés :

- l'apparition d'une rupture brutale au sein des roches de l'écorce terrestre, créant une fracture se développant dans le milieu, à des vitesses de l'ordre de quelques km/s, continûment ou par saccades, jusqu'à épuisement de l'énergie potentielle de déformation accumulée sous l'action des contraintes tectoniques ;

- l'émission d'ondes élastiques, résultant de la propagation de la rupture, qui vont elles-même rayonner à partir de la source jusqu'à épuisement de l'énergie cinétique dont elles sont porteuses.

Les différents effets engendrés par les tremblements de terre peuvent alors être classés de façon schématique, en fonction de ces deux phénomènes principaux (encadré 1) :

- les déformations tectoniques associées à l'apparition de la rupture.

- l'ébranlement du sol se traduisant, par un mouvement vibratoire complexe tridirectionnel et résultant de la propagation des ondes sismiques.

Phénomène principal

D É F O R M A T I O N S T E C T O N I Q U E S

ÉMISSION D ' O N D E S ÉLASTIQUES

(ébranlement du sol: ampli­tude, fréquence, durée)

Facteurs

• caractéristiques géométriques de la source: profondeur, di­mensions

• type de mouvement a la source

• propriété des matériaux

• rayonnement de la source: caractéristiques géométriques et dynamiques

• propagation des ondes: dis­tance a la source et propriétés des matériaux traversés

• caractéristiques du site: topo­graphie, nature et géométrie des formations superficielles

Effets • primaires»

• ruptures en surface • déplacement relatif de

• blocs«: décrochement, surrection. subsidence

• effets sur les «sols»: m o u ­vements gravitaires liquéfac­tion

• effets sur les structures

Effets »secondaires»

• modification du réseau hy­drographique

• niveau des côtes • tsunamis

/ • modification hydrogéologi-\ que régionale y* effets sur les structures ' • tsunamis et seiches

• Incendies, explosions

Encadré 1 - Différents types d'effets engendres par les tremblements de terre

Al-2

Les deformations tectoniques corrélatives de la rupture à la source du tremblement de terre ne sont pas toujours manifestes en surface du sol. C'est le cas, en particulier, de la rupture elle-même, qui ne se propage pas systématiquement jusqu'en surface, sous forme d'une faille visible, induisant des déplacements relatifs de ses deux lèvres, très préjudiciables aux constructions qu'elle atteint. Tout dépend des dimen­sions de la source, donc de l'importance du séisme, et de la profondeur à laquelle la rupture s'est initialisée (2.1). Pour fixer les idées, dans le cas de séismes crustaux (profondeur du foyer inférieure à 30 km - du type de ceux observés en France), ces déformations tectoniques en surface du sol n'apparaissent généralement que pour des séismes majeurs, de magnitude, en gros, supérieure ou égale à 5.5 ou 6.0.

Le traitement parasismique d'un projet comporte donc deux aspects essentiels :

- le choix du site, qui doit mettre la structure projetée à l'abri des ruptures de surface et d'éventuels effets induits tels glis­sements de terrain, liquéfaction, etc. ; la conception parasismique d'un ouvrage, aussi performante soit-elle, se soldera par un échec si les sols sur lesquels il est fondé ont un comportement défavorable lors d'une secousse ;

le dimensionnement du projet, en fonction sollicitation vibratoire qu'il peut subir.

de la

La mesure des effets engendrés en un site donné, par un tremblement de terre repose essentiellement sur deux types de paramètres (encadré 2).

- l'intensité macrosismique qui est une mesure de la force destructrice d'un séisme en un site donné, sur une échelle discrète, à partir de l'inventaire en ce site de l'ensemble des effets produits par la secousse, sur la population, les constructions et l'environnement.

- les paramètres de mouvement du sol : déplacement, vitesse et accélération (en fonction du temps) ou spectre de réponse de ce mouvement en fonction de la fréquence).

Encadré 2A Progression des dommages aux constructions dans l'échelle d'intensité

MSK, d'après A. LEVRET, 1981, (2.2) C B A C B A C 9 A C B * C • A C B A C B A C t * C 9 A

fNSKl

I

km ?<

• / • . '

, • •

1. CUwMcat ton 0 M conafrucDon» (eonvtnjcttoft* non

T»BM #9 fptitrwct*«! A . • . C

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i? »v i r . M

M *»r* H B I

Profrv—ioa oVa doatroMgm aux coaurucrJoat d u n /'tfcrW/Ja dlatmntlté MSK

— Tyo» A TiAaor« an arg*, cul. bnouas cruaa : minons nsvm : construc-bont «n oarras tout venant.

~~ T v 0 V ® i CCf*mjCMr* • " t>nouM vonmr— Ou «n »oc« (M oaton : constructions "was rnaçomaiia uun : construction» «n p*na« lArtaas :

— Tyrj» C . constructor arméat ; construcwna oa ouanta «n tXM.

2. DéflnJtton da« tarima rJa quantttaa

Ouanuas: i% «nwon. Beaucoup, nombraux : SO %. U phXWt : 71 %.

3. Oagraa aTtnoommaaawwot d— conatrutBona

1* oagr* : oonvnaosa «gara ; ftsauratona oca patra». cnutes oa owts oaons aspan.

T Oaor*: Oonvnagas mooaraa: ftssunuens oas mura; cnutat a u i N aros tnocs as p4tn>. cnutas oa tuas, Assuraicns o« cnarwwaa ou cnutas oa partwa o» enamnaat.

3* dsgr*: sanaus oonvnagas: vzaroaa «gas « orotonoas aans «a murs: cnuta» o* enamnaaa.

<* Oagr«: oasnuenon: Crachas oans «a murs: affondiamanis part«« avan> ma« : oasmxDrjn oa ta soKianta «nira oantas orfl»rantaa O'una constructon ; OastrucDon oa ramoasagaa ou os oosons «tsnaura». S* oagnk: oommaga total; «ftonorarnant toc* oa « construction.

Al-3

Encadré 2B - Enregistrement du "mouvement fort" du sol à courte distance ; spectres de réponse

En génie parasisiique, il est utilisé couranent des enregistre­ments du louveient fort du sol à courte distance doins de 100 ki) , sur des accéléroiètres (en général à déclenchement, de seuil : IX g ) . Les accélérogranes obtenus sont utilisés pour calculer des spectres de réponse. On suppose pour cela qu'une série d'oscillateurs siiples, de période propre allant de 0 à l«#,est placé sur une table vibrante souiise à cet accélérograne. On ne retient, pour chaque oscillateur, que l'aiplitude laxiiale de son louveient par rapport au support. L'oscillateur parfaitement rigide, de période 0 , a l'accélération •axiiale a , de l'accélérograne et un déplaceient nul. L'oscillateur idéaleient souple de période»©, a une accélération nulle et le dépla­ceient laxiial du support. Ces aiplitudes laxiiales du louveient de chaque oscillateur (en dé­placeient, vitesse ou accélération) sont reportées en fonction de leur période et periettent de construire une courbe appelée spectre de réponse (en déplaceient, vitesse ou accélération).

1.2. Aléa sismique aux différentes échelles

L'aléa sismique peut être défini simplement comme la possibilité pour un site ou région, d'être exposé à une secousse sismique de carac­téristiques données, exprimées autant que possible sous forme de paramè­tres directement utilisables pour le traitement parasismique d'un projet (2.1, 2.3) ; c'est-à-dire, zonage des effets induits potentiels (nature et amplitude) et intensité de la sollicitation vibratoire (intensité macrosismique ou mieux, paramètres de mouvement du sol). L'idéal serait en fait, de pouvoir modéliser parfaitement, en tout point, le mouvement vibratoire et le comportement du sol lors d'un tremblement de terre, dont l'occurrence future serait elle-même représentée par une loi de paramètres connus. Dans la pratique, une définition plus souple est utilisée qui, par commodité, est adaptée à l'échelle d'étude considérée (encadré 3) :

- l'échelle régionale, à laquelle le milieu est supposé "géologiquement homogène" et où l'on se limite au calcul d'un mouvement sismique de référence au "rocher horizontal affleurant" ;

- l'échelle locale, où sont pris en compte, d'une part, l'altération en surface du sol de ce mouvement sismique de référence par des facteurs propres au site considéré (influence de la topographie, de la nature et de la géométrie des formations géologiques superficielles), d'autre part les conséquences éventuelles de la secousse sur la stabilité des sols et des pentes.

Al-4

Encadré 3 - EVALUATION DE L'ALEA SISMIQÜE AUX DIFFERENTES ECHELLES, d'après J.L. DURVILLE et al, 1985, (2.20)

ALEA SISMIQUE REGIONAL

EVALUATION DE L'ALEA SISMIQUE.

IftLEA SISMIQUE REGIONAL)

(7) SiSMiClTC i BILAN ftESlONAL ^•^ . »lire M ouf

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X t t t at talua : kioUficatian itaartantt

"BRGM, 1985"

1.3. Aléa sismigue et risque sismique

D'autre part, de façon plus formelle, la notion d'aléa sismique peut être précisée par rapport à celle de risque sismique, qui intègre les conséquences économiques de la secousse (1.1) :

Le risque sismique R ("seismic risk" des anglo-saxons) est l'espérance mathématique de pertes au cours d'une période de référence et dans la région considérée. Il est proportionnel au nombre de vies humaines et à la valeur des biens exposés. Dans un désert il est nul quelle qu'en soit la sismicité.

Al-5

En un site particulier, le risque sismique spécifique ou unitaire Ri ("specific risk") représente l'espérance mathématique de pertes au cours d'une période de référence, rapportée à un ensemble de constructions de valeur unité. Il s'exprime par la convolution de deux fonctions, l'aléa sismique et la vulnérabilité de cette population de constructions :

RA = A± x V

Le risque régional R s'obtient par multiplication des risques unitaires par la valeur C± des constructions présentes ou projetées sur chaque site, et sommation sur tous les sites :

R = l (Ri x Ci)

L'aléa sismique A± en un site ("seismic hazard") représente la probabilité qu'au cours d'une période de référence (par exemple probabilité annuelle), une secousse sismique atteigne ou dépasse en ce site une certains intensité (intensité macrosismique ou paramètres de mouvement du sol). C'est une fonction décroissante de l'intensité.

La vulnérabilité V ("vulnerability") d'une construction (ou d'une classe de construction) repésente le rapport du coût des dommages en cas de séisme au coût total de la construction. C'est une fonction croissante de l'intensité qui varie entre 0 (pour une secousse mineure, par exemple d'intensité macrosismique inférieure à VI M.S.K.) et 1 (pour une secousse majeure, par exemple d'intensité supérieure à IX M.S.K.). La vulnérabilité peut être réduite par l'application de règles parasismiques de construction.

Les éléments d'intérêt pour le décideur sont :

- la valeur du risque dans la région ou sur le site considérés ;

- la réduction que l'on peut en attendre en agissant de façon appropriée sur la vulnérabilité du bâti ;

- le coût des mesures propres à réduire la vulnérabilité.

L'évaluation de l'aléa sismique est donc une étape indispensable dans tout processus de décision relevant du génie parasismique.

2. METHODES D'EVALUATION

A l'échelle régionale, l'évaluation de l'aléa sismique impose de résoudre les trois problèmes suivants :

- la définition des lieux d'occurrence possible de futurs séismes, soit l'identification des sources sismiques (locales et plus lointaines, jusque dans un rayon de 100 à 200 km autour du site) ;

Al-6

- la caractérisation de l'activité de ces sources (loi de distribution des secousses dans le temps et en fonction de leur magnitude) ;

- la modélisation de l'atténuation de l'énergie rayonnée par ces sources jusqu'au site considéré pour y quantifier les caractéristiques prévisibles de la secousses, soit par une intensité macrosismique, soit par des paramètres de mouvement du sol.

2.1. Analyse sismotectonique

Le premier point est l'objet de l'analyse sismotectonique qui vise à mettre en évidence les liens entre la sismicité et les structures géologiques actives actuellement ou dans un passé récent (quelques milliers à quelques millions d'années), soit sous forme de failles sismiquement actives (ou sismogènes), soit sous forme d'unités sismotectoniques, c'est-à-dire de domaines plus étendus où la sismicité présente une certaine homogénéité de cause et d'effets (et peut s'y interpréter en fonction d'un mécanisme de déformation global affectant cette unité, sous l'action du champ de contraintes tectoniques actuel). L'analyse sismotectonique s'appuie sur un bilan régional de la sismicité (données macrosismiques historiques et contemporaines et données instrumentales), une synthèse des informations relatives au cadre structural (localisation et caractéristiques des accidents géologiques connus en surface et à plus grande profondeur : dans le socle, voire à l'échelle de la croûte), enfin sur un inventaire des données néotectoniques, soit le recensement des témoins de toute nature des déformations géologiques les plus récentes, susceptibles de mettre en évidence des structures géologiques actives et sismogènes, avec un recul nettement plus important que la sismicité, dont les observations se limitent généralement aux quelques derniers siècles. Dans un contexte intraplaque, à tectonique récente et actuelle modérée, comme celui de la France, cet inventaire fait appel à des méthodes d'étude et techniques d'investigation très variées : analyse microtectonique sur le terrain, interprétation de photographies aériennes et d'images satellitaires, analyse morphostructurale (évolution récente des surfaces topographiques et du réseau hydrographique), quantification des mouvements verticaux et horizontaux par interprétation des données géodésiques, etc.

2.2. Approches probabiliste et déterministe

Le second point peut être traité classiquement selon deux types de démarche (2.3) :

- une démarche probabiliste qui décrit l'occurrence future des séismes sur la source par une loi de distribution de probabilités annuelles de dépassement ou de non-dépassement de différents seuils de magnitude ;

- une démarche déterministe qui associe à chaque source sismique un séisme maximal possible et ses caractéristiques (énergie, profondeur du foyer, type de mécanisme à la source, etc.).

Al-7

Selon le cas, l'aléa sismi( ue au site sera ainsi décrit de façon probabiliste, par une distribution de probabilités annuelles de dépassement ou de non-dépassement sur le site de seuils d'intensité macrosismique ou de paramètres de mouvements du sol (encadré 4A), ou de façon déterministe par les caractéristiques de la secousse maximale prévisible sur le site (intensité ou paramètres de mouvements du sol), sans prendre en compte la fréquence de l'événement correspondant.

La mise en oeuvre de la démarche probabiliste est particulièrement délicate dans un contexte de sismicité modérée comme celui de la France, surtout dans les régions moins actives, où des événements notables peuvent survenir mais avec une fréquence faible en regard de l'échelle de temps couverte par les observations disponibles. Les résultats en sont souvent entachés d'une assez forte incertitude (2.3, 2.5, 2.6) et doivent être utilisés avec précaution pour la détermination pratique de paramètres de dimensionnement des ouvrages (encadré 4B).C'est pourquoi, bien que d'un emploi galvaudé en génie parasismique, du fait surtout de la mise sur le marché de programmes de calcul standards, son utilisation dans ce type de contexte a été très critiquée. Elle reste cependant la règle pour le dimensionnement aux actions sismiques de certains ouvrages majeurs, comme les barrages par exemple (2.8, 2.9). Pour les installations à "haut risque", la philosophie de la protection recherchée suppose de se prémunir contre les effets maximaux prévisibles des secousses de tremblement de terre, quelle qu'en soit la fréquence (cf.§l). De fait, l'approche probabiliste est abandonnée au profit de l'approche déterministe. Elle peut cependant constituer dans certains cas un complément d'information précieux dans le processus de décision fixant les niveaux d'agression sismique à retenir.

Encadré 4A - Représentation schématique des principales étapes de l'évaluation probabiliste de l'aléa sismique régional, d'après

S. HENDRICKX, 1381, (2.7.), modifié

(1) Définition des zones-sources

(2) Modèle d'occurrence des séisies sur la zone-source : loi de distribution fréquence-iagnitude

(3) Atténuation de l'énergie rayonnée par la source : •odèlisation des effets engendrés à distance

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(4) Probabilité de dépasseient d'un louveient du sol sur le site, pour la source 5,, au cours d'une pério­de de référence

(5) Sonation sur tou­tes les sources: . probabilité de dépasseient d'un louveient du sol sur le: site, au cours d'une pério­de de référence

Al-8

ENCADRE 4B - Evaluation probabiliste de 1'aléa sismique et paramètres de dimensionnement

• Soit Pa : la probabilité annuelle d'occurence de l'évèneient d'intensité supérieure ou égale à i sur le site.

T = 1/Pa : représente la période de retour de cet évèneient.

• La probabilité P (6 i n) d'observer cet évèneient sur un intervalle de teips 6 inférieur ou égal à n années est donnée par la relation :

P (6 i n) = 1 - (1 - Pa)" = 1 - (1 - 1/T)n

• Si Pa est suffisaient petit, la relation s'écrit :

P (8 i n) « 1 - e" n Pa

• P (8 i n) représente le pourcentage de chances que l'intensité de référence i soit atteinte ou dépassée en n années, soit l'aléa A que l'on accepte. Si on se fixe A et que n correspond à la durée de vie de l'ouvrage, il est possible de rechercher T et donc l'intensité Id associée, à laquelle il faut diiensionner l'ouvrage :

T • 1/1 - (1 - A ) 1 ' " = 1/1 - X»'"

avec T : période de retour de 1'événement di>ensionnant, A : taux de dépassement et X = 1 - A : taux de non-dépasseient de

l'intensité de diiensionneient Id, acceptés.

• Par exeiple, pour une durée de vie n = 50 ans et un taux de non-dépasseient de l'intensité de diiensionneient X = 90% :

T » 1/1 - (0.9) 1' 5 0 = 475 ans

De façon générale, il est donc nécessaire de diiensionner l'ouvrage à un évèneient dont la période de retour est bien supérieure à sa durée de vie.

Al-9

Dans la démarche déterministe, la difficulté majeure réside dans l'estimation fiable du séisme maximal associé à chaque source, aucune méthode n'étant actuellement totalement satisfaisante, sauf cas exceptionnel (connaissance particulièrement fine de la source sismique et de ses caractéristiques géométriques et dynamiques). Dans la pratique, le séisme maximal possible est calculé par défaut à partir du séisme le plus fort connu historiquement, placé dans les conditions les plus défavorables pour le site et majoré forfaitairement. C'est le principe maximaliste de la protection requise en matière de sûreté nucléaire (règle fondamentale de sûreté R.F.S. n°I-2c (1.5)), maintenant étendu aux installations industrielles à haut risque, qui retient (encadré 5) :

- un séisme maximal historiquement vraisemblable (S.M.H.V.), le plus fort connu sur chaque source influente sur le site, ramené le long de cette source (ou à la limite de l'unité sismotectonique à laquelle il est rattaché) à la distance minimale du site (éventuellement sous le site même, s'il appartient à la même source ou unité sismotectonique) ;

- un séisme majoré de sécurité (S.M.S.) déduit du S.M.H.V. par une augmentation de 1 degré en intensité macrosismique et une multipli­cation de son spectre de réponse, par un coefficient k dépendant de la fréquence.

Cette majoration est censée couvrir les incertitudes de l'analyse sismotectonique et l'insuffisance éventuelle de la connaissance de la sismicité, dans les régions où les échantillons de données dont on dispose ne sont pas forcément représentatifs de l'événement exceptionnel susceptible de survenir. La mise en oeuvre de cette démarche peut conduire à une certaine marge d'incertitude dans la détermination des S.M.H.V. et S.M.S., selon le degré de précision avec lequel les unités sismotectoniques peuvent être définies. En raisonnant par domaines, on est conduit généralement à formuler des hypothèses plus pénalisantes : les epicentres des séismes de référence sont déplacés sur des surfaces (pas de direction privilégiée) et souvent sur de plus grandes distances; le foyer du séisme maximal du domaine sismotectonique auquel appartient le site est placé systématiquement sous le site même. C'est cependant l'approche qu'il convient de conserver, par défaut, lorsque la connaissance du cadre structural et néotectonique est insuffisante pour individualiser les failles sismogènes. Il est fréquent, dans cette configuration, que des sites éloignés des epicentres des séismes historiques et instrumentaux connus, se voient attribuer, pourtant, des S.M.H.V. proches et de niveau significatif. Lorsque les données disponibles le permettent, le raisonnement par failles sismogènes et surtout, par source sismique, conduit à des hypothèses plus réalistes et permet l'utilisation de méthodes de calcul des mouvements sismiques associés aux S.M.H.V. et S.M.S qui rendent mieux compte de la spécificité de ces sources (rayonnement et atténuation).

Ce type d'études ne peut être effectué que par des bureaux spécialisés qui disposent des données de base (sismicité, géologie structurale, néotectonique) et des méthodes d'analyse nécessaires.

Al-10

Encadré 5 - Evaluation déterministe de l'aléa sismique régional -Représentation schématique du principe de définition des S.U.U.V.

Unité

sismotectonique

Ai

A ' i

A2

Unité

g sismotectonique

: epicentre du séisie historique laxiial connu dans l'unité A : epicentre virtuel du S . H . H . V . correspondant (raiené sous le site) : epicentre du séisie historique laxiial connu dans l'unité B : epicentre virtuel du S . H . H . V . correspondant (raiené le long de la

frontière entre les unités A et B, à la distance liniiale du site) : epicentre du séisie historique laxiial connu sur la source F : epicentre virtuel du S . H . H . V . correspondant (raiené le long de cette

source, à la distance liniiale du site).

2.3. De la source sismique à l'aléa sur le site

Le troisième point évoqué en début de ce paragraphe concerne la modélisation de l'atténuation de l'énergie rayonnée par les sources sismiques jusqu'au site considéré, pour y quantifier les caractéristiques prévisibles de la secousse, soit par une intensité macrosismique, soit par des paramètres de mouvement du sol. Il ne sera pas développé ici et seuls quelques aspects généraux seront rappelés, en renvoyant le lecteur soucieux de plus de détails, aux références bibliographiques (2.1, 2.3, 1.1, 2.5).

Le problème peut être abordé selon deux types d'approches :

- "théorique", en modelisant la propagation des ondes jusqu'au site (encore peu pratiqué de façon courante, en raison de la complexité des phénomènes de propagation en milieu hétérogène et de celles des modèles de réponse des sites) ;

- "expérimentale", en utilisant des lois empiriques calées sur des enregistrements et des observations.

Al-11

Ces dernières s'appuient sur la théorie de la propagation des ondes dont il ressort que la décroissance de l'amplitude du mouvement du sol A avec la distance à la source R, est de la forme :

A = cte. R-m . e-** ,

où R-m représente l'expansion géométrique des ondes et e~~**R l'atténua­tion anélastique due à l'absorption des matériaux, fonction de la fréquence des ondes et du facteur de qualité du milieu traversé.

Ces lois de décroissance peuvent être établies en intensité macrosismique ou directement en paramètres de mouvement du sol, selon les données dont on dispose. Dans les régions dépourvues de réseaux d'enregistrement ou dans celles de sismicité modérée où l'aléa sismique est généralement caractérisé (en termes déterministes de S.M.H.V.) par des séismes historiques, l'utilisation de l'intensité macrosismique est un passage obligé. Se pose alors le problème de la corrélation entre intensité et paramètres de mouvements du sol.

Ce type de lois ne peut être établi et utilisé que par des spécialistes, en veillant en particulier à leurs domaines de validité. L'extrapolation hâtive de lois publiées dans la littérature scientifique conduit généralement à des estimations erronées de l'aléa. Selon le cas, des lois régionales (satisfaisant au mieux les données recueillies pour un ensemble de séismes appartenant à un domaine géographique étendu), peuvent être proposées. C'est par exemple le cas de celles utilisées pour établir le nouveau zonage sismique associé aux régies PS. C'est une démarche qui admet une approximation grossière et ne vise pas une évaluation fine de l'aléa sismique. Lorsque les données le permettent, il est préférable d'appliquer des lois propres à chaque source sismique identifiée, qui rendent mieux compte de sa spécificité (profondeur, anisotropie de la propagation liée à la cinématique de la faille). C'est ce qui a été fait dans le cadre de l'évaluation déterministe de l'aléa sismique en Provence, effectuée à la demande de la Direction régionale de l'industrie et de la recherche, pour fixer les niveaux d'agression sismique à retenir sur les sites des installations industrielles à haut risque des Bouches-du-Rhône (cf. 2ème partie de l'annexe Al).

Al-12

Al-13

Annexe Al : 2ème partie

EVALUATION DETERMINISTE DE L'ALEA SISMIQÜE EN

PROVENCE OCCIDENTALE

P. COMBES«1», P. GODEFROYC2>, X. GOULAcl>, A. LEVRET(1>, B. SAURETt3>

et M. TERRIERta> avec la collaboration de J.L. BARBIERt3>

(1) Coinmissariat à l'énergie atomique - Institut de protection et de sûreté nucléaires - Centre d'études nucléaires, Fontenay-aux-Roses.

(2) Bureau de recherches géologiques et minières - Service risque et génie sismiques, Marseille.

(3) Société du Canal de Provence - Direction des services techniques et de l'équipement. Le Tholonet - Aix-en-Provence.

Al-14

1. INTRODUCTION

Cette étude a été effectuée à la demande de la Direction régionale de l'industrie et de la recherche Provence-Alpes-Côte d'Azur, en vue de fixer les niveaux d'agression sismique pouvant être retenus pour le dimensionnement des installations industrielles à haut-risque du département des Bouches-du-Rhône. Elle a été menée conformément aux recommandations de la règle fondamentale de sûreté R.F.S. n° I-2c. Ses résultats ont pu être exploités pour la détermination des mouvements sismiques de référence et le calcul correspondant de structures en particulier à Rognac, Fos-sur-Mer et Lavera, dont certains exemples sont présentés en annexes A2 et A3.

Elle fait l'objet d'un rapport justificatif détaillé remis à la DRIR, contenant également les références bibliographiques des travaux sur lesquels s'est appuyée cette analyse, dont ne seront rappelées ici que les principales. Le texte qui suit résume les grandes lignes de l'étude, les méthodes employées et les principaux résultats obtenus. Ceux-ci ne peuvent être utilisés directement pour un site particulier sans consultation du rapport global et de ses auteurs, au moins pour avis.

2. LE CONTEXTE SISMOTECTONIQUE DE LA PROVENCE OCCIDENTALE

La connaissance du contexte sismotectonique en Provence occidentale est particulièrement fine par rapport à d'autres régions de France, grâce à l'apport de nombreuses recherches récentes :

- la révision de la sismicité historique de la France, entreprise depuis une quinzaine d'années par le BRGM, en collaboration avec le CEA (Commissariat à l'énergie atomique) et EDF (Electricité de France) pour satisfaire les exigences de sûreté du programme nucléaire et qui s'est poursuivie au-delà de ces besoins particuliers, en profitant aux études de génie parasismique appliquées à d'autres types d'ouvrage ;

- la surveillance instrumentale de l'activité sismique depuis plus de 25 ans grâce au réseau national d'enregistrement du laboratoire de détection et de géophysique du CEA, renforcé par l'implantation depuis un peu moins d'une dizaine d'années, de réseaux locaux denses dans les Alpes maritimes et en Provence, par l'institut de Physique du Globe de Strasbourg ;

- les études de la néotectonique provençale (c'est-à-dire des déformations géologiques les plus récentes et actuelles de cette région) menées par le BRGM, le CEA, les Universités de Marseille et de Montpellier (plusieurs D.E.A. et thèses en cours ou soutenus ces dernières années).

Sans retracer en détail ces travaux et leurs acquis, les principaux résultats en seront présentés succinctement.

Al-15

Trois types de domaines sismotectoniqu.es peuvent être distingués en Provence (fig.l) :

- des régions relativement stables tectoniquement, notamment depuis le Miocène, associées à une sismicité négligeable (type 1) : par exemple, les Maures et l'Esterel, le plateau de Valensole sauf aux contacts de l'Arc de Digne et de la vallée de la Durance ;

- des zones où les déformations récentes (post-Miocène) et actuel­les sont concentrées au voisinage immédiat de grands systèmes de failles décrochantes (type 2) ; la sismicité y est caractérisée par des secous­ses assez fréquentes mais d'intensité restant relativement modérée (in­férieure ou égale à VIII M.S.K.) : par exemple, les décrochements sénes-tres des systèmes de faille de Nîmes, de la Durance, de Castellane-Daluis, les décrochements dextres des systèmes de failles de Digne, de Moustiers-Sainte-Marie, du Var, de 1'Argentera ;

- des domaines, orientés grossièrement E-W, où des déformations de type compressif (failles inverses, chevauchements) plus diffuses, s'é­tendent sur des secteurs plus larges entourant les accidents enregis­trant la déformation (type 3) ; ils traduisent le raccourcissement ré­gional N-S, lié à la collision des plaques africaine et européenne, que confirment les caractéristiques du champ de contrainte régional déduites d'études microtectoniques des formations Quaternaire et les mesures di­rectes in situ qui viennent d'être réalisées (région de Gardanne), avec une contrainte maximale compressive ox horizontale, d'orientation N-S ; les séismes y sont moins fréquents que dans le type 2 mais d'intensité plus élevée (pouvant atteindre IX M.S.K.) ; il s'agit par exemple : des accidents des chaînes des Costes et de la Trévaresse, des Alpilles, du Lubéron, du Mont-Ventoux, de la Montagne de Lure, etc.

Cette première classification schématique des domaines sismotecto-niques en Provence occidentale a pu être affinée grâce à des recherches plus poussées en néotectonique, introduisant des techniques d'investiga­tion nouvelles dans ces secteurs où l'expression en surface des déforma­tions tectoniques actuelles et récentes est souvent difficile à retrou­ver, faute de marqueurs (affleurements de terrains jeunes susceptibles d'avoir enregistré la déformation). Elle a par ailleurs bénéficié d'une meilleure appréciation des caractéristiques des séismes connus-. Il a été ainsi possible, partant de ce premier schéma, d'identifier toute une série de sources sismiques bien individualisées en Provence occidentale et d'en proposer une classification en fonction de leur spécificité. Ceci a permis, pour la première fois en France, de procéder à une évaluation déterministe de l'aléa sismique particulièrement fine dont les résultats peuvent être appliqués aux études des dangers des sites industriels.

Al-16

fig.l Zonage sismotectonique de la Provence, d'après P.Combes(1984)

a: faile de Nîmes b: faille de la Durance c:faille de Castellane-Daluis d: faille de Salon-Cavaillon

faille de Digne faille de Moustiers-Sainte. Marie faille du Var faille de I"Argentera

0 20 km l . I

• i m 2

Zonation sitio-tectonlque de li Provence. 1-Doaaine sis«o-teetonique de type 1. 2-Do»aine sisto-tectonique de type 2. 3-Oo»aine sis«o-tecicrique de type 3. t-Chevaucheaent. 5-Dlcrocheaent.

Al-17

3. LES APPORTS DE LA NEOTECTONIQUE

Outre de nombreuses recherches sur le terrain, avec découverte d'affleurements permettant des analyses microtectoniques, notamment dans la Moyenne vallée de la Durance, entre Beaumont-de-Pertuis et la Brillane, dans la Crau, les Alpilles et le long de l'accident de Salon-de-Provence-Cavaillon, plusieurs techniques d'investigation nouvelles, faisant appel à des méthodes "indirectes" de mise en évidence d'indices néotectoniques ont été mises en oeuvre :

- traitement et interprétation d'images-satellite LANDSAT et SPOT ;

- comparaison de profils de nivellements de précision répétés, fournissant un "instantanné" des mouvements verticaux actuels (à l'échelle du siècle) sous forme de cartes de vitesses de mouvement et d'anomalies ponctuelles corrélables à l'activité d'accidents géologiques connus ; à noter à ce sujet, qu'un réseau de surveillance géodésique de haute précision (de type G.P.S. (global positioning system), utilisant la laserométrie) vient d'être installé en Provence, par l'IGN (institut géographique national), le CEA et l'Institut de Physique du Globe de Paris ; il permettra d'enregistrer sur de courts intervalles de temps des mouvements verticaux et horizontaux, même de très faible amplitude ;

- analyse morphostructurale qui étudie les "anomalies" des surfaces topographiques et géologiques et du réseau hydrographique, traduisant des déformations récentes et actuelles, à partir d'une numérisation des données topographiques et d'un programme de calcul par ordinateur mis au point par le BRGM.

Ces études ont permis de recueillir en de nombreux secteurs, des faisceaux d'indices néotectoniques concordants, attestant de l'activité de plusieurs accidents géologiques majeurs de la Provence, notamment là où l'observation géologique classique était impuissante faute d'affleurements (fig.2).

4. LES STRUCTURES SISMOGENES ET LEUR CLASSIFICATION

Elles sont représentées sur la figure 2. Un effort particulier a été fait pour faire ressortir les similitudes ou au contraire les différences pouvant apparaître entre les accidents géologiques majeurs reconnus en Provence occidentale, afin d'argumenter valablement les hypothèses pouvant être émises sur leur activité sismique potentielle.

En effet, les 25 années couvertes par la sismicité instrumentale et environ les 5 siècles de données de sismicité historique n'offrent pas un recul suffisant pour appréhender de façon fiable l'occurrence possi­ble de secousses majeures, ces événements exceptionnels pouvant avoir une période de retour bien supérieure. A titre d'exemple, dans la zone de la Trévaresse, si l'on retire le célèbre séisme destructeur du 11 juin 1909 à Lámbese (intensité IX M.S.K., magnitude voisine de 6.0, une quarantaine de morts), l'activité sismique est quasi-nulle. Il ne faut

Al-18

4-30

43*30 - 43-30

5*30

C A. 2 -* K. 4

-* 8

• V . Q •« 16

10 12 13 • ,3,0 14

Al-19

Fig. 2 - Schéma sismotectonique del la Provence occidentale.

ETAT DES CONNAISSANCES FIN 1988

Légende :

Néotectonique

- faille inverse ou chevauchante

. à jeu plio-quaternaire : supposée reconnue

. à jeu mio-pliocène : 3

- décrochement :

. à jeu plio-quaternaire : 5

. à jeu mio-pliocène : 6 :

- anticlinal plio-quaternaire : 8

- zone de déformation :

. inverse ou chevauchante : 9

. décrochante : 10

- indice de déformation quaternaire : 14

. géologique : * 71 i

. géomorphologique : vl '

. d'après les nivellements :0 Structures à jeu anté-miocène prouvé

- faille inverse ou chevauchante à jeu anté-miocène : 4

- décrochement à jeu anté-miocène :: 7

- faille indifférenciée à jeu anté-miocène prouvé : 16

d'après les cartes géologiques à 1/250.000, de MARSEILLE et VALENCE, et la carte tectonique de la France à 1/1.000.000

- discontinuité au toit du socle antétriasique : 11

- discontinuité d'après les profils sismiques : 12

- isobathes du toit du socle anté-triasique (en km) : 13

! Sismicité

- sélection d'épicentres (cf. fig. 3) : 15

Al-21

donc pas se trouver en d'autres secteurs, comparables à celui de la Trévaresse, dans la même situation qu'à la veille du 11 juin 1909, en les considérant asismiques. Il convient donc d'accorder le plus grand poids aux données géologiques et d'admettre un aléa équiprobable sur des accidents présentant les mêmes caractéristiques de déformation récente et susceptibles d'être réactivés de la même façon sous le champ de contraintes actuel, en engendrant des sources sismiques du même type. Cette approche est fondamentale pour les installations à haut risque dont la protection est à garantir contre l'agression maximale possible.

La classification entreprise repose sur les critères suivants (tableau 1) :

- nature et extension des accidents géologiques (orientation, lon­gueur, pendage, extension dans la couverture sédimentaire et le socle anté-Triasique, voire à travers toute la croûte, type de jeu : décro­chant, inverse, normal) ;

- présence et nature d'indices néotectoniques (âge des déformations les plus récentes et typologie) ;

- sismicité associée, historique et instrumentale (fig.3A et 3B, tableau 2).

Elle a permis de distinguer 5 grands types de structures géologi­ques en Provence occidentale, à chacun desquels on associe de façon déterministe, le séisme maximal observé historiquement caractérisé par son intensité, sa magnitude, la profondeur de son foyer (et corrélative­ment l'extension maximale de la source sismique associée), le type de mécanisme à la source et un modèle spécifique d'atténuation de l'énergie rayonnée depuis la source. C'est à partir de ces données que sont fixés les S.M.H.V. sur les sites. Un des aspects importants ayant contribué à cette classification a été la prise en compte de l'extension de ces accidents dans le socle ou leur limitation à la couverture sédimentaire et l'épaisseur de cette couverture qu'ils affectent (déduite de données de forage ou de campagnes géophysiques : sismiques, gravimétriques et magnétiques). En effet, les séismes associés aux grandes structures compressives E-W, sont très superficiels (profondeur du foyer comprise entre 3 et 5 km) et se situent franchement dans la couverture. La magnitude estimée pour les plus forts d'entre eux, tel celui de 1909, laisse cependant supposer une source sismique de taille suffisante, incompatible avec les épaisseurs de la couverture affectée par les chevauchements connus dans la partie la plus méridionale de la Provence, où elle n'excède pas 2000 mètres, d'autant que ces chevauchements montrent un fort pendage près de la surface mais s'applatissent en profondeur, à la base de la couverture. Un distinguo essentiel pour l'évaluation de l'aléa sismique peut ainsi être effectué entre les accidents compressifs majeurs septentrionaux et méridionaux, a priori du même type.

Al-22

Tableau 1 - PRINCIPALES CARACTERISTIQUES DES SYSTEMES DE FAILLES MAJEURS DE LA PROVENCE OCCIDENTALE, UTILISEES POUR LA CLASSIFICATION DES STRUCTURES SISMOGENES.

(1) : orientation moyenne

(2) : extension jusqu'au Moho \

(3) : extension dans le socle ) C : certaine

anté-triasique * P : probable

(4) : longueur totale (km) en profondeur (LTP), connue en surface (LTS)

(5) : pendage moyen au toit du socle (PMP), près de la surface (PMS)

(6) : type de mouvement dans la couverture sédimentaire*

(7) : âge du dernier mouvement connu**

(8) : épaisseur moyenne de la couverture sédimentaire

(9) : indices de néotectonique Quaternaire (nombre d'observations connues):

(10) : tectoniques I

(11) : géomorphologiques

(12) : anomalies de nivellements

(13) : dénivelé de la surface topographique (en mètres)

(14) : macrosismicité associée (historique et contemporaine) (cf.tableau 2)(C:certaine"

(15) : microsismicité associée (cf. fig. 3) jD:douteu

)jc: JD:

S

E

i

n

: sénestre, D : dextre, I

: Eocène, M : Miocène, MP

: isolée, Q : quelques

: nombreuses

inverse

Mio-Pliocène, Q Quaternaire

SYSTEME DE FAILLES

Nom

NIMES

MOYENNE

DURANCE

SALON

CAVAILLCN,

VENTOUX

LURE

LUBERCN

ALPILLZS

CCS7ES

TREVARESSE

-A FARE-COIX1K

ST MARTIN-CE-CRAU

S7E VICTOIRE

ETOILE

1 NERTHE

STE BAUME

CARPIACNE

OLYMPE-,VJFEL:EN

Segment

N.Z Nîmes

Pujaut

N.E Aix-Sisteron

s.w Alx-Méditerrané«

N Salon-Ventoux

S SaIcn-Méí i terranée

"PETIT" <WI

"GRAND" (E)

•

0. M. (1)

NE.SW

NE.SW

N.S

E.W

E.W

E.W

E.W

ENE-WSW

E.W

E.W

WSW-ENE

E.W

E.W

E.W

ENE-WSW

E.W

NE-3W

EXTENSION en PROFONDEUR

M (2)

P

P

P

S (3)

C

C

C

P

P

p

n

C

p

L.T.P. (4)

300

îeo

110

25

25

30

P.M.P. (5)

70» à

90°

70° à

90°

70» à

90°

90'

90«

70" à 90«

COUVERTURE SEDIMENTAIRE

T.M. (6)

S

S

D

P.M.S. (5)

70« E à 90°

70°W à 90«

65« à 80°W

80 »W

70« W à 90°

70° E à 90»

45»S

50° N

60» à 80« N

50« N

55»N

40" à 60° N

80" à 90»

10« à

20« à 45"S

45°S

20« à 45"S

45» à 70« S

20» à 4« iE

L.T.S (4)

140

30

80

>50

60

>30

30

35

20

20

20

20

18

20

18

20

35

20

25

10

;o

A.D.M. (7)

MP

0

M

0

M

MP

MP

MP

Q

MP

MP

0

MP

M

E

E

E

£

E

E.M. (S)

4000 à

8000

6000 à

2000

7000

3000

70C0

6000

6000

60C0

6000

7000

6000

200C

<2CC0

<2C00

100C

1000

<20CC

I.N.O O )

T. (10)

1

1

1

i

q

i

i

i

G. (Il)

1

i

1

n

q

i

q

q

q

N (12)

q

i

n

q

n

q

i

1

1

l

s. T. (13)

150

300

Oà 100

50

1000

10C0

S. H.

(14)

C

C

C

D

C

C

D

M. s. '.15)

D

C

C

D

D

n

400 C 2

600

100

200

200

150

5C0

300

50

4C0

250

450

D

C

C

0

C

C

c

D

D

2

^

3

0

I INJ CO

Al-24

4 4 * 0 0 -

43*00-

4 4*00

43r00

5*00 6'00

EPtccNTK rueños isn roue i

Si rtABLE A B

1NCEHTAINE

C D

INTENS 'TE EPTCENTRALE I

rtABLE

A B

O

D

(NCEHTAtNE

C

O

•

IN0ETEW1INCE

S

B

INTENSITE EPtCENTRALE : I M . s . K . )

O D inférieur« ou tg>\t à IV

Q P ] IV- V ET V

f~\\ 1 VVI ET VI

( 1 I VIVIIET VI

O VII-VIII E T VIM

supêrisurt 9 VIII

DECROCHEMENT C H E V A U C H E M ENT

Fig. 3A - Principaux accidents structuraux en Provence et sismicité associée (sélection d'épicentres macrosismiques fiables d'après le fichier SIRENE du BRGM/CEA/EDF)

Al-25

4 3-30

10 20 Km

« EPICENTER

43'

43-30

4-30 5-30

Fig. 3B - MICROSISMICITE ET ACCIDENTS STRUCTURAUX MAJEURS EN PROVENCE OCCIDENTALE

^

décrochement

faille inverse et chevauchement

sélection d'epicentres microsismiques fiables de magnitude supérieure à 2.5 (extraction des fichiers CEA/LDG et I.P.G.S. sur la période 1976-1986).

Al-26

Tableau 2

EPICENTRES MACROSISMIQUES ASSOCIES AUX ACCIDENTS STRUCTURAUX MAJEURS DE LA PROVENCE OCCIDENTALE

(1) Qualité de la localisation TF : très fiable

AF : assez fiable

M : médiocre

I : information isolée

(2) Fiabilité de l'intensité épicentrale F : fiable

M : médiocre

I : intensité isolée

(3) Intensité épicentrale (M.S.K.) : + : supérieure ou égale à

Al-27

SYSTEME DE FAILLES

Nom

M Î M E S

MOYENNE

DURANCE

S A L O N -

CAVAILLON

LUBERON

ALPILLES

C 0 S T E 5 -

TREVARESSE

ST M A R T I N -

D E - C R A U

ETOILE

STE B A U M E -

C A R P I A G N E

Segment

NE Alx-Slnteron

sw Aix-Métll tTtii)'"»

N

Salon-Ventoux

SEISMES ASSOCIES

Dal»

lia. 11 .1769

2 1 . 1 2 . 1 7 6 9

2 . 0 9 . 1 8 4 0

1 2 . 0 5 . 1 8 5 5

3 . 0 1 . 1 9 2 7

2 4 . 0 7 . 1 9 2 7

7 . 0 8 . 1 9 2 7

3 0 . 0 9 . 1 9 1 6

0 . Or,. 1052

25.(j2.1986

1 3 . 1 2 . 1 5 0 9

Série de

1708 :

(14.03 F.i 12.IO)

Série de

1812 :

2 0 . 0 3 . 1 B 1 2

2 0 . 0 3 . 1 8 1 2

1 1 . 0 4 . 1 8 1 2

1 . 0 6 . 1 8 1 2

0 7 . 0 3 . 1 8 3 5

2 5 . 1 2 . 1 8 5 2

2 0 . 1 2 . 1 8 5 2

1 7 . 1 2 . 1 8 5 8

2 1 . 0 3 . 1 8 9 7

1 4 . 0 5 . 1 9 1 3

8 . 1 2 . 1 9 2 3

3 0 . 0 9 . 1 9 3 7

5 . 0 7 . 1 9 3 8

8 . O R . 1 9 6 1

2 5 . 0 4 . 1 9 0 6

2 6 . 0 1 . 1 9 6 7

2 0 . 1 2 . 1 9 7 9

3 . 0 7 . 1 7 5 0

1 5 . 0 6 . 1 7 3 1

1 8 . 1 0 . 1 7 3 8

2 8 . 0 8 . 1 7 5 6

1 2 . 0 7 . 1 7 6 3

1 8 . 1 1 . 1 7 6 9

2 1 . 1 2 . 1 7 6 9

8 . 1 2 . 1 8 0 3

2 8 . 1 2 . 1 8 0 3

1 4 . 1 1 . 1 8 8 7

2 3 . 1 2 . 1 9 3 4

2 7 . 0 3 . 1 9 3 5

2 9 . 0 0 . 1 8 8 9

2 3 . 0 3 . 1 8 0 8

2 5 . 0 3 . 1 7 8 3

1 1 . 0 6 . 1 9 0 9 et

répliques

2 0 . 0 0 . 1 9 3 5

Série de 1727-1730 : 2 7 . 0 5 . 1 7 2 7 2 8 . 1 0 . 1 7 3 0

5 . 0 2 . 1 8 0 3

7 . 1 1 . 1 9 2 2

1 9 . 0 2 . 1 9 Ü 4

2 9 . 0 5 . 1 9 8 5

1 2 . 1 2 . 1 8 4 0 1 8 . 0 1 . 1 8 7 0

M.l. (1) AF AF AF.

AF

AF

TF

AF

TF

TF

TF

AF

TF

TF

AF

AF

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AF

I

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AF

I

AF

TF

AF

AF

AF

AF

TF

AF

I

AF

M

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TF

AF

M

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44°03

44°03

44°03

43"57

43°5l

44«14

43»53 .

43"53

44»15

43"58

4 3 ' 5 0

4 3 ' 4 8

4 3 * M 5

43"45

43">42

43"44

4 3 - 4 5

43«44

43"44

43»42

43"50

43» 53

43»50

43°58

43»41

43"45

43"42

43°44

43» 53

4 3 ' 3 2

43°5Ô 44<>03

44 »03

43°51

44° 03

44°03

43°55

43°54

43»54

43°41

43°55

43»50

il3"4Q

/13°44

43 "38

43"40

43'4l

43"-11

43"?5

43«23

43»25

43»24

43° 18

43U9

Lonpl t\ld'»

4» 50

4« 50

4» 45

4» 35

4» 23

5" 13 4° 35 4» 35 5' 13 4» 42

5' 47

5' 46

5" 42 5« 42 5« 40 5» 41 5' 42 5» 41 5» 41 5« 39 5" 47 5» 51 5° 47 5° 53 5° 31 5» 39 5' 41 5° 39 5» 51

5° 27 1 S4 02

5° 03 5° 03 5° 08-4" 50-4» 50 5" 06 5» 07 5" 02 5° 05 5° 05

5» 13

4» 44

5" 11 5' 19

5« 21

4" 38 4» 38

5» 25 5" 26 5° 31 >

5" 29

0' 38 5° 41

F.I .

(21 .F M F F F F F F F F

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I . E .

Í3) VII

VII-VIII

vi-vir V-VI

V

Vil

V-Vl

vt-vn VII

V

v i n

VI 1 1

VI 1 1

v t i -v i i l VI VI VI-VII V V-VI VI-VII V-VI vu-vin V

VI

V - V l

V

V

V

V

„ vil vi-vii V ni /il VII-VIII VI vi-vii v i - v n V V

V-VI

V - V 1

VI IX

V

v t - v n VI-VII

V - V I V VI V

VI V-VI

Tableau 2 - EPICENTRES MACROSISMIQUES ASSOCIES AUX ACCIDENTS STRUCTURAUX MAJEURS DE LA PROVENCE OCCIDENTALE

Al-28

Les cinq types retenus sont finalement les suivants :

A. Les structures compressives ou inverses septentrionales, auxquelles est associée un séisme maximal de type 1909 (intensité IX, magnitude voisine de 6.0, profondeur du foyer : 3 à 5 km, mouvement à composante principale inverse sur un plan de rupture E-W induisant une forte anisotropic du rayonnement : atténuation rapide en N-S et plus lente en E-W) : chaîne des Costes et de la Trévaresse, Alpilles, Lubéron (et plus au Nord, Ventoux et Montagne de Lure), accident de la Fare-les-Oliviers - Coudoux et en limite, chaîne de la Sainte-Victoire. La faille de St Martin-de-Crau est associée à ce regroupement, même si son expression morphologique en surface diffère nettement de celle des autres structures qui s'y rapportent (cf. tableau 1).

Ce parallélisme est essentiel car il fait apparaître un aléa équi-probable en termes de secousse maximale possible, sur de nombreuses zones où l'équivalent du tremblement de terre du 11 juin 1909 n'est pas connu à ce jour, même si une activité sismique plus modeste est attestée par les données historiques et instrumentales (séismes du 29 juin 1889 (V-VI) dans le Lubéron, du 25 mars 1783 (VI) et 20 juin 1935 (V) en Costes-Trévaresse, série de 1727-1730 dont la secousse du 27 mai 1727 (VI-VII) à rattacher peut-être à la faille d'Alleins - St Martin-de-Crau, séisme du 23 mars 1868 (V-VI) dans les Alpilles).

B. Les structures compressives méridionales

Elles sont associées à un séisme maximal beaucoup plus faible, du type de celui du 12 décembre 1846, rapporté aux chevauchements de Car-piagne (intensité VI, magnitude voisine de 4.5, profondeur du foyer :2 km, atténuation très rapide) ou du 19 février 1984 sur la chaîne de l'Etoile (intensité VI, magnitude 4.4). Il s'agit de la chaîne de l'Etoile, de la Nerthe, de la Ste Baume, du chaînon Monts Olympe-Aurélien, des chevauchements de Carpiagne.

D'autres secousses mineures sont liées à ces accidents : 5 février 1803 (V-VI), 7 novembre 1922 (V), 28 mai 1985 (V) sur l'Etoile, 18 janvier 1870 sur la Ste Baume.

C. Les grands décrochements sénestres NE-SW

Ils montrent une activité sismique beaucoup plus régulière (de 5 à 10 secousses d'intensité supérieure ou égale à V par siècle) et sont associés à un séisme maximal du type de ceux du 13 décembre 1509 ou 14 août 1708 à Manosque (intensité VIII, magnitude 5.0 à 5.5, profondeur du foyer : 3 à 5 km, mouvement décrochant sur une rupture de taille assez limitée s'accompagnant d'une atténuation très rapide, surtout orthogonalement à l'accident).

Une série impressionnante de secousses peut ainsi être rapportée au système de failles de la Durance, surtout à son segment Nord, du Nord d'Aix-en-provence à La Brillane : 13 décembre 1509 (VIII), crise sismi-

Al-29

que de 1708 (du 14 août (VIII) au 12 octobre), crise sismique de 1812 (du 20 mars (VIII) au l**"" juin, avec plusieurs secousses notables le 26 mars (VII-VIII), 11 avril (VI) et 1er juin (VI), 7 mars 1835 (VI-VII), 25 et 26 décembre 1852 (V et V-VI), 17 décembre 1858 (VI-VII), 21 mars 1897 (V-VI), 14 mai 1913 (VII-VIII), 8 décembre 1923 (V), 30 septembre 1937 (VI), 5 juillet 1938 (V-VI), 8 juin 1961 (V), 25 avril 1966 (V), 26 janvier 1967 (V), 26 décembre 1979 (V).

Le segment sud, d'Aix-en-Provence à 1'Estaque paraît beaucoup moins actif à l'échelle des observations disponibles : 30 juillet 1756 (VI) et compte tenu de la densité de la population entre Aix et Marseille, il est très peu probable que des chocs significatifs soient passés inaperçus.

L'activité sismique est très régulière aussi sur le système de failles de Nîmes-Pujaut : 18 novembre 1769 (VII), 2 septembre 1840 (VI-VII), 12 mai 1855 (V-VI), 9 janvier 1927 (V), 24 juillet 1927 (VII), 7 août 1927 (V-VI), 30 septembre 1946 (VI-VII), 8 juin 1952 (VII) et 25 février 1986 (V).

D. Le système subméridien de failles de Salon-de-Provence-Cavaillon

C'est un système de décrochements dextres orientés grossièrement N-S, présentant une composante de mouvement normale significative et s'étendant du Mont Ventoux au Golfe de Fos-sur-Mer, et probablement au-delà, dans la Méditerranée.

Le séisme maximal correspondant est représenté par la secousse du 12 juillet 1763 (intensité VII, magnitude 4.5 à 5.0, profondeur du foyer 3 km). Toute une série de secousses attestent là aussi, en plus de nom­breux indices néotectoniques, de l'activité régulière de cet accident : 15 juin 1731 (VII), 18 octobre 1738 (VII), 28 août 1756 (V), 12 juillet 1763 (VII), 21 décembre 1769 (VII), 8 et 28 décembre 1863 (VI et VI-VII) 14 novembre 1887 (VI-VII), 23 décembre 1934 (V) et 27 mars 1935 (V).

E. Les failles NW-SE de l'étang-de-Berre et du système Camarguais

Elles ne sont pas associées à une sismicité de niveau significatif et seront donc négligées dans la détermination des S.M.H.V. sur les sites.

La démarche consistant à admettre un aléa équiprobable, en termes de secousse maximale vraisemblable, sur toutes les failles classées dans la même catégorie de structure sismogène est fondamentale pour le dimensionnement de tout projet d'installation à haut risque. Elle n'est pas cependant justifiée pour la protection des ouvrages courants (cf. zonage associé aux règles PS), en raison de la durée de vie des constructions considérées, du risque associé et du caractère "exceptionnel" de ces secousses majeures.

Al-30

5. RESULTATS

5.1. Principales caractéristiques des séismes de référence

Les structures sismogènes finalement retenues pour fixer le niveau des SMHV sur les sites considérés, sont représentées de façon schématique sur la figure 4. Les caractéristiques focales des séismes de référence associés à chacune de ces structures sont résumées sur le tableau 3.

5.2. Détermination des SMHV sur les sites d'installations industrielles à "risque spécial" des Bouches-du-RhÔne

La position de chacun des sites considérés par rapport aux structures sismogènes retenues, fournissant les hypothèses de calcul pour déterminer les SMHV, est explicitée sur le tableau 4 et la figure 4. Pour les sites proches des structures compressives et failles inverses, le pendage (valeur et sens) de ces accidents est pris en compte pour fixer la distance à l'épicentre.

Afin de rester cohérent dans la démarche suivie, qui privilégie la notion de source sismique, les modèles d'atténuation utilisés respectent 1'anisotropic engendrée par ces sources, en fonction de leur orientation et de leur mécanisme au foyer. Les lois de décroissance de l'intensité avec la distance appliquées résultent donc :

- soit de la translation directe des isoséistes du séisme de référence, définie par la migration de son epicentre sur la structure sismogène à laquelle il est rattaché,

- soit de lois d'atténuation calculées pour des séismes du même type (c'est-à-dire associés à la même catégorie de source sismique), si le séisme de référence n'est pas lui-même documenté par suffisamment de données macrosismiques ponctuelles, pour pouvoir établir une carte macrosismique avec tracé détaillé des isoséistes ou une loi d'atténuation qui lui soit propre.

Ce principe conduit à retenir une forte atténuation dans le sens N-S sur les structures compressives orientées E-W, et dans le sens NW-SE à E-W sur les décrochements d'orientation NE-SW à N-S, à la différence de l'application de lois régionales moyennes ("circulaires") qui lissent ces effets de source. Il est à remarquer que ce principe de calcul tend à "contrebalancer" l'hypothèse, qui pourrait paraître a priori pénalisante, de transfert de 1'epicentre du séisme de référence de l'accident sur lequel il s'est réellement produit à un accident de même type, classé dans la même catégorie de structure sismogène.

Pour les sites appartenant à la zone industrielle de Fos-sur-Mer, très étendue, un regroupement est proposé en fonction de leur distance aux structures sismogènes, en particulier au prolongement méridional de la faille de Salon-Cavaillon qui affecte directement cette zone (figure 5).

ri j. — ^ j

N

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Mimt $ •

1 Ss

* r i i n i

R 0 H

Légende : Qx)l90 9 SEISME DE REFERENCE (date et intensité)

SITE INDUSTRIEL

ACCIDENTS SUR LESQUELS SONT TRANSLATES LES SEISMES DE REFERENCE :

décrochements sénestres NE-SW

faille de Salon - Cavaillon

structures compressives septentrionales

structures compressives méridionales

Accidents

A A A A A

Seismes

1509-1708 (Mar.osque)

1763 (Cavaillon)

1909 "(Lámbese)

13US (Aubagr.e) et 1984 (Mimet)

Fig. 4 - Représentation schématique des structures sismogènes retenues pour les déplacements des epicentres des séismes de référence et la dé­termination des S.M.H.V. sur les sites industriels des Bouches-du-Rhône.

Tableau 3 - Caractéristiques focales des séismes de référence retenus pour la détermination des S.M.H.V.

DATE

14 Août 1708

12 juillet 1763

11 juin 1909

12 décembre 1846 ou

19 février 1984

INTENSITE EPICENTRALE (M.S.K.)

VIII

VII

IX

VI

VI

MAGNITUDE

EQUIVALENTE

5.2 ± 0.3

4.7 ± 0.3

5.9 ± 0.4*

4.2 ± 0.2

4.4 ± 0.1*»

PROFONDEUR FOCALE (km)

3 à 5

3 à 5

3 à 5

2

2

S O U R C E S I S M I Q U E A S S O C I E E

Système de failles

Durance et Nîmes-Pujaut

Salon - Cavaillon

Structures compressives septentrionales

Structures compressives

méridionales

Orientation moyenne

NE-SW

N-S

E-W

E-W

Mécanisme à la source

Décrochement sénestre

Décrochement dextre à composante normale

Taille inverse

raille inverse

I

valeur calée en tenant compte de la magnitude instrumentale obtenue en recalibrant les sismogrammes de l'époque (M. CARA,1988)

** valeur calculée à partir des données instrumentales.

Al-33

Tableau 4 - Caractéristiques des S . M . H . V . retenus sur les sites industriels des Bouches-du-RhSne

SMHV proche

(P) SMHV "lointain"

(L)

<l> ' 1,

F \ k

S

s >

P

[

: :-i: («) > K

!ïi: (2) MARSEILLE -

L'ESTAOUE * P

(3) LA « D E | L

(4) MARSEILLE .P

LA MILLIERS »L

8ERRE (P

( 5 ) L'ETANG | L

(6) LAVERA P

(7) MARIGNANE j

PORT ( P

(B) DE {

BOUC ( L

ST MARTIN

(9) DE

CRAU à

(10) ROGNAC P

(11) ROUSSET |

(12) TARASCÓN ]

Séis.e d«

référence

12.07.1763

11.05.1J09

12.07.1763

11.06.1909

12.07.1763

11.06.1909

12.07.1763

11.06.1909

12.07.1763

11.06.1909

14.08.1708

19.02.1984

14.08.1703

11.06.1909

19.02.1984

12.12.1846

14.08.1708

11.06.1909

14.08.1708

19.02.1984

12.07.1763

14.08.1708

11.06.1909

14.08.1708

11.06.1909

12.07.1763

11.06.1909

11.06.1909

11.06.1909

14.08.1708

11.06.1909

14.08.1708

11.06.1909

14.08.1708

Intensité

épicentrale

(M.S.K.)

Vil

IX

VII

IX

VII

IX

VII

IX

VII

IX

VIII

VI

VIII

IX

VI

VI

VIII

IX

VIII

VI

VII

VIII

IX

VIII

IX

VII

IX

IX

IX

VIII

IX

VIII

IX

VIII

Magnitude

4.7

5.9

4.7

5.9

4.7

5.9

4.7

5.9

4.7

5.9

5.2

4.4

5.2

5.9

4.4

5.2

5.9

5.2

4.4

4.7

5.2

5.9

5.2

5.9

4.7

5.9

5.9

5.9

5.2

5.9

5.2

5.9

5.2

Profondeur

focale

(k.)

3 à 5

3 à 5

3 a 5

3 a 5

3 a 5

3 a 5

3 à 5

3 à 5

3 à 5

3 a 5

3 à 5

2

3 à S

3 â 5

2

3 à 5

3 a 5

3 a 5

2

3 a 5

3 a 5

3 à 5

3 a 5

3 à 5

3 à 5

3 à 5

3 a 5

3 a 5

3 i 5

3 à 5

3 a 5

3 a 5

3 à 5

Distance

"¿elle au

site (k«)

45 à 50

36 à 39

46

38

49

42

52

44

49

40

61

30

69

31

15

11

18

57

37

51

75

36

63

27

52

35

43

18

55

31

38

55

88

SOURCE SISMI0UE ASSOCIEE

AU S.M.H.V.

No«

Salon-Cavaillon

La Far«

Salon-Cavaillon

La Fare

Salon-Cavaillon

La Fare

Salon-Cavaillon

La Fare

Salon-Cavaillon

La Fart

Durance

Nerthe

Durance

La Fare

Carpiagne

Durance

La Fare

Durance

Nerthe

Salon-Cavaillon

Durance

La Fare

Durance

La Fare

Salon-Cavaillon

La Fare

St Martin

de Crau

La Fare

Durance

Ste Victoire

Durance

Alpilles

Ntaes-Pujaut

Pendage

80« E

50» N

80» E

50» N

80' E

50' N

80» E

50» N

80» E

50' H

80° SE

70' S

80» SE

50» N

80» S

80» SE

50» N

80» SE

70» S

80» E

80» SE

50» N

80» SE

50° N

80» E

50° H

70° N

50° N

80» SE

40» N

80» SE

40» N

80° V

Mécanisme

C)

D

I

D

I

D

I

D

I

D

I

D

I

D

I

I

0

I

D

I

D

D

I

0

I

0

I

I

I

0

I

D

I

D

S. M.

Oistance ainiaale

au site (ka)

< 1

14

3.5

16

5

20

5

22

2

18

0

4

15

17

1.5

18

9

15

3

7.5

21

18

9.5

17.5

6.5

16.5

1.5

10

12

9

14.5

3

11

H. V.

Intensité sur

le site (M.S.K.)

VII

VI-VII

VI-VII

VI-VII

VI-VII

VI

VI-VII

VI

VII

VI-VII

VIII

V-VI

VI-VII

vi-vii

VI

VI

VII

VI-VII

VI

VI

VI

VI-VII

VII

VI-VII

VI

VI-VII

VIII-IX

VII

VII

VII

VI-VII

VIII-IX

• VII

Commentaires : - (*) mécanisme à la source : 0 : décrochant I : inverse

. (*») »Site de FOS-sur-MER" : compte-tenu de l'extension de la zone industrielle de FOS, les sites concernés sont regroupés en 5 catégories

(la à le)» en fonction de leur position par rapport aux structures sismogènes (cf. fig. S ) .

- A : Site en champ tres proche de la source s isaique ; devrait faire l'objet d'une attention particulière pour la détemination du mouvement

sismique (spectre de réponse) et s'il y a lieu, pour la prise en compte de déformations potentielles en surface du sol, associées à la

rupture à la source.

- I : Site oit il peut être justifié de prendre en compte des saisies de référence plus lointains (par exemple : séisme Ligure du 23 février

1987) pour déterminer les spectres des S.M.H.V. Ces séismes conduisent» en effet, I une intensité de S.M.H.V. sur le site du «3me ordre

que celle fixée par les séismes proches mentionnés dans le tableau •*.

- Sur ce tableau, la distinction entre SHHV proche et "lointain" n'est qu'indicative puisque tous les SMHV définis sont situés à moins de 25 Km

des sites. Elle ne vise qu'a individualiser une source "très proche" (moins de 10 k« du site) d'une source un peu plus distante, le contenu

spectral de la première pouvant présenter des particularités a ne pas négliger.

^ Avignon

• >1.8

18S8

* L t> .

- # » • * '

Fig. 5 - Zone industrielle de FOS-sur-MER Définition des groupements de sites la à le

Al-35

Tableau 5 (résumé) - Intensité des SMHV et SMS fixés sur chaque site

SITES

FOS la et le (1) sur

MER lb, le, ld

(2) MARSEILLE-L'ESTAQUE

(3) LA MEDE

(A) MARSEILLE-LA MILLIERE

(5) BERRE-L'ETANG

(6) LAVERA

(7) MARIGNANE

(8) PORT-de-BOUC

(9) ST MARTIN-de-CRAU

(10) ROGNAC

(11) ROUSSET

(12) TARASCÓN

INTENSITE DU SMHV

VII

VI-VII

VIII

VI-VII

VI

VII

VI-VII

VII

VI-VII

VIII-IX

VII

VII

VIII-IX

INTENSITE DU SMS

VIII

VII-VIII

IX

VII-VIII

VII

VIII

VII-VIII

VIII

VII-VIII

IX-X

VIII-

VIII

IX-X

Al-36

Par ailleurs une attention particulière doit être portée aux sites très proches (environ 1 km) des structures sismogènes retenues : Fos-sur-Mer (secteur la et le), L'Estaque, St. Martin-de-Crau et Marseille-la-Millière.

Une investigation géologique détaillée devrait leur être consacrée pour préciser leur distance réelle à la source sismique et, s'il y a lieu, d'une part tenir compte des conditions de champ très proche dans le calcul du mouvement du sol associé au séisme de référence, d'autre part aborder le problème de l'éventualité d'une rupture se propageant jusqu'en surface du sol (validité de cette hypothèse, localisation et quantification des déformations prévisibles en résultant). En première analyse, ces sites justifient de la prise en compte d'une marge de sécurité supplémentaire.

Enfin, pour les sites dont le SMHV fixé par les séismes de référence associés aux structures sismogènes de la Provence occidentale ne dépasse pas l'intensité VI, il convient de considérer également un SMHV plus lointain, associé au déplacement de 1'epicentre du séisme Ligure du 23 février 1887 (intensité épicentrale X) en limite occidentale de l'unité sismotectonique de la Zone Ligure. Par exemple, pour les sites se trouvant à l'Est du système de failles de la Durance, ce séisme de référence est ainsi ramené à environ 150 à 160 km et définit un SMHV d'intensité VI, au contenu spectral sensiblement enrichi dans les basses fréquences.

En guise de récapitulatif, le tableau 5 donne, uniquement sous forme d'intensité, les niveaux SMHV et SMS fixés sur chaque site.

Al-37

PRINCIPALES REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES

ARTHAUD F., OGIER M., SEGURET M., 1981 - Géologie et géophysique du golfe du Lion et de sa bordure nord. Bull. BRGM, 2ème série, section I, n°3, 1980/81, pp. 175-183.

COMBES P., 1984C - La tectonique récente de la Provence occidentale : microtectonique, caractéristiques dynamiques et cinématiques ; méthodologie de zonation tectonique et relations avec la sismicité. Thèse de doctorat de 3ème cycle, Université Louis Pasteur, Strasbourg, Janvier 1984.

GODEFROY P., THIRION S., LAMBERT J., CADIOT B., 1980 - Informatisation du patrimoine de sismicité historique de la France. Bull. BRGM, 2ème série, section IV, n°2, pp. 139-145.

LEVRET A., LOUP C , GOULA X., 1986A - The Provence earthquake of lltH

June 1909 (France) ; a new assessment of near field effects. Proc. of the 8 t h European Conference on Earthquake engineering, Lisbon.

MENARD G., 1979 - Relations entre structures profondes et structures superficielles dans le Sud-Est de la France. Essai d'utilisation des données géophysiques, Thèse de doctorat de spécialité, Université de Grenoble, Janv. 1979, 177 p.

SAURET B., TERRIER M., 1988 - Contribution à l'étude néotectonique de la région nord-orientale de la Crau et de la Basse Durance ; application au plan d'exposition aux risques de Salon-de-Provence. Rapport BRGM 88 SGN 313 GEG, Marseille, Avril 1988, 55 p.

TERRIER M., 1990 - Néotectonique de la Provence occidentale vers une analyse multicritères des déformations récentes et application à la classification des structures sismogènes. Thèse de l'Université de Provence (à paraître).

TERRIER M., GERAUD Y., 1988 - Contribution à la connaisance néotectonique de la Provence ; apports de la télédétection, des nivellements, de la microtectonique. Rapport BRGM 88 SGN 388 GEG, Marseille, Mai 1988, 103 p.

Al-38

A2-1

Annexe 2 : EVALUATION DES SPECTRES DE REPONSE ELASTIQUES

EXEMPLE Dû SITE DE LAVERA

P. MOUROUX (1)

1. PRESENTATION DU PROBLEME

1.1. Paramètres du mouvement sismique

Comme indiqué au paragraphe 2.1.1., lorsqu'une onde sismique arrive à la surface du sol, elle engendre un "mouvement sismique" dans les 3 directions, qui peut être mesuré au moyen d'un "accéléromètre".

Si la croûte terrestre était un matériau homogène, les ondes sismiques émises sur la faille sismogène se propageraient jusqu'à la surface sans subir d'autres modifications que celles dues à l'atténuation anélastique, et s'y réfléchiraient totalement, générant donc en surface des mouvements vibratoires dont l'amplitude dépendrait seulement de la distance source-site (et du processus de rupture sur la faille). En réalité, cette croûte est composée de diverses formations géologiques, parfois très contrastées et/ou très tourmentées, et tout particulièrement à la surface. Cela induit pour les ondes sismiques de multiples réflexions, réfractions, transformations, ... et, par voie de conséquence, des mouvements sismiques notablement modifiés par ces conditions locales de surface.

Cette influence des conditions de site est connue depuis très longtemps ; par exemple, l'observation détaillée de la répartition des dommages, lors du séisme de San Francisco de 1906, fait apparaître des variations locales d'intensité imputables à ces seules modifications locales du signal vibratoire, de plus de deux degrés (échelle MSK).

Cette conclusion est aussi valable pour le séisme de Lámbese de 1909. Les derniers exemples, peut être les plus marquant, sont ceux du séisme de Michoacan-Guerrero du 19.09.85, qui a produit beaucoup plus de dégâts à MEXICO, situé à 350 km de 1'epicentre mais sur un site extrême­ment défavorable, que sur la côte pacifique située au-dessus de la faille sismogène, ainsi que celui de Loma Prieta (Californie) du 17.10.89, où l'on a observé des amplifications importantes sur des alluvions sablo-graveleuses et vasardes par rapport au rocher, autour de la Baie de SAN FRANCISCO.

(lj Bureau de recherches géologiques et Minières - Service risque et génie sisaiques -Marseille.

A2-2

Le mouvement sismique dépend en fait de très nombreux paramètres liés (voir figure 2.1).

• LA SOURCE SISMIQUE, entre autres :

. La magnitude M du séisme,

. La nature de la faille, origine du séisme (mécanisme en faille normale, inverse, décrochante, etc.),

. L'inclinaison du plan de faille.

• LE TRAJET SOURCE-SITE, en particulier :

. La distance R de la source au site,

. La nature géomécanique et géométrique des roches tra­versées par les ondes sismiques.

• LE SITE LUI-MEME :

. Sa topographie : les buttes, les rebords de pente, les vallées, etc. pourront amplifier ou réduire le mouvement sismique que l'on obtiendrait sur un site horizontal.

. Géologie - Géotechnique : la nature géologique des différentes couches de sol, leur géométrie (épaisseur -inclinaison) ; leur comportement dynamique pourront également modifier le mouvement sismique (temporel ou fréquentiel). Le meilleur exemple est encore MEXICO (1985).

1.2. Evaluation des spectres de réponse élastique pour un site donné

Dans la pratique actuelle, celle qui est préconisée dans les règles fondamentales de sûreté RFS I-2c applicables aux centrales nucléaires, on détermine les spectres SMS à partir des spectres SMHV (§ 2.3 et 2.4), qui sont eux-mêmes évalués à partir de la connaissance de la magnitude, la distance focale et l'intensité sur le site. 2 cas peuvent se présenter :

1) La distance focale est supérieure à 10 km : "séismes lointains"

On déduit les spectres SMS en multipliant les spectres SMHV par des facteurs de majoration k, fonction de la fréquence, justifiés pour chaque site par des études sur les rapports qui existent entre spectres correspondant à des séismes d'intensités respectivement égales à celles des SMHV et des SMS.

Si les données sont insuffisantes, on prend k = 2 , ce qui est pénalisant seulement pour les hautes fréquences (> 1.5 Hz) dans un rapport qui n'excède pas 1.4.

A2-3

2) La distance focale est inférieure à 10 km : "séismes proches"

Les données d'enregistrement ne sont pas assez nombreuses pour utiliser les méthodes précédentes. On utilise alors un spectre standard, riche en hautes fréquences, et une relation entre intensité et accélération.

Cette démarche ne fait pas intervenir les conditions de sol en particulier parce que les centrales nucléaires sont généralement situées sur des bons sols de fondation (rocher, alluvions graveleuses ou éventuellement traitées).

Hors, pour certains sites d'installation industrielles, les sols sous-jacents peuvent présenter des caractéristiques géométriques et mécaniques très différentes des conditions moyennes à bonnes des sites de centrales nucléaires.

Pour ce type de site, il n'est pas normal d'adopter les spectres moyens obtenus à partir de la règle RFS I-2c, compte tenu par ailleurs de ce qui vient d'être proposé dans les Recommandations AFPS 90* où des spectres sont donnés pour 4 types de site Sa, Si, S2, S3 (§ 5.4 et 6.5). Finalement, il parait donc indispensable de rechercher des "spectres tenant compte des conditions spécifiques de site".

Par ailleurs, la démarche utilisée dans la RFS I-2c est basée sur une analyse statistique des spectres par classe d'intensité, dont les corrélations sont moins acceptables dès que cette intensité est supérieure à VII-VTII.

Il parait donc normal de compléter l'analyse statistique par d'autres méthodes basées surtout sur la connaissance physique de la source et le trajet, comme la méthode spectrale (B00RE, 1983 ; BERNARD, 1987) qui permet de simuler des accélérogrammes synthétiques sur un rocher horizontal de caractéristiques moyennes. D'où la possibilité d'obtenir des spectres au "rocher horizontal" pour une large gamme de magnitude (4 à 8) et de distance focale (3 à 200 km).

Les conditions de site peuvent alors être prises en compte en utilisant :

• Les accélérogrammes synthétiques obtenus soit par la méthode spectrale (directement), soit par l'analyse statistique (à partir des spectres de référence).

* Presses de l'Ecole Nationale des Ponts et Chaussées, 1990.

A2-4

• Des modélisations dont le choix dépendra du niveau d'accélération maximale et des informations géotechniques sur les sols composant le site (Modèles linéaires, linéaires équivalents, élasto-plastiques, etc, qui peuvent être mono- ou bidimensionnels (si la topographie a une influence).

Finalement, pour un site donné, les spectres déterminer sont les suivants :

de références à

SPECTRES DE REFERENCE-

(1). SPECTRES ELASTIQUES HORIZONTAUX "S.M.S"*, POUR LES SEISMES PROCHES (R < 10 km)

• AU "ROCHER HORIZONTAL" • AVEC "CONDITIONS DE SITE"

(2) SPECTRES ELASTIQUES HORIZONTAUX S.M.H.V. et S.M.S. POUR LES SEISMES LOINTAINS (R > 10 km)

• AU "ROCHER HORIZONTAL" • AVEC "CONDITIONS DE SITE"

Pour les spectres verticaux, on considérera forfaitairement un mouvement vertical égal à 70% du mouvement horizontal, en suivant les Recommandations AFPS 90 (§ 5.13).

Enfin, il pourra être nécessaire de déterminer des accélérogrammes adaptés aux spectres de référence ainsi qu'à la durée des séismes de référence ci-dessus, pour les calculs non linéaires. La procédure proposée dans les Recommandations AFPS 90 (§ 5,7) pourra, par exemple, être utilisée.

2. EVALUATION DES SPECTRES DE REPONSE ELASTIQUES HORIZONTAUX POUR LE SITE DE LAVERA

2.1. Séismes de référence

Les séismes de référence ont été sélectionnés à partir de l'étude globale d'aléa sismique régionale sur l'ensemble de la Provence occidentale, par le BRGM, le CEA et le Canal de Provence (voir Annexe Al, 2ème partie).

Il en ressort que, pour le site de LAVERA, les accidents sur lesquels peuvent se produire les séismes conduisant aux effets maximaux (séismes de référence) sont les suivants (voir figure 5, Annexe 1, 2ème partie) :

Ces spectres seront appelés "SNS" par soucis d'homogénéité avec les spectres de "séismes lointains", mais cela n'apparaît pas explicitement dans la règle RFS I-2c (§ 2.4).

A2-5

(1) SEISMES PROCHES :

- Faille de Salon-Cavaillon, à l'Ouest du site.

- Faille de la Nerthe, au Sud du site.

(2) SEISMES LOINTAINS

- Faille de la Fare, au Nord du Site.

Les séismes de référence et leurs paramètres associés sont présentés sur le tableau suivant :

SEISMES DE REFERENCE

PARAMETRES

Source sismique associée

Séisme de référence

Epicentre

Intensité epicentrale : I„

Magnitude : M

Profondeur focale : h

S.N.H.V. - Distance focale

liniaale au site : R

- Intensité : IsMHV

SEISMES PROCHES

SALON-CAVAILLON

12 juillet 1763

près de CAVAILLON

VII

4.7

3 à 5 ki

8 km

VI

LA NERTHE

15 décembre 1846

près de GEMENOS

VI

4.4

2 ko

3 k«

VI

SEISME LOINTAIN

LA FARE

11 juin 1902

près de LANBESC -ST CANNAT

IX

5.9

3 à 5 kn

20 kn

VI-VII

2.2. Détermination des spectres horizontaux de référence des SMHV et SMS, au "rocher horizontal affleurant"

La majeure partie du site de LAVERA est située sur le rocher (carte géologique d'ISTRES à 1:50000) : calcaires du Crétacé inférieur (Barrémien), calcaires, marnes et grès du Crétacé supérieur (Cénomanien, Turonien et Santonien), calcaire du Miocène (Burdigalien).

Seule la zone du port pétrolier est située sur des remblais de qualité diverse et pourrait donc conduire à des spectres de référence de nature différente.

A2-6

Les spectres présentés ci-après sont donnés au "rocher horizontal affleurant".

2.2.1. Séismes proches

Les "spectres SMS" correspondant aux séismes proches ont été évalués à partir de la règle RFS I-2c, en considérant une intensité de référence de VI-VII sur les 2 failles de Salon-Cavaillon et de La Nerthe, pour tenir compte des incertitudes concernant en particulier les atténuations à partir du premier accident.

A cette intensité correspond une accélération de calage, à période nulle, égale à 0.20 g.

D'où le tableau suivant, donnant les valeurs d'accélération et de vitesse spectrale pour un amortissement de 5% :

Fréquence (Hz)

Accélération spectrale

(9)

Vitesse spectrale ( M / S )

1

0.070

11.15

2

0.180

14.32

5

0.420

13.37

8

0.640

12.73

10

0.60

9.54

20

0.30

2.40

i 30

0.20

1.06

Le spectre de référence corespondant aux séismes proches est présenté sur la figure A2-1, pour des amortissements 2, 5, 10 et 20%*.

2.2.2. Séismes lointains

2.2.2.1. Méthodes et paramètres utilisés

Pour la détermination des spectres élastiques horizontaux SMHV et SMS, nous avons considéré les méthodes suivantes :

• Méthode de la RFS I-2c

Pour le séisme lié à la faille de la Fare (M = 5.9, R = 20 km), l'intensité proposée (I = VI-VII) ne correspond pas au couple magnitude-distance précédent, compte tenu d'une atténuation plus importante reconnue en direction du site lors du séisme de référence de 1909.

D'après A. LEVRET et B. H0HAHHADI0UN, 1984, "Déternination of seisnic reference •otion for nuclear sites in France", Engineering Geology, 20, 25-38, Elsevier, Ansterdan.

A2-7

Figure A2-1

SITE DE LAVERA

SPECTRE DE REPONSE

ELASTIQUE HORIZONTAL

DU "SMS" AU "ROCHER HORIZONTAL"

SEISME PROCHE

A2-8

Nous avons donc déterminé les spectres pour les 3 couples suivants:

• M = 5.9, R = 2 0 k m qui correspondrait plutôt à une intensité de VII-VIII, dans la corrélation donnée dans la règle RFS I-2c.

• M = 5.9, R = 37 km (I = VI-VII).

• M = 5,3, R = 20 km (I = VI-VII).

• Méthode PETROVSKI, avec les mêmes couples que ci-dessus.

• Méthode spectrale de BOORE (1983) et P. BERNARD (1987 et 1988), en utilisant statistiquement 11 accélérogrammes calculés et leurs spectres de réponse élastiques horizontaux correspondants, en considérant une répartition gaussienne de la magnitude avec un écart-type oM = 0.2, pour le couple de paramètres suivants (méthode ANDERSON) :

• M = 5.9, R = 20 km, Qt = 300, K = 0.04, fE = 4 Hz.

2.2.2.2. Choix du spectre SMHV au "rocher horizontal affleurant"

La comparaison de ces différentes méthodes a conduit à retenir le spectre SMHV au "rocher horizontal affleurant" pour un amortissement de 5%, comme indiqué sur la figure A2.2. Les spectres à 2, 10 et 20% sont également représentés : ils ont été obtenu en adoptant des coefficients de passage, adaptés de ceux indiquées par NEWMARK et al (1976) ou proposés dans les recommandations AFPS 90.

2.2.2.3. Choix du spectre SMS

Les spectres SMS ont été obtenus directement à partir du spectre SMHV à 5% d'amortissement, en utilisant des facteurs de majoration k, fonction de la fréquence, correspondant aux rapports existant entre spectres correspondant à des séismes d'intensités respectivement égale à VI-VII et VII-VIII. Pour une distance focale de l'ordre de 20 km, ces rapports sont les suivants :

Fréquence (Hz)

Coefficient k

0.1

2.00

0.2

2.95

0.5

2.75

1.0

2.34

2.0

1.86

5.0

1.62

10.0 j 20.0

1.55 | 1.60

25.0

1.60

Cette procédure a finalement conduit à adopter les spectres S.M.S. présentés sur la figure A2.3, pour les amortissements 2, 5, 10 et 20%.

A2-9

Remarque : 1) Spectres de réponse élastique verticaux : on considérera forfaitairement un mouvement vertical égal à 70% du mouvement horizontal.

2) Pour des conditions de site différentes des conditions au "rocher horizontal affleurant", des études spécifiques sont nécessaires (en particulier dans la zone du port de LAVERA).

A2-10

Figure A2-2

SITE DE LAVERA

SPECTRE DE REPONSE

ELASTIQUE HORIZONTAL

DU SMHV

AU "ROCHER HORIZONTAL

SEISME LOINTAIN

Aü-il

Figure A2-3

SITE DE LAVERA

SPECTRE DE REPONSE

ELASTIQUE HORIZONTAL

DU SMS

AU "ROCHER HORIZONTAL"

SEISME LOINTAIN

0.1 1. 10. 100.

FREQUENCE (Hz]

A2-12

A3-1

Annexe 3 : EXEMPLE DE CALCUL D'UN RESERVOIR SPHERIQÜE PAR LA METHODE SIMPLIFIEE

Les données constituant l'exemple ont été fournies gracieusement par la Société BUTAGAZ.

On considère le réservoir sphérique dont le schéma est représenté sur la fig. A.3.1.

Données numériques

Sphère

diamètre intérieur : d = 9,906 m

diamètre extérieur : D = 9,956 m

hauteur du centre de gravité au-dessus de la fondation : H = 7,48 m

masse de la structure compris raccords et poteaux pour moitié de leur masse (4400/2 = 2200 kg) :

- sphère vide :

• sans poteaux Mi = 72000 kg

• avec poteaux M = 74000 kg

- sphère pleine à 85% :

• sans poteaux M! = 72000 + 215900 = 287900 kg • avec poteaux M = 287000 + 2200 = 290100 kg

Poteaux

diamètre extérieur : 0,50 m

épaisseur de la paroi : 7 mm aire de la section : A = jn (0,5= - 0,486a) = 0,01084 m2

4

moment d'inertie quadratique

I = _n (0,5* - 0,486*) = 329,4 x 10~ô m* 64

module de flexion

Z = JL = 329,4.10-& = 131,8.10-5 m3

v 0,25

longueur libre : (LP) = 6,48 m

A3-2

segment a = 6,48 x 2 = 4,32 m 3

segment b = 6,48 = 2,16 m 3

Tirants

- diamètre : d = 0,03 m - section : S = 0,00071 m2

- section réduite : S r = 0,73 S = 0,00052 m2

- longueur libre : (LT) = 7,70 m

Caractéristiques de 1'acier des poteaux et des tirants

- module d'élasticité : E = 2,1.10s MPa - limite élastique : f«. = 263 MPa - contrainte de rupture : fr = 444 MPa

Le réservoir est supposé soumis au séisme SMHV défini par la fig. A.3.2, aussi bien dans la direction horizontale que dans la direction verticale. L'amortissement visqueux équivalent est pris, dans les deux cas, égal à 2%.

Le calcul se conduit de la façon suivante, par référence à la méthode de calcul exposée au § 3.6.2.1.

Calcul simplifié

Raideur horizontale des poteaux

D'après la formule (3) avec (NP) = 8, (RP) = 12,20.106 N/m

Raideur horizontale des tirants

D'après la formule (6) en supposant (NT) = 2 et cos <fr = 0,0039

(RT) = 14,12.10s N/m

Raideur totale

D'après la formule (2), (RX) = (RP) + (RT) = 26,32.106 N/m

Masse "sismique"

On considère la sphère pleine à 85%, d'où :

M = 290100 kg

A3-3

Vue en plan

/

0

I © 1

/

Vue en élévation

Figure A.3.1. - Schéma du réservoir

/

A3-4

SPECTRE DE REPONSE ELASTIQUE HORIZONTAL

"AU ROCHER HORIZONTAL AFFLEURANT"

DU SMHV

10 100 FREQUENCE(Hx)

Figure A.3.2. - Spectre de réponse de calcul

A3-5

Fréquence propre horizontale

D'après la formule (1), (NX) = 1,52 Hz

La valeur exacte obtenue par un calcul à 3 degrés de liberté est de 1,50 Hz, soit une valeur approchée par excès à 1%.

Raideur verticale des poteaux

D'après la formule (8), (RZ) = 2810.10* N/m

Fréquence propre verticale

D'après la formule (7), (NZ) = 15,66 Hz

Le calcul à 3 degrés de liberté donne 15,96 Hz, soit une valeur approchée par défaut à 2%.

Accélérations spectrales

On lit sur le spectre de réponse de la figure A.3.2. les accélérations spectrales horizontale et verticale respectivement en fonction des fréquences propres (NX) et (NZ) avec un amortissement de 2%. On trouve :

(AH) = 0,24 g (AV) = 0,39 g

Accélérations de calcul

- horizontalement, d'après (9) - verticalement, d'après (10)

(AHR) = 0,26 g (AVR) = 0,16 g.

Effort tranchant dans un poteau

D'après (12), avec a = 1,15 et g = 9,81 m/sa :

V = 106365 N

La valeur trouvée par l'étude à 3 degrés de liberté est de 104846N, soit une valeur approchée par excès à 1,4%.

Moments fléchissants dans un poteau (fig.A.3.3.)

(MT)

Fig. A.3.3. - Moments dans les poteaux

A3-6

D'après (12) et (13) :

a = 4,32 m b = 2,16 m (MT) = 459497 N.m

(MB) = - 229748 N.m

Contraintes normales dans les poteaux

Contrainte statique :

d'après (19), c» = 32,8 MPa

Contrainte maximale :

d'après (18) avec M = (MT), d = 387 MPa

Contrainte minimale :

d'après (18) avec M = (MT), c2 = - 321 MPa

Contrainte maximale de cisaillement dans un poteau

D'après (20) : T = 13,1 MPa < 0,65 f= Le calcul à trois degrés de liberté donnait respectivement pour Ci

et c2 382 et - 316 MPa, soit une valeur approchée par excès à 1,4% pour les contraintes normales dans les poteaux. Les valeurs des contraintes de cisaillement sont similaires pour les deux méthodes.

On observe que la limite élastique (263 MPa) est excédée pour Ci de 47% sans que la contrainte de rupture (444 MPa) ne soit atteinte. Il faut toutefois rappeler qu'une des hypothèses de calcul indiquées au § 3.6.2.1. était que le matériau travaillait uniquement dans le domaine élastique. Nous avons effectivement réalisé un calcul purement élastique, mais qui fait apparaître un travail de l'acier dans le domaine plastique. On considérera donc, dans le cas présent, que l'acier a une "certaine" probabilité de travailler dans le domaine plastique et que la structure a la même probabilité de rester déformée de façon permanente. Cette probabilité ne peut être considérée comme négligeable du fait que le calcul approché indique que la limite élastique est excédée de 47% et la limite de rupture approchée à 87%.

Contrainte normale dans les tirants

L'allongement d'un tirant s'écrira (d'après 22) :

(UZ) = 0,017 m

et la contrainte de traction (formule 23) avec c± = 15 MPa et (S/Sr) = 1,365

c = 644 MPa

A3-7

La valeur trouvée par l'étude à trois degrés de liberté était de 677 MPa, soit une valeur approchée par défaut à 5,1%.

La contrainte de rupture (444 MPa) est excédée de 45%. Avec les mêmes restrictions que pour les poteaux, on peut affirmer que les tirants seraient rompus sous l'action du séisme envisagé.

Calcul simplifié d'un réservoir sur appuis parasismiques

Dans cet exemple, chaque poteau repose sur un appui parasismique de 300 mm de diamètre extérieur, constitué de 8 couches de caoutchouc de 7 mm d'épaisseur. Le diamètre des plaques intermédiaires est de 296 mm et leur épaisseur de 2 mm ; les appuis sont terminés par deux plaques d'extrémité de 12 mm d'épaisseur. Le module de cisaillement du caoutchouc est de 0,4 MPa. Les différents paramètres ont donc les valeurs suivantes :

(NI) = 8 ; G = 0,4 MPa ; (EPC) = 0,007 ; (LC) = 8 x 0,007 = 0,056 m

(AN) = ir x 0,32/4 = 0,0707 m2 ; d = 0,07 + 0,002 = 0,009 m

(LI) = (8 x 0,007) + (7 x 0,002) + (2 x 0,012) = 0,094 m

n - 0,296/0,300 = 0,987 ; S = 0,296/(4 x 0,007) = 10,571

D'après (25) et (26) avec (RP) + (RT) = 26,32.10e N/m :

(RI) = 4,04.10e N/m (RX) = 3,50.10e N/m

D'après (1), avec M = 290100 kg :

(NX) = 0,55 Hz.

Vérification des appuis

L'accélération lue sur le spectre de réponse pour la valeur de (NX) avec un amortissement supposé égal à 5% est :

(AS) = 0,037 g

et le déplacement au niveau des appuis vaut, d'après (29) :

U2 = 0,03 m

La charge critique d'un appui est calculée d'après (27) :

(PCR) = 1,327.10e N

et le facteur de charge, d'après (28) :

$ = 0,268

A3-8

Le déplacement admissible au niveau des appuis se calcule d'après (30) :

U2 = 0,036 m

Vérification de la stabilité, suivant (31) :

on a bien U2 < U2

Vérification des poteaux

L'accélération horizontale s'écrit, d'après (33)

(AH) = 1,15 (AS) = 0,043 g

et d'après (10) :

(AHR) = 1,077 (AH) = 0,046 g

soit un rapport de 0,26/0,046 = 5,67 entre l'accélération horizontale de calcul sans et avec système d'isolation.

- Effort tranchant et moments fléchissants dans un poteau

D'après (34) :

U! = 1,15 U2 = 0,035 m

D'après (35) et (36), avec a = 1,15, (RP) = 12,20.10& N/m et (LP) = 6,48 m :

V = 8769 N (MT) = (MB) = 28411 N

Les contraintes dans les poteaux en résultent, d'après (18 à (20), avec la même contrainte statique cs = 32,8 MPa et (AVR) = 0,16 g :

d = 59,6 MPa, c2 = 6 MPa T =1,1 MPa

On a bien Ci < f=, c2 < f= et T < 0,65 f«.

Vérification des tirants

D'après (37) et (23) :

(UZ) = 0,003 m c = 127 MPa < f«=

A3-9

Conclusion

L'exemple d'utilisation d'appuis parasismiques permet de dégager les conclusions suivantes :

1 - On remarque que, non seulement la limite élastique dans les poteaux et les tirants n'est pas dépassée, mais que la contrainte normale maximale (127 MPa dans les tirants) ne représente que 48% de cette limite. Les poteaux sont, en outre, entièrement comprimés, puisque la contrainte minimale reste positive (6 MPa).

2 - L'adoption d'un système d'isolation à la base résout un certain nombre de problèmes, notamment :

- le problème de la déformation permanente des poteaux ou même de leur rupture qui est évitée du fait de la diminution du moment de renversement.

- le problème de la rupture des tirants qui ne subissent plus que des efforts modérés du fait de la translation d'ensemble de la structure.

A3-10

A4-1

Annexe 4 : EXEMPLE DE CALCUL D'UN RESERVOIR CYLINDRIQUE A FOND PLAT PAR LA METHODE SIMPLIFIEE

Les données constituant l'exemple ont été fournies gracieusement par la Société BP CHEMICALS.

On considère le réservoir de la figure 3.23.

Données numériques

R = 8,00 m em = 0,009 m p = 800 kg/m3

v = 0,30 pa = 0,098885 MPa

; H eb E g (AV)

Limite élastique de l'acier : f«. Limite de rupture : fr

Calcul pseudo-statique

D'après (38) : pD = 0,118662 MPa. D'après (39) : ß = 4,790 irr1.

Suivant (40) et (41) :

(VA) = 24773 N (MA) = - 2586 N.m

Contraintes de flexion et de cisaillement maximum sur la paroi :

d'après (42) : Cx = + 107,7 MPa, d'après (43) : Xi = 3,1 MPa.

Contrainte de compression sur la paroi :

selon (44) : b = 0,295 m, selon (45) : Ncl = 17180 N, selon (46) : c2 = 1,4 MPa.

Contrainte de traction tangentielle sur la paroi :

d'après (47) : Ntl = 949296 N, d'après (48) : Ctl = 79,1 MPa.

12,60 m. 0,012 m. 2,1.10s MPa. 9,81 m/s2. 0,2 g.

263 MPa 444 MPa.

A4-2

Calcul dynamique

Le spectre de réponse de la fig. A.3.2 correspond à une accélération horizontale maximale du sol de 0,2 g. D'où :

a = 0,2 g

Les calculs préliminaires

R = 0,635 ; H = 1,575 H R

th (/3 R/H) = 0,8004 ;

sh(l,837 H/R) = 9,0001 ; ch(l,837 H/R) = 9,0555

th(l,837 H/R) = 0,9939.

La masse du réservoir vide est :

M,- = 84 290 kg

et la masse du liquide :

M = p 7T R2 H = 2 026 704 kg

D'après (49): M0/M = 0,728

Ma = 1 475 080 kg

D'après (50): Mi/M = 0,244

Mx = 494 273 kg

et (51): K„ = 1 105 851 N/m

La fréquence propre s'écrit suivant (53) :

Ni = 0,24 Hz L'accélération spectrale horizontale correspondante lue sur le

spectre de réponse de la fig. A.3.2 avec un amortissement de 5% est de 0,007 g ; pour obtenir l'accélération correspondante à un amortissement de 0,5%, il faut multiplier l'accélération à 5% par un facteur égal à (0,05/0,005)°-* = 2,512.

D'où :

(ASK = 0,007 x 2,512 = 0,018 g

et d'après (55) :

(DSK = 0,078 m

A4-3

Amplitude verticale de la vague

Formules (56) à (58) :

q = 1,825 n = 1,298 W = 0,10 m

Efforts tranchants à la base de la paroi

d'après (60) à (62) :

F0 = 3,059.10* N Fi = 0,087.10e N V = F0 + Fa = 3,146.10* N T2 = 7,0 MPa

Il est important de connaître les contraintes normales maximales à la base de la paroi dans la direction du séisme, car c'est en cet endroit que le risque de cloquage est le plus grand. Il faut donc tenir compte de la pression sur le fond, aussi bien que de la pression sur la paroi et prendre, dans les formules (63) et (64) : a = 1,33 et 6 = 2 pour calculer le moment de renversement.

Moment de reenversement

D'après (63) et (64) avec H = 12,60 m :

H0 = 7,08 m Hi = 9,19 m

Suivant (65) et (66) :

(MR) = 22,457.106 N.m c3 = ± 9,3 MPa

Pression dynamique sur le fond

D'après (67) : pb = 0,014 MPa

Contrainte de compression dans la paroi

D'après (68) et (69) : Nc2 = 32 138 N cA = 2,7 MPa

Contrainte de traction tangentielle

D'après (70) et (71) : Nt2 = 110 187 N ct2 = 9,2 MPa

A4-4

Contraintes résultantes (pseudo-statiques + dynamiques)

d'après (72) : c = 107,7 + 1,4 + 9,3 + 2,7 = 121,1 MPa d'après (73) : ct = 79,1 + 9,2 = 88,3 MPa et d'après (74) : T = 3,1 + 7,0 = 10,1 MPa

Résistance des ancrages

Supposons que le réservoir soit ancré sur le radier en béton par 8 boulons de 20 mm de diamètre et 500 mm de longueur placés sur un rayon de 8,04 m. Le diamètre résistant d'un boulon de 20 mm est de 17,66 mm ; les données s'écrivent donc :

<t> = 0,01766 ; S = TI <f>a/4 = 244 947.10~9 m2 ;

N = 8 ; (RA) = 8,04 m ; 1 = 0,50 m.

Tous les boulons ayant le même diamètre, la formule (75) se simplifie :

F. = (MR) (RA) EN - 1 cos2 (2 Tii/N)

A — O

2 Ti/N = 0,785 et I7 cos2 (2 Tii/N) = 4,00 ; d'où : i S O

F. = 698 290 N

La contrainte de traction dans l'acier d'un boulon et la contrainte d'adhérence au niveau du scellement s'écrivent respectivement, d'après (76) et (77) :

c. = 3849 MPa T. = 34,0 MPa

On constate des contraintes extrêmement fortes, très supérieures aux valeurs limites indiquées en (78) ; (fe = 263 MPa pour l'acier doux). Les boulons seraient, en fait, complètement descellés et on se retrouverait dans une situation analogue à celle de la fig.3.6, en admettant cependant que les contraintes excessives sur les boulons ne détériorent pas le réservoir aux points de liaison.

A4-5

Supposons maintenant que l'on ajoute 40 boulons de diamètre 40 mm, de 500 mm de longueur d'ancrage et placés à raison de 5 boulons entre les boulons de diamètre 20 mm de la solution précédente. On a cette fois, pour les boulons de diamètre 40 mm :

<J> = 0,03532 m S = 979 786.10"9 m2 1 » 0,50 m

( et S restent inchangés pour les boulons de 20 mm. Par ailleurs :

N = 48 21T/N = 0,1309 rad (7,5°) et

P*-1 S± eos2 (2TTÍ/N) = 0,0187 m2

D'après (75), pour un boulon de diamètre 20 mm

Fs = 36 511 N

et d'après (76) et (77) :

c. = 201,2 MPa T. = 1,6 MPa

Ces contraintes satisfont toutes deux aux conditions (78), avec des boulons en acier doux pour lequel fc = 263 MPa.

Réservoir non ancré

Supposons maintenant que le réservoir ne soit pas ancré ou qu'il le soit insuffisamment (avec les 8 boulons de 20 mm par exemple). La charge représentée par les masses accélérées du liquide et du réservoir reposant en un point s'écrira, d'après (79) avec (AV) = 0,2 g :

p = 24 850 621 N

et les contraintes de compression et de cisaillement sont, d'après (82) et (83), en supposant un angle de basculement de 4° :

cN = 1033 MPa cT = 108 MPa

A4-6

La valeur de la contrainte normale est très supérieure à la contrainte de rupture de l'acier doux (444 MPa). On aboutit à une rupture de la paroi par cloquage et à l'écoulement du liquide à l'extérieur du réservoir.

Calcul simplifié d'un réservoir sur appuis parasismiques

Dans cet exemple, le réservoir repose sur 22 appuis de 500 mm de diamètre comportant chacun 8 couches d'élastomère de 12 mm d'épaisseur ; le diamètre des plaques intermédiaires est de 494 mm et leur épaisseur de 3 mm ;les appuis sont terminés par deux plaques d'extrémité de 16 mm d'épaisseur ; le module de cisaillement du caoutchouc est de 0,4 MPa. Les paramètres du système d'isolation s'écrivent :

(NI) = 22 ; (LC) = 8 x 0,012 = 0,096 m

(AN) = 0,1963 m3

et d'après (25) :

(RI) = 17 998 708 N/m

On a toujours :

(KS) = 1 105 851 N/m

et M0 = 1 475 080 kg Mi = 494 273 kg M*. = 84 290 kg

d'où : M2 = M0 + Mr = 1 559 370 kg.

Les deux fréquences propres s'écrivent, d'après (85) :

Ni = 0,24 Hz N2 = 0,56 Hz

Les accélérations spectrales correspondantes sont, en admettant le spectre de réponse de la fig. A.3.2, avec un amortissement de 0,5% pour le premier mode et de 5% pour le second :

(AS)! = 0,007 g (AS)2 = 0,04 g

Les déplacements spectraux en résultent d'après (86) :

Ux = 0,030 m U2 = 0,032 m

A4-7

Les secondes composantes des 2 premiers modes d'oscillation et les facteurs de participation ont pour valeur, selon (87) :

Xi = 0,070 X2 = - 4,444 Yi = 1,202 Y2 = - 0,206

et les forces modales d'après (88) à (91) :

7er mode :

FX1 = 37 086 N F21 = 8 347 N Vi = F n + F2i = 45 433 N

2ème mode :

F12 = - 39 686 N F22 = 566 955 N V2 = F12 + F22 = 527 269 N

La combinaison quadratique des deux modes suivant (92) fournit comme valeur probable de l'effort tranchant à la base :

V = 529 223 N

On a toujours :

Ho = 7,08 m Hx = 9,19 m

Les moments à la base s'écrivent, d'après (93) :

1er mode :

Mx = 399 917 N.m

2ème mode :

M2 = 3 649 327 N.m

La combinaison quadratique des deux modes suivant (94) fournit le moment probable à la base :

(MR) = 3 671 174 N.m

On observe que les valeurs de l'effort tranchant et du moment à la base du réservoir sans appuis parasismiques sont reespectivement divisées par 5,9 et 6,1 lorsqu'on dispose un système d'isolation.

A4-8

La valeur de la contrainte de cisaillement T2 et celle de la contrainte de flexion c3 données par les formules (62) et (63) sont divisées par les mêmes facteurs. Les contraintes de compression et de traction tangentielle sont également plus faibles du fait de la diminution de la pression dynamique pb.

Voyons, pour terminer, l'influence du système d'isolation sur la résistance des ancrages.

Le moment de renversement étant divisé par 6,1, il en sera de même pour l'effort d'arrachement sur les ancrages, pour les contraintes de traction sur les boulons et la contrainte d'adhérence sur l'interface béton-acier. On obtient, dans le cas des 8 boulons <t> 20 :

- effort d'arrachement sur un boulon :

F. = 698 290/6,1 = 114 474 N

- contrainte de traction dans un boulon :

c. = 3849/6,1 = 631 MPa.

- contrainte d'adhérence :

t. = 34,0/6,1 = 5,6 MPa.

Les contraintes sont déjà beaucoup plus acceptables. Si on rajoute simplement 1 boulon <t 25 entre les ancrages existants, on obtient pour un boulon de 20 mm de diamètre :

E15 S± eos2 (2TIÍ/N) = 0,00251 m2

et :

F. = 44 679 N c. = 246 MPa T. =1,9 MPa

Ces valeurs satisfont aux inégalités (78), en supposant que les boulons sont en acier doux (f«. = 263 MPa).

Conclusion

L'utilisation d'un système d'isolation à la base diminue de façon substantielle les contraintes d'origine sismique dans le réservoir et donne une solution aisée au problème des ancrages.

A5-1

Annexe 5 : EXEMPLE DE CALCUL D'UN RESERVOIR CYLINDRIQUE A AXE HORIZONTAL POSE SUR BERCEAUX

Les données de l'exemple choisi, fournies par la Société Naphtachimie, sont les suivantes (fig. 3.30) :

- rayon extérieur du réservoir : R = 1,50 m - rayon intérieur du réservoir : 1,475 m - nombre de berceaux : N = 7 - distance d'axe en axe des berceaux : d = 3,125 m - distance d'axe en axe entre le premier et le dernier berceau :

(LX) = 18,75 m - dimensions des berceaux :

. longueur : a = 2,60 m

. longueur : b = 0,50 m

. hauteur moyenne : L = 1,62 m

- volume utile du réservoir : 170 000 ma

- masse du réservoir à vide : 50 000 kg - masse du liquide réservoir plein : 85 850 kg - masse totale du réservoir : M = 135 850 kg - masse des 7 berceaux : m = 36 855 kg - module de compression du béton : (EB) = 30 000 MPa

- coefficient de Poisson du béton : v = 0,15

Le spectre de calcul utilisé est celui de la fig. A.3.2 (Annexe 3).

Le calcul peut se conduire de la façon suivante :

Etude dans le sens longitudinal

Le moment d'inertie quadratique d'un berceau par rapport à l'axe principal parallèle à GY, s'écrit :

(IY) = ab3/12 = 0,027 mA

et d'après (95) et (96) :

(KX) = 571,6.10* N/m (NX) = 26,5 Hz

Le spectre de réponse donne :

(ASX) = 0,2 g

quel que soit l'amortissement.

A5-2

L'effort tranchant et le moment à la base d'un berceau s'écrivent, d'après (97) et (98).

(VX) = 43 242 N (MX) = 70 052 N

Les berceaux résistent très facilement aux contraintes de cisaillement et de flexion engendrées par ces efforts, à condition que le béton soit de bonne qualité et les armatures convenablement disposées, en particulier les cadrées horizontaux destinés à équilibrer l'effort tanchant.

Etude dans le sens transversal

Le moment d'inertie quadratique d'un berceau par rapport à l'axe principal parallèle à GX s'écrit :

(IX) = ba3/12 = 0,7323 mA

L'aire de la section horizontale a pour valeur :

A = ab = 1,30 m2

et :

rx2 = (IX)/A = 0,5633 m2

d'après (100) et (101) :

K = 0,842 n = 3,158

et suivant (99) et (102) :

(KY) = 3 858,3.10e N/m

(NY) = 66,6 Hz

La lecture du spectre de réponse donne :

(ASY) = 0,2 g

quel que soit l'amortissement.

Il est intéressant de comparer les résultats ci-dessus obtenus par la méthode simplifiée avec ceux que fournit une étude dynamique plus complète. Le réservoir a donc été modélisé comme un système à 7 degrés de liberté, à savoir un déplacement parallèle à GY au sommet de chaque berceau. La masse totale a été discrétisée en 7 masses égales chacune à (M + m/2)/7, soit 22 040 kg. La raideur d'un berceau au droit d'un noeud a été prise égale à la valeur de (KY) précédemment trrouvée ; la raideur du réservoir au droit d'un noeud a été calculée d'après :

A5-3

(KR) = 12 EI d3 (1 + 2n)

avec :

E = 210 000 MPa, module d'élasticité de l'acier ;

I = 0,2585 mA, moment d'inertie quadratique du réservoir ;

r2 = I/S = 1,1063 m2, carré du rayon de giration du réservoir.

Pour une section circulaire :

K = 6 (1 + v)/(7 + 6 v)

n est toujours donné par la relation (100) en remplaçant rx par r et L par d = 3,125 m.

On trouve finalement :

K = 0,886 n = 1,994

et (KR) = 4280,5.106 N/m

La figure A.5.1 donne les résultats de l'analyse modale obtenus par la méthode de Jacobi généralisée.

Le facteur de participation du mode j s'écrit ici :

l7 XAJ

Y, = i=î l7 X A J

2

±—i

Le premier mode est un mode rigide corespondant à une égale translation de tous les berceaux ; les autres modes sont, soit des modes antisymétriques dont les composantes s'annulent deux à deux, soit des modes symétriques dont la somme algébrique des composantes est nulle ; dans ces conditions :

Yi = 1

Yj = O pour j > 1

Seul le premier mode intervient et la méthode approchée est ainsi justifiée.

Nous revenons à (103) pour calculer la force de translation appliquée au sommet d'un berceau :

(FY) = 43 242 N

A5-4

Mode N°l N1=66,6 Hz Mode N°2 N2=73,5 Hz

Mode N°3 N3=90,2 Hz Mode N°4 N4=109,9 Hz

Mode H°5 N5=128,3 Hz Mode N°6 N6=142,y Hz

Mode N°7 N7 = 152,l Hz.

Figure A.5.1 - Fréquences propres et modes propres d'un réservoir à axe horizontal posé sur berceaux.

A5-5

La structure étant symétrique, on peut se contenter d'effectuer les calculs avec un exentricité de torsion accidentelle positive ; les formules (104), (105) et (107) fournissent les valeurs :

e = 0,94 m

(CY) = - 284 531 N.m

E„ (KX)„ Y,,2 + I„ (KY)„ X ,2 = 1085,6.109 N.m

cty = - 262.10-9

Du fait que les abscisses X± des berceaux sont positives d'un côté du centre de torsion et négatives de l'autre, les forces additionnelles de torsion accroissent d'un côté les forces de translation et les diminuent de l'autre côté.

La force additionnelle maximale est obtenue pour le premier berceau pour lequel X± = Xx = - 10,315 m et

(FCY)i = 10 431 N

L'effort tranchant sur le berceau n°l s'écrira, d'après (108) :

(VY)X = (FY) + (FCY)! = 53 673 N

et les moments, suivant (109) :

- au sommet : (MTY)i = 28 983 N.m - à la base : (MBY)i = - 57 967 N.m

Le berceau peut supporter aisément les contraintes engendrées par ces efforts avec les mêmes réserves que celles indiquées précédemment.

Renversement

Le moment de renversement est le même dans les deux directions horizontales, puisque (ASX) = (ASY) = 0,2 g ; il s'écrit, d'après (98) ou (110) :

(MRX) = (MRY) = 890 168 N

Etude dans le sens vertical

D'après (111) et (112) :

(KZ) = 2,40.1010 N/m (NZ) = 171,9 HZ

A5-6

Le même spectre de réponse donne :

(ASZ) = 0,2 g

quel que soit l'amortissement.

Vérification des fondations

Dans le cas du réservoir étudié, le système de fondations est constitué par 7 semelles en béton de mêmes dimensions en plan que les berceaux et d'une profondeur moyenne de 0,50 m.

La pression statique sur le sol s'écrit :

P. = (135 850 + 36 855) x 9,81/(7 x 2,60 x 0,50) = 0,19 MPa

Les pressions provenant de l'action du séisme sont multipliées par 1,35 conformément à ce qui a été dit au paragraphe 6.3.1.

Les pressions maximaless et minimales sur le sol s'écrivent, si on suppose une accélération verticale concomitante égale à 40% de l'accélération maximale, soit 0,4 x 0,2 = 0,08 g :

- dans le sens longitudinal :

Pi = P» + (0,08 x l,35p») + 6 (MRX) x 1,35 = 1,80 MPa 7 a b2

Pa = P» - (0,08 x l,35p«) - 6 (MRX) x 1,35 = - 1,41 MPa

7 a b2

- dans le sens transversal :

Pi = P» + (0,08 x 1,35p.) + 6 (MRY) x 1,35 = 0,52 MPa 7 b a2

Pa = P- - (0,08 x 1,35p.) - 6 (MRY) x 1,35 = - 0,14 MPa 7 b a2

Ces contraintes sur le sol sont excessives, les contraintes négatives indiquant, en outre, un soulèvement des semelles.Il en résulte une grande instabilité de la structure avec risque important de détérioration ou même de chute du réservoir. La solution pourrait consister, dans ce cas, à installer un radier recevant les sept berceaux et suffisamment rigide pour assurer une répartition homogène des pressions sur le sol.

Isolation parasismique

Supposons qu'on installe un système d'isolation constitués de 2 appuis de 200 mm de diamètre par berceau, soit 14 appuis au total, chaque appui étant constitué de 10 couches d'élastomère de 5 mm d'épaisseur. Le module de cisaillement est pris égal à 0,4 MPa.

A5-7

Les données sont les suivantes :

G = 0,4 Mpa (AN) = 0,0314 m2 (LC) = 0,10 m

La raideur horizontale d'un appui s'écrit, d'après (113) :

(KX) = 125 600 N/m

et la fréquence propre dans les deux directions horizontales :

(NX) = (NY) = 0,51 Hz

La lecture du spectre de réponse avec l'amortissement de 5%, propre aux appuis, donne maintenant :

(ASX) = (ASY) = 0,03 g

soit une division par 6,7 de la réponse en accélération obtenue sans isolation à la base.

Les pressions maximales et minimales deviennent avec (MRX) = (MRY)= 133 525 N.m :

- dans le sens longitudinal :

Pi = 0,45 MPa p2 = - 0,07 MPa

- dans le sens transversal :

P! =0,26 MPa p2 = 0,12 MPa

Ces contraintes sont admissibles sur du rocher et il n'y a plus de soulèvement des semelles, du fait de la disparition des contraintes négatives.

Conclusion

Le calcul d'un réservoir sur berceaux est dominé par le calcul des contraintes maximales et minimales sur le sol, lesquelles deviennent rapidement excessives du fait de l'importance des moments de renversement.

Une fondation en radier semble le type de fondations le plus approprié pour résister aux contraintes additionnelles. Par ailleurs, un système d'isolation à la base diminue fortement la réponse en accélération horizontale et les moments de renversement associés. Il en résulte un accroissement important de la stabilité et une diminution considérable du risque d'endommagement ou de chute du réservoir.

A5-8

Gl

GLOSSAIRE

Accélérogramme : Enregistrement de l'accélération du mouvement du sol en fonction du temps.

Accéléromètre ou accélérographe : Appareil permettant de mesurer l'accélération du mouvement du sol. A la différence du sismographe, il est utilisé pour enregistrer les mouvements de forte amplitude, qui se produisent près de 1'epicentre des séismes.

Aléa sismique : Possibilité pour un site de subir une secousse sismique de caractéristiques données. Peut être décrit selon une approche probabiliste ou déterministe et établi à l'échelle régionale et à l'échelle locale. Dans ce dernier cas, il inclut les effets de site et les effets induits (voir ces termes).

Amortissement (d'une structure en oscillation) : Phénomène de dissipation d'énergie sous forme de chaleur, ayant pour conséquence un décroissement de l'amplitude d'oscillation.

Amortissement critique : Amortissement strictement suffisant à un oscillateur déporté de sa position d'équilibre pour qu'il revienne au repos sans effectuer d'oscillations.

Amortissement externe : Amortissement dû au frottement de contact entre deux éléments (assemblages, joints, ...) ou entre deux parties d'un élément (lèvres d'une fissure, . . . ) .

Amortissement hystérétique : Amortissement dû aux déformations inélastiques des matériaux.

Amortissement interne ou amortissement structural : Amortissement dû aux déformations des matériaux. Il peut être visqueux ou hystérétique (voir ces termes).

Amortissement relatif : Amortissement exprimé en pour cent de l'amortissement critique.

Amortissement visqueux : Amortissement produit par la résistance à la vitesse de glissement des couches de matériau les unes sur les autres (frottement interne).

Amplitude d'une secousse (d'une onde) : Déplacement maximal par rapport à la position d'équilibre.

Analyse sismotectonique : Mise en évidence des relations entre les structures géologiques actives (se déformant encore actuellement) et la sismicité observée ; elle conduit à identifier des failles actives ou sismogènes et des provinces sismotectoniques.

G2

Approche déterministe (de l'aléa sismique) : détermination des caractéristiques de la secousse sismique maximale plausible en un site (intensité macrosismique, paramètres de mouvement du sol, spectre de réponse).

Approche probabiliste (de l'aléa sismique) : détermination des probabilités de dépassement ou de non-dépassement en un site, au cours d'une période de référence (par ex. probabilités annuelles), de valeurs caractéristiques de l'intensité d'une secousse sismique (intensité macrosismique ou paramètres de mouvement du sol : accélération, vitesse, déplacement).

Charge : Action mécanique sur une structure. On distingue les charges permanentes (poids propre, poids et pression des terres, . . . ) , les charges variables (charges d'exploitation, vent, neige, ...) et les charges accidentelles (séismes, chute d'aéronefs, . . . ) . Ces dernières ont une faible probabilité de se produire, mais les effets qu'elles engendrent sont en général importants.

Cloquage : Type d'instabilité élastique d'éléments à parois minces et rigides : déformations en patte d'éléphant de réservoirs cylindriques, flambage local des ailes comprimées des profils d'acier, etc.

Coefficient de comportement (q) : coefficient caractérisant la capacité d'une structure à dissiper l'énergie dans le domaine postélastique ; il prend en considération sa ductilité d'ensemble, ainsi que ses facultés d'amortissement.

Déformation élastique : Déformation qui disparait après la suppression des charges qui l'ont provoquée (déformation réversible).

Déformation plastique ou postélastique : Déformation irréversible des éléments réalisés en matériaux ductiles après que ceux-ci ont été chargés au-delà de leur limite d'élasticité. Elle peut donner lieu à une importante dissipation d'énergie.

Déversement : Flambage de la seule partie comprimée d'un élément (poutre en général).

Ductilité : Capacité d'un matériau, et par extension d'un élément ou d'une structure, de subir avant la rupture des déformations plastiques (irréversibles) sans perte significative de résistance. Ces matériaux "préviennent" donc de l'approche de leur rupture.

Echelle de Richter : Echelle de mesure de la magnitude des séismes. Elle n'a pas, de par sa définition, de limite théorique supérieure (ni inférieure). Sur des critères physiques liés à la taille maximale d'une source sismique et à l'énergie correspondante qui peut être rayonnée, on estime cependant qu'une valeur limite doit exister (la magnitude des plus forts séismes connus à ce jour ne dépasse pas 9,2).

G3

Echelle macrosismique d'intensité : Echelle conventionnelle de cotation des effets macrosismiques (voir ce terme). Il existe plusieurs échelles macrosismiques : MSK, EMI, Mercalli, Rossi-Forel, etc. En France et en Europe, on utilise l'échelle Medvedev-Sponheuer-Karnik, dite "échelle MSK", qui comporte 12 degrés discontinus.

Effets macrosismiques : Effets d'une secousse sismique en un site donné, observables par l'homme sans l'aide d'instruments de mesure : perception des oscillations, dommages aux bâtiments (chutes de cheminées, fissuration de murs, etc.), effets sur l'environnement : mouvement de terrain, crevasses, etc.

Effets de site : Amplification (cas général) ou atténuation du mouvement du sol, causée par les caractéristiques locales du site : topographie, géologie, etc.

Effets directs d'un séisme : Effets dus aux seuls mouvements vibratoires du sol.

Effets induits par un séisme : Grands mouvements de sols ou de l'eau. Le séisme n'y joue qu'un rôle de déclencheur (glissement, éboulement, effondrement de terrain, etc.) ou il est déterminant dans leur genèse (liquéfaction des sols, seiche, tsunamis, etc.).

Energie de déformation : Energie potentielle stockée dans une structure grâce à ses déformations élastiques. Lors d'un séisme, elle est restituée (reconvertie en énergie cinétique) au moment où la structure repasse par sa position d'équilibre.

Epicentre : Point de la surface du globe situé à la verticale du foyer d'un séisme, dans le cas général, il est au barycentre de la zone où les dégâts sont les plus importants (aire pléistoséiste ou de plus forte intensité macrosismique).

Faille : Fracture de l'écorce terrestre produite par cisaillement. Habituellement, on distingue les failles normales liées à un régime tectonique extensif, les failles inverses liées à un régime compressif et les décrochements qui peuvent accompagner les extensions ou les compressions.

Faille active : Faille sur laquelle une rupture et un glissement se sont produits à une période récente (géologique) et dont on présume qu'elle pourrait engendrer un séisme au cours d'une nouvelle et future rupture.

Foyer d'un séisme : Lieu origine dans la lithosphère d'un tremblement de terre. Il est également appelé hypocentre (zone où est initialisée la rupture de l'écorce terrestre à l'origine du séisme).

Fréquence d'oscillation : Nombre de cycles d'oscillation par seconde. Elle est mesurée en hertz (1 cycle par seconde). Correspond à la valeur inverse de la période d'oscillation.

Hypocentre : cf. Foyer d'un séisme.

G4

Instabilité élastique : Instabilité de forme d'un élément de structure (poteau, poutre, mur, coque, ...) due à son élasticité et à un manque de rigidité transversale. Elle peut se produire par flambage, déversement, cloquage, voilement, etc.

Intensité d'un séisme : Cotation sur une échelle conventionnelle (échelle macrosismique) des effets d'une secousse sismique en un site donné, sur l'Homme, ses oeuvres et son environnement (mesure de la force destructrice d'un séisme en un site donné).

Isoséiste : Courbe délimitant des zones d'égale intensité sur une carte macrosismique.

Liquéfaction du sol : Transformation momentanée par un séisme de sols fins saturés d'eau en un fluide dense sans capacité portante.

Magnitude d'un séisme : Mesure de l'énergie rayonnée par une source sismique sous forme d'ondes. Elle est utilisée comme une mesure de la "grandeur" ou "puissance" du séisme.

Microzonage sismique : Zonage sismique à l'échelle d'une commune. Il prend en compte les effets de site et les effets induits (voir ces termes). Les cartes de microzonage sont en général élaborées à l'échelle 1 : 5000 à 1 : 15000.

Mode d'oscillation : Le mouvement d'oscillation d'une structure qui comporte plusieurs masses (planchers p.ex.) étant complexe, on le décompose en plusieurs modes d'oscillation : mode fondamental et modes supérieurs. Dans le mode fondamental, les diverses mases oscillent en phase, dans les modes supérieurs, elles sont plus ou moins déphasées. Le degré de participation de chaque mode au mouvement global peut être calculé.

Ondes sismiques : Ondes élastiques émises lors de l'extension de la rupture le long de la source sismique. Elles se propagent dans toutes les directions à partir de la source jusqu'à épuisement de l'énergie cinétique dont elles sont porteuses. Elles sont responables du mouvement vibratoire du sol perçu en surface.

Ouvrage à risque spécial : Ouvrage dont la ruine ou même des dommages mineurs peuvent avoir des conséquences catastrophiques pour la population ou pour l'environnement (réservoirs de stockage de produits toxiques, bâtiment abritant un réacteur nucléaire, barrage, etc.).

Ouvrage à risque normal : Ouvrage dont la ruine ou les dommages n'ont pas de conséquences sur l'environnement (hormis les abords immédiats).

Palée de stabilité : Elément vertical de contreventement destiné à transmettre les charges latérales dans les fondations. Peut être constituée par un mur, par un portique ou par une travée triangulée.

Période d'oscillation : Temps d'un cycle d'oscillation mesuré en secondes. Il correspond à la valeur inverse de la fréquence d'oscillation.

G5

Période propre d'oscillation d'un bâtiment : Période à laquelle oscille librement le bâtiment dès l'arrêt des oscillations forcées et jusqu'à l'amortissement complet du mouvement.

Province (ou domaine) sismotectonique : Zone géographique où la sismicité est assez diffuse et imputable à un contexte géologique régional.

Rejet d'une faille : Ampleur du déplacement vertical, horizontal ou oblique dû à une faille.

Réponse d'une structure au séisme : Réaction d'une construction aux secousses sismiques du sol. Elle est caractérisée par les accélérations, les vitesses et les déplacements de ses éléments, notamment des planchers.

Risque sismique : Probabilité pour une période de référence de pertes des biens, des activités de production et des vies humaines, exprimée en coût ou en pourcentage. Il peut être évalué pour une ville ou pour une région.

Rotule plastique : Zone plastifiée d'un élément de structure (poteau, poutre, . . . ) . Une telle zone se comporte comme une rotule mécanique, autorisant la rotation sur son axe des autres parties de l'élément.

Rupture ductile : Rupture précédée de déformations plastiques notables.

Rupture fragile : Rupture soudaine et quasi instantanée.

Ruptures de surface (cosismiques) : ruptures du sol d'origine tectonique associées à un séisme. Ces ruptures s'expriment généralement par le déplacement différentiel, quelques millimètres à plusieurs mètres, lié au rejeu de la faille. Des déformations du type surélévations, affaissements du sol ou fissuration peuvent apparaître dans la zone proche de la faille, associées ou non à ces ruptures de surface.

Séisme : Ondes dites sismiques provoquant un ébranlement de la lithosphère; elles sont produites par une rupture brutale des roches de l'écorce terrestre permettant une brusque libération de l'énergie potentielle de déformation qu'elles accumulent sous l'action des contraintes tectoniques; cette rupture se produit sur une certaine surface dite source sismique.

S.M.H.V. : séisme maximal historiquement vraisemblable : le plus fort connu sur chaque source influente sur le site, ramené le long de cette source (ou à la limite de l'unité sismotectonique à laquelle il est rattaché) à la distance minimale du site (éventuellement sous le site même, s'il appartient à la même source ou unité sismotectonique).

S.M.S. : séisme majoré de sécurité déduit du S.M.H.V. par une augmentation de 1 degré en intensité macrosismique et une multiplication de son spectre de réponse par un coefficient k dépendant de la fréquence.

G6

Sismographe : Enregistreurs des mouvements de la surface du sol engendrés par les séismes, utilisés à relativement grande distance de la source.

Sismogramme : Enregistrement des mouvements du sol en fonction du temps.

Sollicitations : Forces (efforts) et moments de forces engendrés dans les structures par les charges.

Spectre de réponse : Courbe donnant en fonction de la fréquence, l'amplitude maximale du déplacement, de la vitesse ou de l'accélération d'une série d'oscillateurs simples de fréquences propres différentes, soumis à un mouvement sismique donné.

Stabilité d'ensemble : Capacité d'une structure à conserver sa géométrie (positions mutuelles de ses éléments) sous l'action des charges. Elle est obtenue par les liaisons entre les divers éléments constructifs qui la composent et par son ancrage au sol. La stabilité d'ensemble d'une structure requiert que la stabilité de forme et la résistance de ses éléments soient assurées.

Stabilité de forme : Capacité d'une structure ou de l'un de ses éléments à conserver sa forme sous l'action des charges, aux déformations élastiques près. L'instabilité de forme, due à un manque de rigidité, se produit dans le cas d'éléments élancés ou à parois minces. Elle conduit à leur mise hors service par flambage, cloquage, déversement, etc. avant que la résistance de leur matériau soit épuisée.

Vulnérabilité d'une construction aux séismes : Importance des dommages attendus lors d'un séisme d'une intensité donnée. Elle est en général exprimée en pourcentage du coût de la construction ou sur une échelle variant de zéro (aucun dommage) à un (perte totale).

Zonage sismique : Division d'un territoire en zones en fonction de l'aléa sismique et permettant la mise en oeuvre de prescriptions réglementaires associées à sa prise en compte.

RBI

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