DES MURS DE SOUTENEMENT EN « T inversé » EN STABLILITE

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2 DES MURS DE SOUTENEMENT EN « T inversé » EN STABLILITE
Projet de fin d’ études en vue de l’ obtention du diplôme d’ingénieur d’état de l’ENSAO Option : Génie civil ELABORATION D’UN PROGRAMME DE CALCUL ET JUSTIFICATION DES MURS DE SOUTENEMENT EN « T inversé » EN STABLILITE INTERNE / EXTERNE SOUS SOLLICITATIONS STATIQUES ET DYNAMIQUES - ETUDE DE CAS- Membres du jury : Pr. M. Jamal BOUCHNAIF M. Amal CHEHLAFI M. Mourad TAJ M. Ahmed abbadi Présenté par : M Mohammed HAKMI Mlle. Ibtihal BOULEHFA

3 PLAN PRESENTATION DU PROJET ETUDE COMPARATIVE DES APPROCHES THEORIQUES
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 PLAN PRESENTATION DU PROJET ETUDE COMPARATIVE DES APPROCHES THEORIQUES POUR LE CALCUL DES POUSSEES. METHODE ETABLIE POUR L’ELTUDE DYNAMQUE DES MURS EN « T inversé » ETUDE DE CAS PRESETATION DU PROGRAMME MS-T SSD CONCLUSION   

4 Présentation du projet
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Présentation du projet Contexte général Contexte général Problématique Comportement statique Dégâts Comportement dynamique

5 Présentation du projet
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Présentation du projet Conclusion Contexte général Problématique Problématique Etude sous sollicitations sismique négligée

6 Présentation du projet
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Présentation du projet Conclusion Contexte général Problématique Problématique Incomplets ( pour des configurations spécifiques) Risque d’erreur ou de modification

7 Présentation du projet
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Présentation du projet Conclusion Contexte général Problématique Problématique Manque de documentation sur l’étude dynamique des mur en T Différences entre les murs « poids » et les murs en « T inversé »

8 Mobilisation des poussées
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative Poussée active Poussée passive Poussée active Poussée passive Mobilisation des poussées Méthode de Rankine Parler de l’hypothèse de base (p.22) et des murs souple et rigides Méthode de Coulomb La poussée active est l’action des terres en amont, qui tendent à renverser le mur Méthode de B-C-K La poussée passive (butée) est l’action des terres en aval , qui tendent à retenir le mur

9 Mobilisation des poussées
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative Mobilisation totale de la poussée active : ∆ 𝒙 = 𝑯 𝟏𝟎𝟎𝟎 Poussée active Poussée passive Mobilisation totale de la poussée passive (butée) : ∆ 𝒙 = 𝑯 𝟏𝟎𝟎 ( non tolérable et irréalisable ) Pressions des terres au repos Mobilisation des poussées Mobilisation des poussées ∆ 𝒙 = 0 m 𝑲 𝟎 : coefficient de poussée au repos 𝑲 𝟎 = 𝟏− 𝐬𝐢𝐧  Formule de Jacky Méthode de Coulomb Parler de l’hypothèse de base (p.22) et des murs souple et rigides Méthode de Rankine Méthode de B-C-K

10 𝐖 𝐑 𝑭 𝒂 𝐏 Soutenance de Projet de Fin d’Etudes 2013/2014
Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative 1- Méthode de Coulomb (1773) Massif pulvérulent sec ( , c=0 ) ­ Force de poussée active Poussée active Poussée passive Sans surcharge­ Inclinaison du talus  ­ Coefficient de poussée active a Inclinaison de la paroi ­ c Mobilisation des poussées b ­ 𝒂 , 𝒃 , 𝒄 =𝐟(,,) Méthode de Coulomb Méthode de Coulomb ⇒ P = 𝐟() Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications 𝑭 𝒂 ­ Méthode de Rankine H d j d H/3 Méthode de B-C-K q­ 𝐏 𝐑

11 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative Vérification hydrodynamique 1- Méthode de Coulomb (1773) Force de poussée passive Poussée active Poussée passive Coefficient de poussée passive Mobilisation des poussées Méthode de Coulomb Méthode de Coulomb Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications H’ Méthode de Rankine H’/3 Méthode de B-C-K d : Angle de frottement écran/sol - Rugosité du mur , compactage , teneur en eau et déplacement du mur

12 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative Vérification hydrodynamique 1- Méthode de Coulomb (1773) Critiques Poussée active Poussée passive - Simplicité - Ne décrit pas le comportement réel lors de la rupture ( plan de glissement) Mobilisation des poussées - Nécessite la connaissance de frottement sol/ecran  Domaine d’application Méthode de Coulomb Méthode de Coulomb - Cas où  est faible Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications - Applicable aux cas complexes avec les constructions géométriques de Poncelet et de Culmann Méthode de Rankine Méthode de B-C-K

13 Mobilisation des poussées
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative 2- Méthode de Rankine (1856) Principe - Massif pulvérulent ( , c=0) homogène ,incliné de  Poussée active Poussée passive - En equilibre de Rankine Mobilisation des poussées Méthode de Coulomb Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications ∆ 𝒙 Méthode de Rankine Méthode de Rankine ∆ 𝒙 Méthode de B-C-K

14 Mobilisation des poussées
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative 2 - Méthode de Rankine (1856) Principe - Massif pulvérulent ( , c=0) homogène ,isotrope , incliné de  Poussée active Poussée passive 𝝅 𝟐 − 𝝋 Mobilisation des poussées Méthode de Coulomb Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications Méthode de Rankine Méthode de Rankine Equilibre limite du sol  double réseau de lignes de glissement 𝝅 𝟐 − 𝝋 La distribution des contrainte s est triangulaire Méthode de B-C-K 𝛅 ne dépend que de 𝛃 𝐞𝐭 

15 Mobilisation des poussées
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative 2- Méthode de Rankine (1856) Force de poussée active Poussée active Poussée passive Coefficient de poussée active Mobilisation des poussées Méthode de Coulomb Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications Méthode de Rankine Méthode de Rankine Méthode de B-C-K

16 Mobilisation des poussées
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative 2- Méthode de Rankine (1856) Force de poussée passive Poussée active Poussée passive Coefficient de poussée active Mobilisation des poussées Méthode de Coulomb Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications Méthode de Rankine Méthode de Rankine Méthode de B-C-K

17 Mobilisation des poussées
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative 2- Méthode de Rankine (1856) En cas de surcharges : Critiques Prise en compte de cohésion 𝒄≠𝟎 : Poussée active Poussée passive - Ne prend pas compte du frottement mur/sol =>  = f (,β ) Mobilisation des poussées => Surface de glissement plane Domaine d’application => contribution favorable Méthode de Coulomb - Valable dans le cas des petit et moyens ouvrages Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications Méthode de Rankine Méthode de Rankine Méthode de B-C-K

18 Mobilisation des poussées
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative 3- Méthode de Bousinesq – Caquot - Kerisel (1856) Principe Poussée active Poussée passive - Tenir compte du frottement mur/ecran =>  ne dépend plus de  ,β Mobilisation des poussées => Surface de glissement non plane ( spirale logarithmique) Méthode de Coulomb Méthode de Rankine Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications Résultats : Equations différentielles non intégrables Résolues par les méthodes numériques => tables de Caquot-Kerisel Méthode de B-C-K Méthode de B-C-K

19 Mobilisation des poussées
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Etude Comparative 3- Méthode de Bousinesq – Caquot - Kerisel (1856) Critiques Validité des hypothèse de base et des conditions aux limites . Domaine d’application Très utilisée en étude statique Poussée active : Poussée active Poussée passive Coefficient de poussée active : Mobilisation des poussées Méthode de Coulomb Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications Méthode de Rankine Méthode de B-C-K Méthode de B-C-K La méthode B-C-K est prolongeable dans le cas de surcharges sur les massifs

20 Etude de cas MS-T SSD Méthode Etablie
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Etude de cas MS-T SSD Méthode Etablie 1 - ANALYSE STATIQUE (Rankine-Coulomb) Approche de base M-O Approche de base M-O Méthode établie Justification interne Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications Justification interne Poussée statique active : Effet de surcharge : Poussée statique passive : Effet de surcharge : Coefficient statique de poussée active : Coefficient statique de poussée passive : ( Poncelet )

21 ( 𝒂 𝒉 , 𝒂 𝒗 ) Soutenance de Projet de Fin d’Etudes 2013/2014
Etude Comparative Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD 2 - ANALYSE PSEUDO-STATIQUE MONONOBE-OKABE Approche de base M-O Approche de base M-O 𝒂 𝒉 ∗𝑾 𝒂 𝒉 ∗𝑾 Méthode établie q W W 𝑾 𝒅 𝑾 𝒅 Justification externe ∓𝒂 𝒗 ∗𝑾 ∓𝒂 𝒗 ∗𝑾   Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications Justification interne Force de poussée dynamique active: 𝜽=𝒂𝒓𝒄 𝐭𝐚𝐧⁡( 𝒂 𝒉 𝟏∓𝒂 𝒗 ) ( 𝒂 𝒉 , 𝒂 𝒗 ) Coefficient dynamique de poussée active:

22 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Etude de cas MS-T SSD Méthode Etablie Vérification hydrodynamique 2 - ANALYSE PSEUDO-STATIQUE MONONOBE-OKABE M. SEED et R.WHITMAN  𝐹 𝑎𝑑 s’applique plus haut que H/3 Effet de surcharge : Approche de base M-O Approche de base M-O Solution : Solution : 𝑭 𝒂𝒅 = 𝑭 𝒂𝒔 + 𝑭 𝒂𝒅 𝑭 𝒒 𝒂𝒅 = 𝑭 𝒒 𝒂𝒔 ∆𝑭 𝒒 𝒂𝒅 Méthode établie Justification externe ∆𝑭 𝒒 𝒂𝒔 𝑭 𝒂𝒅 Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications Justification interne 𝑭 𝒒 𝒂𝒔 𝑭 𝒂𝒔 2H/3 0,6*H H/2 H/3

23 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Vérification hydrodynamique 1 –SPÉCIFICITÉS DES MURS EN «  T inversé  » ETAPE 2: AFFECTATION DES FORCES ETAPE 1 : DECOUPAGE TRANSVERSAL ETAPE 3: CALCUL DES MOMENTS Moments stabilisants : Moments renversants : Au niveau de la géométrie et des chargements : A - Forces dynamiques de poussée Formes géométriques simples Homogénéité Au niveau de l’étude : - Composantes verticales des poids dynamiques - Composantes horizontales des poids dynamiques Approche de base M-O B - Forces dynamiques de poids - Poussée passive - Composantes horizontales de poussée active C- Sous-pressions de l’eau A - Composantes verticales de poussée active - Résultante des sous-pressions 𝟔 𝑾𝒉 𝑾𝒗 Méthode établie Terrain mort amont 𝑾𝒉=𝒂 𝒉 ∗𝑾 Voile 𝑭 𝒂𝒅 l 𝟓 Remblai Amont Justification externe 𝑾𝒉 ( Rôle Stabilisateur) M 𝟑 𝑾𝒗 d 𝑾𝒗=𝑾∗(1 ∓𝒂 𝒗 ) Un déplacement limite du sol provoque une rupture au sein de sol Citer les simplifications 𝟏 𝟐 𝑾𝒉 𝑭 𝒑𝒅 Remblai Aval 𝑾𝒉 𝑾𝒉 Terrain mort aval 𝟕 𝑾𝒗 Justification interne ( Rôle Stabilisateur) 𝑾𝒗 𝑾𝒗 𝑾𝒉 𝑾𝒗 𝟒 O B Patin Talon 𝐔

24 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Vérification hydrodynamique A – STABILITÉ DU TALUS Approche de base M-O En étude Statique Stabilité classique des talus Méthode établie 𝜷≤𝛗 Justification Externe Justification externe En étude dynamique Stabilité du talus dépend des caractéristiques sismiques Stabilité du talus Stabilité du talus 𝜷≤𝝋−𝜽 Renversement On ne peut pas agir sur teta ! Tiers central Mesure a prendre en cas de non vérification: Diminuer la valeur de l’angle β Glissement Poinçonnement Compactage ( non excessif ) pour augmenter la valeur de φ Justification interne

25 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Vérification hydrodynamique B – STABILITÉ AU RENVERSEEMENT Approche de base M-O 𝑴 𝒔𝒕𝒂𝒃𝒊𝒍𝒊𝒔𝒂𝒏𝒕𝒔 𝑴 𝒓𝒆𝒏𝒗𝒆𝒓𝒔𝒂𝒏𝒕𝒔 ≥𝑭𝑺 Etude Statique : 𝑭𝑺= 1,5 Méthode établie Etude Dynamique : 𝑭𝑺= 1 Justification Externe Justification externe Mesure a prendre en cas de non vérification: Stabilité du talus Augmenter la largeur de semelle ( talon ) Renversement Renversement Tirants d’ancrages On ne peut pas agir sur teta ! Tiers central Glissement Poinçonnement Justification interne

26 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Vérification hydrodynamique C – VÉRIFICATION DU TIERS CENTRAL Approche de base M-O Excentrement de la résultante 𝒆= 𝑴 𝒔𝒕𝒂𝒃𝒊𝒍𝒊𝒔𝒂𝒏𝒕𝒔 − 𝑴 𝒓𝒆𝒏𝒗𝒆𝒓𝒔𝒂𝒏𝒕𝒔 𝑹 𝒗 − 𝑼 ≤ ≥ 𝒆 𝒎𝒊𝒏 = 𝑩 𝟑 Méthode établie Justification externe Justification Externe Stabilité du talus Renversement On ne peut pas agir sur teta ! Tiers central Tiers central Diagrammes de contraintes triangulaire Diagrammes de contraintes trapézoïdale Glissement Sol complétement comprimé Sol tendu négligé Poinçonnement Justification interne

27 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Vérification hydrodynamique D – STABILITÉ AU GLISSEMENT Approche de base M-O 𝑹 𝒗 −𝑼 ∗𝒕𝒂𝒏()+𝒄.𝑩′ 𝑹 𝒉 − 𝑭 𝒑𝒔 ≥𝑭𝑺 Etude Statique : 𝐹𝑆= 1,5 Etude Dynamique : 𝐹𝑆= 1 Méthode établie Justification externe Justification Externe Mesure a prendre en cas de non vérification: Bêche d’ancrage Stabilité du talus Renversement On ne peut pas agir sur teta ! Tiers central Glissement Glissement Augmenter la largeur de la semelle B Poinçonnement Justification interne

28 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Vérification hydrodynamique E– VÉRIFICATION DE NON POINÇONNEMENT Approche de base M-O  𝒓𝒆𝒇 ≤ 𝒒 𝒂𝒅𝒎 Méthode établie  Pour un diagramme de contrainte trapézoïdale ;  𝒓𝒆𝒇 = 𝟓∗ (𝑹 𝒗 −𝑼) 𝟐∗𝑩 ∗ 𝟏−𝟏,𝟐∗ 𝒆 𝑩 Pour un diagramme de contrainte triangulaire ;  𝐫𝐞𝐟 = (𝐑 𝐯 −𝑼) 𝟐∗𝐞 Justification Externe Justification externe Stabilité du talus Renversement On ne peut pas agir sur teta ! Mesure a prendre en cas de non vérification: Tiers central Augmenter la largeur de semelle Glissement Alléger la structure ( si possible) Poinçonnement Poinçonnement Justification interne

29 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD Vérification hydrodynamique A – ETUDE DU VOILE B – ETUDE DE LA SEMELLE Approche de base M-O Diagramme des contrainte du sol Meyerhof Poids des terres et surcharges Poussée s’applique directement sur le voile 𝑭 𝒂𝒅 Réaction du sol Poussée passive négligée Méthode établie Sous-pressions  Sans inclinaison par rapport à la normale d=0 Calcul des aciers dans les sections critiques 𝑭 𝒂𝒔 Justification externe  Justification interne Justification Interne On ne peut pas agir sur teta ! Stabilité du voile Etude du voile Etude de la semelle Etude de la semelle

30 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie MS-T SSD Etude de cas Vérification hydrodynamique A – PREDIMENSIONNEMENT SETRA Prédimensionnement selon SETRA Pré-dimensionnent Prédimensionnent 0, 3 m Chargements Moments 5,95 m 1,71 ° 0,7 ° 6,5 m Résultats On ne peut pas agir sur teta ! 1 m 0,178 m 0,072 m 2,05 m 0,55m Drainage Caractéristiques sismiques 𝐚 𝒉 =𝟎,𝟏𝟐 𝐚 𝐧 =𝟎,𝟏𝐠 𝐚 𝒗 =𝟎,𝟎𝟑𝟔

31 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie MS-T SSD Etude de cas Vérification hydrodynamique B – Chargements appliqués au mur Poids dynamique Poussée passive Poussée active q = 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟐 Pré-dimensionnent b =10° 𝟒 𝟏 Chargements Chargements 𝑭 𝒂𝒅  = 𝟏𝟕 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟑  𝒔𝒂𝒕 = 22 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟑 𝑭 𝒂𝒅  = 25° q = 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟐 𝑭 𝒂𝒔 c = 0 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟐 H 𝒓 =6,5 m Sol sec Moments 𝑭 𝒒 𝒂𝒔 𝑭 𝒑𝒅  = 𝟏𝟗 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟑  = 35°  𝒔𝒂𝒕 =𝟐𝟒 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟑 c = 0 𝑭 𝒑𝒅 𝑭 𝒑𝒔 On ne peut pas agir sur teta ! H 𝒃 =1,5 m 𝑭 𝒂𝒅 𝟑 𝑭 𝒑𝒘 𝑭 𝒑𝒔 𝟐 𝒎 Résultats 𝑭 𝒑𝒅 𝑭 𝒑𝒅 𝑭 𝒂𝒅 𝟓 1 𝒎 Sol saturé 𝟐 𝑭 𝒂𝒔 𝑭 𝒑𝒔 𝑭 𝒑𝒔 𝑭 𝒂𝒘 𝑭 𝒂𝒔 Drainage  = 𝟏𝟗 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟑  = 35° c = 15 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟐 𝑈 31

32 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie MS-T SSD Etude de cas Vérification hydrodynamique Moments des forces de poussée active Moments des forces de poussée passive Moments des forces de surcharges Moments de la résultante des sous-pressions Moments des poids dynamiques Composantes horizontales Coté amont Composantes verticales Pré-dimensionnent Eléments Forces [KN/m] Bras de levier [m] Moment [KN.m/m] 1 0,616 2,53 1,56 2 5,14 3,525 18,12 3 1,52 3,85 4 5,70 0,275 1,57 5 18,81 4,25 79,94 6 7,84 1,275 10,00 7 0,642 6,59 4,22 8 1,14 1,025 1,16 9 1,29 0,775 1,004 Notations Forces [KN/m] Bras de levier [m] Moment [KN.m/m] S. Ascendant S. Descendant S. Ascendant 𝐌𝐅𝟏 𝐚𝐬 𝐡 81,48 3,6 293,33 𝐌∆𝐅𝟏 𝐚𝐝 𝐡 20,70 26,11 4,88 100,92 127,41 𝐌𝐅𝟐 𝐚𝐬 𝐡 68,43 1 𝐌∆𝐅𝟐 𝐚𝐝 𝐡 90,02 79,10 1,33 119,71 105,20 𝐌𝐅𝟑 𝐚𝐬 𝐡 5,86 0,66 3,87 𝐌∆𝐅𝟑 𝐚𝐝 𝐡 7,72 6,29 1,2 9,25 7,54 𝐌𝐅𝐪 𝐚𝐬 𝐡 28,56 3,39 97,83 𝐌∆𝐅𝐪 𝐚𝐝 𝐡 7,25 9,15 4,52 32,77 41,35 𝐅𝐰 𝐚 20 13,2 Notations Forces [KN/m] Bras de levier [m] Moment [KN.m/m] S. Ascendant S. Descendant 𝐌𝐅𝟏 𝐩𝐬 8,76 1,16 10,16 𝐌∆𝐅𝟏 𝐩𝐝 −0,88 −0,25 1,3 -1,14 -0,32 𝐌𝐅𝟐 𝐩𝐬 35,05 0,5 17,52 𝐌∆𝐅𝟐 𝐩𝐝 −6,23 −3,678 0,66 -4,11 -2,42 𝐌𝐅𝟑 𝐩𝐬 16,60 0,33 5,47 𝐌∆𝐅𝟑 𝐩𝐝 − 2,98 − 1,77 0,6 -1,78 -1,06 𝐌𝐅𝐪 𝐩𝐬 83,025 0,75 62,26 − 8,41 − 2,37 1 -8,41 -2,37 𝐌𝐅𝐰 𝐩 5,00 13,2 1,65 Composante horizontale MF q h =2,95∗6,65 =𝟏𝟗,𝟔𝟏 𝑲𝑵.𝒎/𝒎 Eléments Forces [KN/m] Bras de levier [m] Moment [KN.m/m] S. Ascendant S. Descendant 1 4,95 5,32 1,502 7,43 8,00 2 41,29 46,23 1,32 54,50 61,02 3 12,24 13,15 1,12 13,71 14,73 4 45,80 49,23 1,8 82,44 88,61 5 151,18 162,47 2,575 389,28 418,36 6 63,03 67,73 162,30 174,40 7 5,16 5,54 2,892 14,92 16,02 8 9,15 9,82 0,5 4,58 4,91 9 10,41 11,18 5,20 5,59 Notations Forces [KN/m] Bras de levier [m] Moments [KN.m/m] S. Ascendant S. Descendant 𝐌𝐅𝟏 𝐚𝐬 𝐯 11,93 3,6 42,948 𝐌∆𝐅𝟏 𝐚𝐝 𝐯 3,03 3,82 10,908 13,752 𝐌𝐅𝟐 𝐚𝐬 𝐯 4,97 17,892 𝐌∆𝐅𝟐 𝐚𝐬 𝐯 6,54 5,75 23,544 20,7 𝐌𝐅𝟑 𝐚𝐬 𝐯 0,426 1,533 𝐌∆𝐅𝟑 𝐚𝐝 𝐯 0,56 0,46 2,016 1,656 𝐌𝐅𝐪 𝐚𝐬 𝐯 4,18 15,048 𝐌∆𝐅𝐪 𝐚𝐬 𝐯 1,062 1,34 3,823 4,82 Chargements 𝑴 𝑼 =𝟓𝟒∗𝟐=𝟏𝟎𝟖 𝑲𝑵.𝒎/𝒎 Composante verticale MF q v =21,01 ∗2,54=𝟓𝟑,𝟑𝟔 𝑲𝑵.𝒎/𝒎 Moments Moments On ne peut pas agir sur teta ! Coté aval Résultats MF q′ =15∗0,5 =𝟕,𝟓 𝑲𝑵.𝒎/𝒎 Drainage

33 OK OK Largeur du talon : 2,8 m au lieu de 2,05 m
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie MS-T SSD Etude de cas Vérification hydrodynamique STABILITÉ EXTERNE Vérification de la stabilité au renversement Pré-dimensionnent - En négligeant l’apport passif - En prenant en compte l’apport passif Redimensionnement Largeur du talon : 2,8 m au lieu de 2,05 m Largeur du patin : 1,8 m au lieu de m. Cas d’un séisme ascendant 𝑀 𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 𝑀 𝑟𝑒𝑛𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 = 912,9 988,34 = 𝟏,𝟎𝟏> 𝟏 Stabilité au renversement non vérifiée Chargements Cas d’un séisme ascendant 𝑀 𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 𝑀 𝑟𝑒𝑛𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 = 912,9 988,34 = 𝟎,𝟗𝟐𝟑 < 𝟏 Stabilité au renversement non vérifiée Cas d’un séisme ascendant 𝑀 𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 𝑀 𝑟𝑒𝑛𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 = 1753, ,45 = 𝟏,𝟒𝟖> 𝟏 Stabilité au renversement vérifiée Moments OK OK Cas d’un séisme descendant 𝑀 𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 𝑀 𝑟𝑒𝑛𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 = 1062, ,19 = 𝟏,𝟎𝟓𝟓>𝟏 Stabilité au renversement est vérifiée Cas d’un séisme descendant 𝑀 𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 𝑀 𝑟𝑒𝑛𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 = 971, ,19 = 𝟎,𝟗𝟔<𝟏 Stabilité au renversement non vérifiée On ne peut pas agir sur teta ! Résultats Résultats Cas d’un séisme descendant 𝑀 𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 𝑀 𝑟𝑒𝑛𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑛𝑡𝑠 = 1863,5 1200,1 = 𝟏,𝟓𝟓>𝟏 Stabilité au renversement vérifiée Drainage => REDIMENSIONNER

34 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie MS-T SSD Etude de cas Vérification hydrodynamique STABILITÉ EXTERNE Vérification du tiers central Pré-dimensionnent E𝒙𝒄𝒆𝒏𝒕𝒓𝒊𝒄𝒊𝒕é Cas d’un séisme ascendant e= 1835,1−1179,3 472,78 = 𝟏,𝟑𝟖𝟕 𝒎 Cas d’un séisme descendant e= 1954,6−1200,1 507,45 =𝟏,𝟒𝟖𝟔 𝒎 Chargements Moments 𝒆 𝒎𝒊𝒏 =𝟏,𝟕𝟏𝟔 𝒎 Sol partiellement comprimé => distribution des contraintes triangulaire On ne peut pas agir sur teta ! Résultats Résultats Drainage 𝐁 ′ =𝟒,𝟏𝟔

35 OK OK Encastrement du voile : e = 1,40 m au lieu e = 0,55 m
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie MS-T SSD Etude de cas Vérification hydrodynamique STABILITÉ EXTERNE Vérification de la stabilité au glissement Pré-dimensionnent Redimensionnement - En prenant en compte l’apport passif - En négligeant l’apport passif Encastrement du voile : e = 1,40 m au lieu e = 0,55 m Couronnement   : c = 0,40 m au lieu c = 0,30 m Largeur du talon   : t = 3,00 m au lieu t = 2,80 m Largeur du patin  : p = 2,00 m au lieu p = 1,80 m Cas d’un séisme ascendant 472,78∗𝑡𝑎𝑛 30 +(15∗4,16) 399,50−130,47 =𝟏,𝟐𝟒> 𝟏 Stabilité au renversement vérifiée Cas d’un séisme ascendant 472,78∗𝑡𝑎𝑛 30 +(15∗3,46) 399,50 =𝟎,𝟖𝟏< 𝟏 Stabilité au Glissement non vérifiée Chargements Cas d’un séisme ascendant 573,43∗𝑡𝑎𝑛 30 +(15∗6,40) 421,04 =𝟏,𝟎𝟏> 𝟏 Stabilité au renversement vérifiée Moments OK OK Cas d’un séisme descendant 507,45∗tan 30 +(15∗4,458) 394,57−140,36 =𝟏,𝟒𝟏>𝟏 Stabilité au renversement vérifiée Cas d’un séisme descendant 507,45∗tan 30 +(15∗3,91) 394,57 =0,88<𝟏 Stabilité au Glissement non vérifiée On ne peut pas agir sur teta ! Résultats Résultats Cas d’un séisme descendant 616,33∗tan 30 +(15∗6,40) 416,32 =𝟏,𝟎𝟖>𝟏 Stabilité au renversement vérifiée Drainage => REDIMENSIONNER

36 Pas de risque de poinçonnement
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie MS-T SSD Etude de cas Vérification hydrodynamique STABILITÉ EXTERNE Vérification de non –poinçonnement Pré-dimensionnent Cas d’un séisme ascendant  𝒓𝒆𝒇 =𝟏𝟑𝟎,𝟒𝟑 𝑲𝑵/𝒎² 𝒒 𝒂𝒅𝒎 =𝟏𝟔𝟏𝟕 𝑲𝑵/ 𝒎 𝟐 𝒒 𝒂𝒅𝒎 ≫ 𝒒 𝒓𝒆𝒇 Pas de risque de poinçonnement Chargements OK OK Moments Cas d’un séisme descendant  𝒓𝒆𝒇 =𝟏𝟑𝟓,𝟒𝟎 𝑲𝑵/𝒎² 𝑞 𝑎𝑑𝑚 ≫ 𝑞 𝑟𝑒𝑓 𝒒 𝒂𝒅𝒎 =𝟏𝟓𝟑𝟒 𝑲𝑵/𝒎² Pas de risque de poinçonnement On ne peut pas agir sur teta ! Résultats Résultats Drainage

37 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie MS-T SSD Etude de cas Vérification hydrodynamique STABILITÉ INTERNE Etude du voile Etude de la semelle Pré-dimensionnent 5,95 m BAEL 91 mod 99 Console en flexion simple Chargements 𝟏,𝟑𝟐 𝒄𝒎² Moments de service par rapport aux sections 1-6 Moments de service par rapport aux sections 7,8 Diagramme de Meyerhof 2,𝟗𝟒 𝒄𝒎² Aciers principaux Moments Fiss Préj => ELS 5,𝟔𝟏 𝒄𝒎² Aciers de répartition On ne peut pas agir sur teta ! Règles forfaitaires ADETS Résultats Résultats H/6 𝟗,𝟒 𝒄𝒎² Aciers de l’effort tranchant 𝑨 𝟕 =𝟐𝟏,𝟎𝟓 𝒄𝒎²/𝒎 => ELU Drainage 𝟏𝟒,𝟐 𝒄𝒎² 𝑨 𝟖 =𝟑𝟔,𝟒𝟒 𝒄𝒎²/𝒎 𝟐𝟏,𝟗 𝒄𝒎² 0 m

38 Vérification hydrodynamique
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie MS-T SSD Etude de cas Vérification hydrodynamique DRAINAGE INTERNE DU MUR - Barbacanes en PVC   = 200 mm e = 2 m , h = 1 m , i = 5% , d = 5cm Pré-dimensionnent Chargements - Un caniveau en U en aval Moments On ne peut pas agir sur teta ! Résultats Drainage Drainage

39 TEST DE VALIDATION DU LOGICIEL
Soutenance de Projet de Fin d’Etudes /2014 Etude Comparative Méthode Etablie Etude de cas MS-T SSD TEST DE VALIDATION TEST DE VALIDATION Conclusion Conclusion TEST DE VALIDATION DU LOGICIEL CONCLUSION On ne peut pas agir sur teta !

40 DES MURS DE SOUTENEMENT EN « T inversé » EN STABLILITE
Projet de fin d’ études en vue de l’ obtention du diplôme d’ingénieur d’état de l’ENSAO Option : Génie civil ELABORATION D’UN PROGRAMME DE CALCUL ET JUSTIFICATION DES MURS DE SOUTENEMENT EN « T inversé » EN STABLILITE INTERNE / EXTERNE SOUS SOLLICITATIONS STATIQUES ET DYNAMIQUES - ETUDE DE CAS- Membres du jury : Pr. M. Jamal BOUCHNAIF M. Amal CHEHLAFI M. Mourad TAJ Présenté par : Mlle. Ibtihal BOULEHFA M Mohammed HAKMI