Viaduc 185.1
Fondations de la Pile n°9
Fouilles des fondations au moyen de rivetage
1. INTRODUCTION
La complexité et les dimensions du problème des fondations de la pile n° 9 ont imposé la préparation de certains modèles numériques pour le programme UDEC dans le but de résoudre les problèmes géotechniques à propos des amas fracturés pour définir et mesurer la possibilité statique des fouilles nécessaires pour la réalisation des fondations de la pile ; tout cela en accord avec le projet proposé lors de la dernière réunion à Alger le 21/02/2002.
La situation plus critique d’un point de vue statique se présente en amont des fouilles, où une immersion d’une famille de discontinuité permet la formation de semelles de glissement.
Toujours sur le même côté on peut distinguer deux types de talus: le premier est celui situé en bas, avec une inclinaison sub-verticale ; le second est celui plus superficiel avec une disposition à gradins, à l’heure actuelle en partie déjà réalisé.
2. mise en valeur des parametres geotechniques
2.1 Generalite
La mise en valeur des paramètres de l’amas constitue le principal problème du projet. Il est donc nécessaire de préciser :
La SGAI a été chargée par la GICO d’étudier la consolidation du substrat fracturé et faillé jusqu’à une profondeur supérieure au plan de fouille existant à la date de l’inspection.
Les fractures et le développement de la roche cataclasée ont été relevés suite à une campagne géognostique exécutée par GICO et dirigée par M. Previti, accompagnée par un carottage continu, un RQD, un test Lugeon, une reconstruction stratigraphique, un relevé des plans d’eau. Le relèvement structurel exécuté sur place a été résumé dans les diagrammes Schmidt. Le relèvement structurel a été réalisé sur plusieurs points par M. E. Forlani et M. A.Forlani.
La solution concordée sur place par M. Malek (DAR) et confirmée par M. Gosh Hamda (DAR – Londres) a été étudiée (après un test de coupe sur la jonction en laboratoire dans les pires conditions et au moyen du “slake durability test”), à l’aide d’un modèle mathématique à deux dimensions UDEC, et dont les résultats ont permis la rédaction du projet exécutif.
Comme intégration et vérification de la campagne géognostique GICO a demandé au professeur M. Marchisio, (chargé de géophysique auprès de l’Institut des ponts et chaussées de l’université de Pisa) une campagne géophysique formée de 6 sections : sismique tomographique de type SST (sondage sismique tomographique), à éventail, de façon à créer un modèle pseudo à trois dimensions de la base de fond, pour reconstruire la zone de faiblesse structurelle en profondeur.
Sur la base des résultats obtenus par la superposition et la convergence des données obtenues par l’enquête géognostique intégrative avec le test Lugeon, les essais de laboratoire, et les sondages SST, on a déduit un modèle mathématique UDEC sur une base géo-structurelle, qui a fourni tous les éléments pour projeter la consolidation du fond de la pile n° 9, jusqu’à supporter les charges dérivantes de toutes les actions critiques du tablier et de la structure, même en une condition sismique.
Le projet présenté par le bureau technique de GICO le 26.02.02 à 10 heures à Alger a été proposé à la direction des travaux et au bureau d’études DAR, consultant de D.L, représenté par un de ses professeurs géotechniques. Après une discussion technique et économique, où tous les convenus ont exprimé leurs propres considérations critiques, on a décidé de convoquer pour le début de l’après midi (14 heures) une commission exclusivement technique pour des éventuelles propositions alternatives. A 15.30 heures, il y a eu ensuite une réunion de la commission restreinte où il a été décidé à la fin de demander à GICO ( qui entre temps passait la commande au cabinet SGAI) une proposition alternative consistant à approfondir toute la base des fondations jusqu’à s’encastrer pour au moins 2-3 mètres dans la zone la plus profonde de la roche de fond inaltérée.
Ceci étant dit pour exclure toute possible incertitude au sujet de la réussite de la requalification de la roche précédemment concordée.
Pendant la réunion en effet les doutes du professeur (DAR) consultant de D.L. se basaient sur la présence de certaines jonctions qui présentaient au contact des nivelettes de limon avec de l’argile, considérées dans le projet GICO par j = 32°, (paramètres obtenus sur les mêmes jonctions avec des essais de laboratoire) où on a trouvé des valeurs ³ 32° et c = 150 kPa. Le consultant DAR soutenait (prudemment et subjectivement) d’adopter des valeurs non supérieures à j’ = 26° et c’ = 0, qui auraient pu ne pas ressentir entièrement de l’effet d’injection même forcée à la limite de claquage, et qui ne rejoignaient pas les valeurs considérées dans le projet (confirmées par des tests expérimentaux), qui déplacent la valeur initiale de 32° et c = 0 aux valeurs finales de j’ = 35° et c’ = 150 kPa.
A partir de là, pour les doutes de surdimensionnement des paramètres géomécaniques de la roche, après le traitement, on demandait la nouvelle proposition alternative, même si la même DAR (prof. Gosh Hambda) avait confirmé la validité du projet.
2.2 La proposition de projet
La situation actuelle se compose d’une fouille de fond presque carrée 30x30 m poussée jusqu’à –9 m du p.c. actuel.
Il s’agirait donc, aussi bien sur la base de la campagne géognostique intégrative GICO dirigée par M. Previti, (rendue obligée par l’imprévu géologique suite au retrouvement de roche décomprimée, altérée et par endroit cataclasée pour une profondeur bien plus profonde de celle supposée par le projet d’adjudication), que sur la base de la successive campagne sismique et tomographique au moyen de n°8 SST, de dépasser par une fouille l’aire altérée avec une ultérieure fouille de 25 mètres, jusqu’à s’établir pour au moins 3 mètres dans la roche saine.
La présence d’une remarquable quantité d’eau à –39 m du p.c., représenterait une considérable perturbation aussi bien pour ce qui concerne la phase de fouilles que, et principalement la construction de l’ouvrage. Pour éviter cela on conseille, après avoir étudié la morphologie de l’oued en aval, de mettre un puits de 4-5 m et d’éliminer en gravité l’eau au moyen d’un trou sub-horizontal dirigé de telle façon que, en pesanteur, la nappe s’écoule naturellement pour obtenir un plan de travail sec, condition qui resterait définitive une fois finies les fondations.
Les fondations poseraient en effet sur une épaisseur de mono-granulaire maigre et poreux (résistance à la compression ³ 8 MPa) qui drainerait et convoierait en gravité l’eau de la zone actuelle.
.
2.3 la mise en valeur des parametres geotechniques des fractures
Compte tenu des paramètres imposés par la DAR, nous avons révisé tous les essais de laboratoire et nous avons conclu que les paramètres mesurés en laboratoire sont réels.
L’amas de roche a été subdivisé en trois strates auxquels nous avons donné les paramètres de résistance suivants obtenus à partir des essais de laboratoire:
ALTERE: f = 250 c=0.05 106 Pa
DECOMPRESSE f = 280 c=0.13 106 Pa
SUBSTRAT f = 350 c=0.15 106 Pa
Compte tenu de la ponctualité de l’échantillonnage et du nombre des tests, nous avons (Bishop 1976 - Jumikis 1986 – Jiamiolkowsky 1992 ) réduit les paramètres géotechniques en les abaissant selon la relation en les amenant à
DECOMPRESSE f = 23.30 c=0.108E6 Pa
SUBSTRAT f = 29.20 c=0.120E6 Pa
proches de ceux demandés par DAR.
Les valeurs de rigidité normale et tangentielle à attribuer aux discontinuités sont déterminées par l’hypothèse que la présence de fractures réduise de 30% la valeur de rigidité équivalente :
2.4 parametres pour le materiel des blocs
On se réfère à la même stratigraphie adoptée pour les propriétés des jonctions.
Altéré:
E = 5.0 x 108 Pa
t = 0.27
g = 2200 Kg/m3
Décompressé:
E = 5.0 x 109 Pa
t = 0.27
g = 2600.0 Kg/m3
Substrat
E = 1.0 x 1010 Pa
t = 0.27
g = 2600.0 Kg/m3
2.5 eaux souterraines
On n’a pas considéré la présence d’eau sous pression dans les fractures, à partir du moment où il a été conseillé de prédisposer un système adéquat de drainage en gravité (par. 2.2).
3. consolidation
Le système de consolidation à installer dans le talus sur le côté en amont des fouilles, est réalisé au moyen de barres d’acier de f 32 enfilées dans des trous de f 54 (2”), en acier Fe B 44 k/s et bloquées par une injection de mortier sur toute la longueur.
La longueur des barres de consolidation est de 9.00 m pour la partie inférieure du talus; dans la zone à gradins, où la roche a des caractéristiques dégradées (strate altérée) la longueur des barres a été réglée de façon à avoir environ 2.0 m de la partie finale coincée dans la strate décompressée située en dessous. La longueur maximum est d’environ 15 m.
La disposition des barres est en quinconce avec un pas de 1,5 m dans le talus inférieur ; dans la zone à gradins on a mis deux barres pour chaque gradin, avec un pas transversal de 1.50 m.
La consolidation modelée du programme consiste en une barre flexible qui réagit uniquement à l’effort axial et interagit avec le moyen environnant à travers l’interface du sabot de mortier injecté. Ce dernier est représenté par un ressort non linéaire élasto-plastique, dont la loi constitutive est illustrée dans le croquis:
Il faut noter que cette façon de procéder néglige, au bénéfice de la sécurité, la résistance offerte localement, sur chaque plan de glissement intersecté, de la rigidité de flexion de la barre de consolidation.
Dans le secteur sud, en amont du plan actuel il est indispensable de faire une bonification du talus et une barrière (avec des filets ou avec d’autres systèmes) qui garantisse la sécurité des opérateurs.
.
4. fractures
L’ensemble des fractures présentes sur le site a été obtenu au moyen du relèvement structurel exécuté sur place.
Les inclinaisons des 4 familles de discontinuité rencontrées sont : (par rapport à l’horizon)
1) d= 107°
2) d= 130°
3) d = 149°
4) d= 84°
L’espacement mis dans le modèle ne reproduit pas fidèlement les valeurs effectives, ou parce que souvent il n’est pas possible de les connaître, ou bien parce qu’il n’est pas indispensable de reproduire dans le modèle même tous les détails. De ce point de vue, on a supposé le développement des fractures d’une façon rectiligne, en négligeant, au bénéfice de la sécurité, d’éventuelles déviations de ce développement qui contribuent à empêcher la possibilité de formation d’une ligne de glissement global.
5. description du modele
Le modèle est représenté par une section verticale dirigée selon la direction de l’axe du tablier.
Les blocs qui constituent le modèle sont du type “déformable”, c’est à dire internement subdivisés dans un réseau par différence finie.
Les propriétés du matériel des blocs et des fractures sont affectées selon la stratigraphie décrite dans le paragraphe consacré et illustrées dans la pièce jointe n°1
La consolidation est simulée avec des éléments “câble”, c’est à dire des éléments à une seule dimension flexibles dotés d’une seule rigidité axiale, qui interagissent avec le reste du modèle au moyen d’un sabot de mortier d’injection.
On a dit comment l’espacement entre les fractures ne reproduit pas exactement le système réel : il est plus petit en proximité des talus à l’étude et augmente en s’éloignant de ces derniers.
Du reste on sait bien que les modèles numériques peuvent reproduire non pas la réalité dans tous ses détails mais seulement les aspects fondamentaux pour les fins du processus à simuler.
6. analyses executees
avant de procéder avec la description des analyses exécutées on doit préciser deux définitions :
1) les paramètres géotechniques de référence : ce sont ceux indiqués au paragraphe 2.3 et qui dérivent directement des tests de laboratoire.
2) les paramètres réduits: on les obtient en divisant les paramètres par le facteur 1.2, il en suit une série de valeurs proches à celles demandées par DAR.
La première analyse avait pour but d’enquêter la stabilité des fouilles dans la configuration finale, en particulier le talus sub-vertical de maximum hauteur. Les paramètres géomécaniques introduits dans le modèle sont ceux de référence.
La configuration finale des fouilles résulte être à demi-stable, à la limite de l’équilibre, elle a été définie à travers les passages de calcul suivants :
1) Phase géostatique
2) Fouilles de 1° phase
3) Fouilles de 2° phase
4) Fouilles finales
Les graphiques relatifs d’output se trouvent dans la pièce jointe n°1
A ce point là on a appliqué les paramètres réduits, dans le but aussi bien d’évaluer le degré de sécurité associé aux fouilles finales que de satisfaire les requêtes DAR. La réponse conséquente du modèle met en évidence une carence de stabilité, en indiquant que le modèle numérique a rejoint un état de début de mouvement avec le développement d’une superficie de glissement le long des jonctions avec une immersion critique. Les graphiques d’output du programme UDEC sont reportés dans la pièce jointe n°2
On obtient la simulation numérique conclusive à partir de la précédente en y introduisant les modifications suivantes :
- les applications de consolidation selon les modalités décrites au paragraphe 3.
On peut donc conclure que la consolidation proposée garantit la stabilité des fouilles pour un facteur de sécurité au moins égal à 1.2.
7. DIMENSIONNEMENT des barres de rivetage
le modèle 2D a une profondeur de 1 m alors que l’espacement des barres de calcul est de 1.50 m pour une aire d’influence par barre de Am = 2.10 x 1.5 = 3.15 m²/Anchor; les résultats reportés en output se réfèrent donc à une aire pertinente de la barre de A’m = 2.1 x 1.0 =2.1 m²/Anchor ils doivent donc être multipliés par un facteur 1.5.
dans le tableau on a reporté les taux de travail des barres en fonction de leur disposition dans l’espace
Net A 1 Barre par trou à maille en quinconce 3.00m x 1.5m
Net B 2 Barres par trou à maille en quinconce 2.00m x 1.06m
Net C 2 Barres par trou à maille en quinconce 1.50m x 1.06m
Dans la première colonne on a reporté le code de la barre comme selon l’output du programme de calcul, dans la seconde la cote relative au plan 0.00 situé au bord des fouilles existantes, dans la troisième le taux de travail des barres par mètre de largeur du front, dans la quatrième le taux de travail par barre pour les hypothèses de calcul.
Selon l’aire d’influence de chaque barre, dans les différents types adoptés, par rapport à l’aire d’influence de calcul, on détermine le coefficient multiplicateur reporté pour les différentes mailles de la ligne 2.
En multipliant par ce coefficient, variable pour chaque type de rivetage, le taux de travail effectif par barre fourni par le programme on obtient les sollicitations à charge de chaque rivetage dans les différents types de consolidation.
Ces sollicitations sont reportées dans les colonnes 5,8,11 pour les types A,B,C.
A côté de celles-ci, on a reporté le facteur de sécurité calculé par rapport à la déformation (yield) si les tensions sont inférieures à celle-ci autrement à la rupture (break); au cas où le taux de travail de la barre serait supérieure au taux de travail à rupture on obtiendra : no.
Le choix des différentes mailles en fonction de la profondeur des fouilles a été obtempéré en cherchant un coefficient de sécurité minimum de 1,5 m
Dans les tableaux joints on a reporté les perspectives de rivetage, alors que les tableaux graphiques et numériques d’output pour les rivetages sont reportés dans la pièce jointe n°4.
Il faut souligner que le programme de calcul retient suffisant 2m de mise en fonte de la barre parce qu’on arrive à la rupture par effilement de cette dernière à une profondeur de fouilles supérieure à 16 m.
ci-dessous on reporte les prescriptions pour les rivetages:
1. MODALITE EXECUTIVES
Rivetage avec disposition en quinconce L = 9.00 m
Inférieure 1.50x1.06 - Médiane 2.00x1.06 - Supérieure 3.00x1.50
Barres Ø32 Fe 44 k/s (Fe 510) – avant trou >60mm
#2 barres par trou pour rivetage médiane et inférieure (type. B e C)
#1 barre par trou pour rivetage supérieure (tip. A)
2.MODALITE DE MISE EN FONTE
Injection du fond sur toute la longueur des barres avec du ciment
type 42.5 R rapport a/c = 0.5 avec un ajout de fluidifiant pour prise rapide.
Pré-tirage après 7 jours de maturation de max 60 KN
3. DOMAINE D’ESSAIS D’EFFILEMENT
Prédisposer un essai d’effilement positionné à la cote de +1 m sur la paroi SUD (côté en amont) dans les fouilles actuelles du massif de fondation de la pile 9. L’essai résulte être vérifié par les tractions imposées et supportées > 300 kN pour chaque barre par trou ;
pour deux barres par trou l’essai doit rejoindre et supporter un tirage de 800 kN.
4. VERIFICATIONS NON DISTRIBUTIVE SUR ECHANTILLON
Il est aussi nécessaire sur les barres de projet de témoin de prédisposer des essais de tirage avec des tensions d’une valeur de 1.2 fois la tension de projet c’est à dire 240kN pour chaque barre et 640kN pour double barre
8. capacite portante
on admet que la pression maximum de contact q’max doit satisfaire la relation (Article B.3.1 “Règles techniques de conception et de calcul des fondations des ouvrages de génie civil – Fascicule n° 62) :
qmax £ Idb + q’0
où
qmax = 1.65 MPa
gq = 2 état limite dernier
q’n = RDQ2 sc = 3.0 MPa RDQ = 0.3 au bénéfice de la sécurité
sc = 34.1 MPa résistance à compression simple roche intègre
q’0 = 0.64 MPa tension verticale effective dans la roche après les interventions au niveau de la base des fondations
Idb = (1 - d/90)2 = (1 – 2.001/90)2 0.956 facteur de réduction qui tient compte de l’inclinaison de la charge et de la morphologie du terrain des fondations
En développant les passages numériques on obtient :
1.65 £ (3.0 – 0.64) 0.956 + 0.64 = 1.768 MPa
La sécurité est vérifiée.
Le viaduc OA 185.1 s’inscrit dans le cadre du projet de réalisation de l’autoroute Est-Ouest, tronçon Lakhdaria-RN5. Il assure le franchissement d’Oued Rekham , localisé à 15 km au sud-ouest de la ville de Bouira.
Le viaduc OA 185.1, ayant une longueur totale de 745 m environ, est composé d’une série de 3 viaducs :
• Viaduc d’accès coté Alger de 250 m de longueur
• Viaduc principal de 420 m de longueur
• Viaduc d’accès coté Bouira 75 m de longueur
Le profil en travers de l’ouvrage est composé de deux chaussées séparées (direction Alger et direction Bouira). Chaque chaussée permet le franchissement de 3 voies de circulation, d’une bande d’arrêt d’urgence, et de trottoirs de part et d’autre du tablier. La largeur totale de l’ouvrage est de 2x14 m.
A- VIADUC D’ACCES COTE ALGER
Le viaduc d’accès coté Alger est constitué de 7 travées consécutives de 36 m de portée chacune. Le tablier est composé d’une série de 8 poutres en béton précontraint par post tension, de type isostatique reposant sur appuis simples, coiffées transversalement par une dalle et reliées par des entretoises aux abouts. La longueur totale de ce viaduc d’accès est de l’ordre de 250 m environ.
Le tablier de ce viaduc repose sur une série des appuis, équipés en têtes par des chevêtres, dont les hauteurs sont comme suit :
• Culée C1
• Pile P1 : 18 m
• Pile P2 : 15 m
• Pile P3 : 25 m
• Pile P4 : 30 m
• Pile P5 : 42 m
• Pile P6 : 44 m
• Pile P7 : 45 m
Les fondations de la culée C1 et des piles P1, P3, P4 et P5 sont de type semelles superficielles, alors que celles des piles P2, P6 et P7 sont de types semelles sur puits.
B- VIADUC PRINCIPAL
Le viaduc principal est constitué de 3 travées hyperstatiques. Il s’agit d’une travée centrale de 200 m de longueur et de deux travées de rive de 110 m chacune, soit une longueur totale de 420 m.
Le tablier est de type caisson à hauteur variable, le profil de son intrados étant parabolique. La largeur de la dalle supérieure du caisson est de 14.00 m, ayant une épaisseur constante de 33 cm. La largeur de la dalle inférieure du caisson est de 8.00 m, ayant une épaisseur variable de 120 cm sur appui à 30 cm à clé. La hauteur des âmes du caisson est variable de 12.00 m sur appui à 4.60 m à clé, leur épaisseur étant constante de l’ordre de 70 cm.
Le mode de construction est par encorbellement successif, coulé sur place moyennant un chariot mobile. La longueur des voussoirs varie de 3.00 m au voisinage des appuis à 5.00 m au niveau du clé central.
Ce viaduc repose sur les appuis suivants (simplement sur les appuis P7 et P10, encastrement sur les piles P8 et P9) :
• Pile P7 : 45 m
• Pile P8 : 88 m
• Pile P9 : 92 m
• Pile P10 : 35 m
La fondation de la pile P8 est de type semelle superficielle, alors que celle des piles P7 et P10 sont de types semelles sur puits. La fondation de la pile P9 a fait l’objet d’une campagne géotechnique complémentaire qui a aboutit à prolonger la profondeur de sa semelle à 25 m au dessous du terrain naturel au lieu de 5 m prévu initialement.
C- VIADUC D’ACCES COTE BOUIRA
Le viaduc d’accès coté Alger est constitué de 2 travées consécutives de 36 m de portée chacune. Le tablier est composé d’une série de 8 poutres en béton précontraint par post tension, de type isostatique reposant sur appuis simples, coiffées transversalement par une dalle et reliées par des entretoises aux abouts. La longueur totale de ce viaduc d’accès est de l’ordre de 75 m environ.
Le tablier de ce viaduc repose sur une série des appuis, équipés en têtes par des chevêtres, dont les hauteurs sont comme suit :
• Pile P10 : 35 m
• Pile P11 : 20 m
• Culée C2
La fondation de la culée C2 est de type semelle superficielle, alors que celle des piles P10 et P11 sont de types semelles sur puits.
