Clouterre 1991 [PDF]

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

SOMMAIRE CHAPITRE 1 LA TECHNIQUE DES OUVRAGES: DESCRIPTION ET DÉVELOPPEMENT ..................... 11 1. DESCRIPTION DE LA TECHNIQUE ................................................................................................... 11 1.1 Définition d’un mur en sol cloué ................................................................................................... 11 1.2 L'exécution par phases ................................................................................................................... 12 2. HISTORIQUE ET DÉVELOPPEMENT................................................................................................. 14 2.1 Origine du clouage ......................................................................................................................... 14 2.2 Le développement du clouage en soutènement .............................................................................. 16 2.3 Le clouage et les brevets ................................................................................................................ 20 2.4 Avantages et limitations ................................................................................................................. 20 3. LE PROJET NATIONAL CLOUTERRE ............................................................................................... 23 3.1 Contexte général ............................................................................................................................ 23 3.2 Les participants et le financement .................................................................................................. 24 3.3 Programme de recherche................................................................................................................ 24 3.4 Expérimentations en vraie grandeur sur les murs en sol cloué du CEBTP .................................... 26 BIBLIOGRAPHIE ....................................................................................................................................... 30 CHAPITRE 2 LE CLOUAGE EN SOUTÈNEMENT: MÉCANISME ET COMPORTEMENT ....................... 35 1. PRINCIPE DE FONCTIONNEMENT DES OUVRAGES..................................................................... 35 2. INTERAGTION SOL/CLOU .................................................................................................................. 40 2.1 Le frottement latéral sol/clou ......................................................................................................... 40 2.1.1. Similitude entre frottement latéral dans un remblai et dans un sol en place ...................... 40 2.1.2. Mobilisation du frottement latéral le long d’un clou.......................................................... 44 2.1.3. Influence du type de clou ................................................................................................... 46 2.1.4. Corrélations entre les paramètres (kβ, qs) et P1................................................................... 46 2.1.5. Influence de la teneur en eau sur le frottement .................................................................. 48 2.1.6. Mobilisation du frottement latéral avec les défomations ................................................... 48 2.2 Butée latérale du sol sur le clou ..................................................................................................... 50 2.2.1. Analogie avec les pieux sollicités horizontalement ........................................................... 50 2.2.2. Essais de cisaillement d'un sol renlorcé par des barres rigides .......................................... 51 2.2.3. Influence de l’orientation des clous sur la mobilisation des efforts ................................... 53 2.2.4. Mobilisation de l'effort nonnal, de l'effort tranchant et du moment fléchissant ................. 55 3. COMPORTEMENT DES OUVRAGES ................................................................................................. 58 3.1 Répartltion des tractions dans les clous et ligne des tractions maximales ..................................... 58 3.2. Etat des contraintes dans le sol du massif en sol cloué ................................................................. 60 3.3. Mobilisation de la résistance à la flexion des clous ...................................................................... 61

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 3.4. Déformations et déplacements d’un mur en sol cloué .................................................................. 63 3.4.1. Déformations internes des murs sous contraintes de service ............................................. 63 3.4.2. Les déplacements du parement .......................................................................................... 64 3.4.3. Comportement du mur durant sa construction ................................................................... 67 3.5 Comportement du parement ........................................................................................................... 68 4. TYPES DE RUPTURE DES MURS EN SOL CLOUÉ .......................................................................... 68 4.1 Rupture par cassure des clous (rupture Interne) ............................................................................. 68 4.2 Rupture par défaut d’adhérence (rupture interne) .......................................................................... 70 4.3 Rupture durant les phases d’excavation ......................................................................................... 71 4.3.1. Rupture par trop grande hauteur d’excavation continue (rupture interne) ......................... 71 4.3.2. Rupture par débourrage (rupture interne)........................................................................... 72 4.4. Rupture externe et rupture mixte................................................................................................... 72 5. LES OUVRAGES MIXTES .................................................................................................................... 73 5.1 Mur en sol cloué avec lits d'ancrages précontraints en tête............................................................ 74 5.2. Tervoile cloué ............................................................................................................................... 75 5.3 Berlinoise clouée ............................................................................................................................ 75 BIBLIOGRAPHIE ....................................................................................................................................... 76 CHAPITRE 3 CONCEPTION ET DIMENSIONNEMENT ............................................................................... 80 1. CONCEPTION DES OUVRAGES - RÈGLES DE L’ART .................................................................... 80 1.1 Domaine et limites d’emploi du procédé ....................................................................................... 80 1.1.1. Contraintes liées à l'environnement ................................................................................... 80 1.1.2. Conditions particulières de sols ......................................................................................... 81 1.1.3. Présence de nappes............................................................................................................. 82 1.2 Choix du procédé de réalisation des clous ..................................................................................... 82 1.3 Dispositions géométriques générales ............................................................................................. 83 1.3.1. Parement - Élévation et tracé en plan ................................................................................. 83 1.3.2. Longueur, répartition et inclinaison des clous ................................................................... 85 1.4 Dispositions de construction .......................................................................................................... 87 1.4.1. Protection contre les eaux .................................................................................................. 87 1.4.2. Profondeur de fiche du parement ....................................................................................... 89 1.4.3. Esthétique des ouvrages ..................................................................................................... 90 1.5 Ouvrages mixtes............................................................................................................................. 90 1.6 Prédimensionnement ...................................................................................................................... 91 1.6.1. Objectifs du prédimensionnement...................................................................................... 91 1.6.2. Influence de la technologie et poids des paramètres géométriques .................................... 92 1.6.3. Paramètre densité de clouage ............................................................................................. 95

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 1.6.4. Abaques de prédimensionnement ...................................................................................... 96 2. PRINCIPES DE JUSTIFICATION DES OUVRAGES .......................................................................... 99 2.1 Analyse de la stabilité .................................................................................................................. 100 2.1.1. Calculs en déformation .................................................................................................... 100 2.1.2. Calculs à la rupture .......................................................................................................... 100 2.1.3. Calculs en rupture - déplacement ..................................................................................... 102 2.2 Estimation des déformations ........................................................................................................ 102 2.3 Justifications expérimentales ....................................................................................................... 104 2.3.1. Comportements en état de service et à la rupture............................................................. 104 2.3.2. Les quatre modes de rupture ............................................................................................ 105 2.3.3. Justification à partir des ruptures sur ouvrages réels........................................................ 106 2.3.4. Mobilisation simultanée des résistances .......................................................................... 106 2.4. Contexte français et international................................................................................................ 108 2.4.1. Contexte français.............................................................................................................. 108 2.4.2. Contexte international ...................................................................................................... 110 2.4.2.1. La méthode allemande de calcul de Stocker et al. (1979)..................................... 110 2.4.2.2. La méthode de Shen aux États-Unis (1978) .......................................................... 112 2.4.2.3. La méthode de Juran (1990) .................................................................................. 113 3. METHODE GENERALE D’ETUDE DE LA STABILITE DU MASSIF CLOUÉ .............................. 115 3.1 Hypothèses et données du calcul aux états-limites ...................................................................... 115 3.1.1. Principes du calcul aux états-limites ................................................................................ 115 3.1.1.1. Formule fondamentale .......................................................................................... 116 3.1.1.2. Prise en compte des clous et des tirants précontraints........................................... 117 3.1.2. Actions ............................................................................................................................. 118 3.1.2.1. Nature des actions ................................................................................................. 118 3.1.2.2. Valeurs caractéristiques des actions ...................................................................... 119 3.1.2.3. Combinaisons d'actions et sollicitations de calcul ................................................ 121 3.1.3. Résistances ....................................................................................................................... 123 3.1.3.1. Critères de rupture des matériaux.......................................................................... 123 3.1.3.2. Valeurs caractéristiques des paramètres de résistance .......................................... 124 3.1.3.3. Valeurs de calcul des résistances .......................................................................... 125 3.1.4. Situations.......................................................................................................................... 127 3.2 Méthodes de calcul ...................................................................................................................... 127 3.2.1. Étapes du calcul ............................................................................................................... 127 3.2.2. Détermination des efforts à la rupture dans les clous (règle du multicritère)................... 128 3.2.2.1. Critères de résistance et méthodes de calcul à la rupture ...................................... 128

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 3.2.2.2. Combinaison des critères de résistance ................................................................. 133 3.2.2.3. Règle de détermination des efforts ........................................................................ 134 3.2.3. Calcul de la stabilité du massif en sol cloué..................................................................... 137 3.2.4. Exemples de calcul et de dimensionnement ..................................................................... 139 3.2.4.1. Exemple du mur des Eparris ................................................................................. 139 3.2.4.2. Exemple de l'expérimentation n° 1 du CEBTP ..................................................... 142 3.2.4.3. Exemple d'un mur cloué mixte avec surcharges et drainage partiel dans un multicouche ........................................................................................................................ 145 3.2.5. Méthodes simplifiées ....................................................................................................... 148 3.2.5.1. Hypothèse.............................................................................................................. 148 3.2.5.2. Conditions d'utilisation ......................................................................................... 149 3.3 Prise en compte de la sécurité ...................................................................................................... 150 3.3.1. Règles pratiques ............................................................................................................... 150 3.3.2. Illustration ........................................................................................................................ 151 4. JUSTIFICATION DU PAREMENT ..................................................................................................... 151 4.1 Rôles mécaniques du parement - Modélisation de calcul ............................................................ 151 4.2 Détermination des efforts appliqués au parement ........................................................................ 152 4.3 Calcul du parement ...................................................................................................................... 153 4.4 Justifications de resistance ........................................................................................................... 154 4.4.1. Justification à la flexion ................................................................................................... 154 4.4.2. Justification au poinçonnement autour de la tête d'un clou. ............................................. 155 BIBLIOGRAPHIE ..................................................................................................................................... 155 Annexe 1 ABAQUES DONNANT LE FROTTEMENT LATÉRAL UNITAIRE qs POUR LE PRÉDIMENSIONNEMENT DES CLOUS............................................................................................... 158 1. CONSTITUTION DE LA BANQUE DE DONNÉES .................................................................. 158 2. ABAQUES DE PRÉDIMENSIONNEMENT ............................................................................... 160 3. MÉTHODE DE DIMENSIONNEMENT ...................................................................................... 160 Annexe 2 ABAQUES DE STABILITÉ POUR LE PRÉDIMENSIONNEMENT DES MURS EN SOL CLOUÉ ...................................................................................................................................................... 164 1. DENSITÉ DE CLOUAGE............................................................................................................. 164 2. ABAQUES DE STABILITÉ ......................................................................................................... 164 3. UTILISATION DES ABAQUES .................................................................................................. 168 4. CALCUL DE LA SÉCURITÉ ....................................................................................................... 168 4.1 Calcul traditionnel ................................................................................................................ 168 4.2 Calcul aux ELU .................................................................................................................... 168 Annexe 3 STABILITÉ D'UN COIN DE SOL TENU PAR UN CLOU .................................................... 169

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 CHAPITRE 4 RECONNAISSANCE ET ESSAIS ............................................................................................ 171 1. ÉTUDE GÉOTECHNIQUE .................................................................................................................. 171 1.1 Enquête préalable ......................................................................................................................... 171 1.2 Reconnaissance des sols............................................................................................................... 171 1.3 Essais de laboratoire et essais en place ........................................................................................ 172 1.3.1. Sols granulaires ................................................................................................................ 172 1.3.2. Sols cohérents .................................................................................................................. 173 1.3.3. Valeurs caractéristiques des résistances ........................................................................... 173 1.4 Détermination du potentiel de corrosion du sol ........................................................................... 174 1.5 Étude hydrogéologique ................................................................................................................ 174 2. ESSAIS DE CLOUS .............................................................................................................................. 174 2.1 But des essais ............................................................................................................................... 174 2.2 Différents types d’essais .............................................................................................................. 174 2.3 Objectifs des différents essais ...................................................................................................... 175 2.3.1. Essais préalables .............................................................................................................. 175 2.3.2. Essais de conformité en début de chantier ....................................................................... 176 2.3.3. Essais de contrôle en cours de chantier ............................................................................ 176 2.4 Obligalions des divers contractants .............................................................................................. 177 2.5 Réalisalion des clous d’essai et des massifs d’appul.................................................................... 177 2.5.1. Emplacement des clous d'essais ....................................................................................... 177 2.5.2. Massifs d'appui................................................................................................................. 177 2.5.3. Exécution des clous pour les trois types d'essai ............................................................... 177 2.6 Modes opératoires des essais de traction ..................................................................................... 179 2.6.1. Choix du mode opératoire ................................................................................................ 179 2.6.2. Choix de la capacité maximale du clou d’essai................................................................ 180 2.6.3. Matériel et dispositif pour l’exécution des essais............................................................. 180 2.7 Essais de traction à déplacement contrôlé (vitesse constante) ..................................................... 181 2.7.1. Processus de l'essai........................................................................................................... 181 2.7.2. Interprétations des résultats de l'essai .............................................................................. 182 2.7.2.1. Généralités ............................................................................................................ 183 2.7.2.2. Comportement du clou en état de service (To < TL) .............................................. 185 2.7.2.3. Comportement du clou à la rupture T0 = TL .......................................................... 188 2.7.2.4. Calcul du frottement latéral unitaire qs.................................................................. 188 2.8 Essais de traction à effort contrôlé (paliers de fluage) ................................................................. 189 2.8.1. Processus de l'essai à effort contrôlé ................................................................................ 189 2.8.2. Interprétation des résultats de l’essai à effort contrôlé ..................................................... 191

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2.8.2.1. Tracé des courbes de fluage .................................................................................. 191 2.8.2.2. Détermination de la traction critique de fluage ..................................................... 191 2.8.2.3. Tracé de la courbe effort-déplacement .................................................................. 192 2.9 Détermination de la valeur caractéristique de la traction limite ................................................... 192 BIBLIOGRAPHIE ..................................................................................................................................... 193 ANNEXE CALCULS DES DÉPLACEMENTS D'UN CLOU ................................................................. 194 1. GÉNÉRALITÉS ............................................................................................................................ 194 2. CALCULS DES DÉPLACEMENTS ............................................................................................ 196 2.1 Première phase (Y0< Y1) ...................................................................................................... 196 2.2 Dernière phase: phase ultime à la rupture ............................................................................ 198 2.3 Exemple de calcul complet .................................................................................................. 199 CHAPITRE 5 EXÉCUTION DES OUVRAGES .............................................................................................. 202 1. DISPOSITIONS GÉNÉRALES ............................................................................................................ 202 1.1 Généralités - Principe d’exécution des ouvrages ......................................................................... 202 1.2 Terrassements .............................................................................................................................. 204 1.3 Choix du procédé de mise en œuvre des inclusions ..................................................................... 204 1.4 Choix du procédé de mise en œuvre du béton du parement ......................................................... 206 1.5 Moyens mis en œuvre - Matériels ................................................................................................ 206 1.6 Contrôles - Suivi des déformations des ouvrages ........................................................................ 207 1.7 Programme d’exécution des ouvrages ......................................................................................... 208 2. EXÉCUTION......................................................................................................................................... 208 2.1 Terrassements .............................................................................................................................. 208 2.1.1. Hauteur de terrassement ................................................................................................... 209 2.1.2. Dispositions particulières ................................................................................................. 210 2.1.3. Délais ............................................................................................................................... 212 2.1.4. Anomalies - Incidents ...................................................................................................... 213 2.2 Protection contre les venues d'eau ............................................................................................... 213 2.3 Mise en œuvre des inclusions ...................................................................................................... 214 2.3.1. Inclusions directement battues dans le sol ....................................................................... 215 2.3.1.1. Constitution des inclusions ................................................................................... 215 2.3.1.2. Mise en œuvre (Fig. 7) .......................................................................................... 216 2.3.1.3. Blocage de l'inclusion contre (ou dans) le parement ............................................. 217 2.3.2. Armatures scellées dans un forage ................................................................................... 217 2.3.2.1. Constitution des inclusions ................................................................................... 217 2.3.2.2. Mise en œuvre ....................................................................................................... 218 2.3.2.3. Blocage de l'inclusion contre le parement ............................................................. 221

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2.4 Mise en place des armatures du parement.................................................................................... 222 2.5 Mise en œuvre du béton du parement .......................................................................................... 223 2.5.1. Béton banché .................................................................................................................... 224 2.5.2. Béton projeté .................................................................................................................... 225 2.6 Stabilité du parement ................................................................................................................... 226 BIBLIOGRAPHIE ..................................................................................................................................... 227 CHAPITRE 6 DURABILITÉ DES OUVRAGES ............................................................................................. 228 1. INTRODUCTION ET DOMAINE D'APPLICATION ......................................................................... 228 2. CLASSIFICATION DES OUVRAGES SELON LEUR DESTINATION ........................................... 229 3. CLASSIFICATION DES SOLS SELON LEUR AGRESSIVITÉ ........................................................ 230 3.1 Objet et domaine d'application ..................................................................................................... 230 3.2 Principes généraux ....................................................................................................................... 231 3.3 Évaluation de la corrosivité des sols ............................................................................................ 231 3.3.1. Indice global de corrosivité .............................................................................................. 231 3.3.2. Action électrolytique des courants électriques : courants vagabonds .............................. 232 3.4 Détermination des caractéristiques retenues pour l’évaluation de la corrosivité des sols ............ 232 3.4.1. Nature du sol .................................................................................................................... 232 3.4.2. Résistivité ......................................................................................................................... 232 3.5 Nappe phréatique ......................................................................................................................... 233 3.6 pH................................................................................................................................................. 233 3.7 Interprétation des résultals ........................................................................................................... 233 4. PROTECTION DES RENFORCEMENTS METALLIQUES .............................................................. 234 4.1 Généralités ................................................................................................................................... 234 4.2 Aciers ordinaires (limite élastique σe ≤ 500 MPa) ................................................................... 234 4.2.1. Epaisseur sacrifiée à la corrosion ..................................................................................... 235 4.2.2. Protection par gaine plastique .......................................................................................... 236 4.2.3. Galvanisation ................................................................................................................... 237 4.2.4. Protection par revêtement non-métallique ....................................................................... 237 4.3 Aciers à haute limite élastique (σe > 500 MPa)............................................................................ 238 4.4 Matériaux passivables et alliés ..................................................................................................... 238 5. PROTECTION DES RENFORCEMENTS EN « MATÉRIAUX SYNTHÉTIQUES » ....................... 239 6. DURABILITÉ DU PAREMENT .......................................................................................................... 239 6.1 Parement en béton ........................................................................................................................ 239 6.2 Parement en panneaux d’acier ..................................................................................................... 240 6.3 Parement en autres matériaux ...................................................................................................... 240 7. PROTECTION DES TÊTES DE CLOUS ET DES ZONES D’INTERFACE AVEC LE PAREMENT

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 ................................................................................................................................................................... 241 7.1 Généralités ................................................................................................................................... 241 7.2 Types de protection ...................................................................................................................... 242 8. SUIVI DU VIEILLISSEMENT ............................................................................................................. 246 BIBLIOGRAPHIE ..................................................................................................................................... 246 ANNEXE MODES OPÉRATOIRES DES ESSAIS SPÉCIFIQUES........................................................ 248 1. DETERMINATION DE LA VALEUR DU pH D’UN ÉCHANTILLON DE SOL ..................... 248 2. DETERMINATION DU DEGRE D’HUMIDITE D’UN ECHANTILLON DE SOL .................. 248 3. DÉTERMINATION SUR SITE DE LA RÉSISTIVITÉ D'UN SOL ............................................ 249 4. DÉTERMINATION SUR SITE DE LA RÉSISTIVITÉ D’UN ÉCHANTILLON DE SOL ........ 250 CHAPITRE 7 SPÉCIFICATIONS ET CONTRÔLES ...................................................................................... 251 1. SPÉCIFICATIONS ET CONTRÔLES DES MATÉRIAUX ................................................................ 251 1.1 Matériaux constitutifs des armatures des clous ............................................................................ 251 1.1.1. Armatures métalliques ..................................................................................................... 251 1.1.2. Armatures non-métalliques .............................................................................................. 252 1.2 Procédés et produits de protection des armatures des clous contre la corrosion .......................... 253 1.2.1. Protection des aciers ordinaires ........................................................................................ 253 1.2.2. Protection des aciers pour précontrainte .......................................................................... 253 1.3 Coulis de scellement des clous..................................................................................................... 253 1.3.1. Spécifications relatives aux constituants .......................................................................... 253 1.3.1.1. Ciments ................................................................................................................. 253 1.3.1.2. Eau ........................................................................................................................ 253 1.3.1.3. Adjuvants et ajouts spécifiques ............................................................................. 254 1.3.2. Spécifications relatives à la composition et au dosage..................................................... 254 1.3.3. Contrôle de la qualité du coulis........................................................................................ 254 1.3.3.1. Contrôle de conformité des constituants ............................................................... 254 1.3.3.2. Essais de convenance et contrôle d'exécution ....................................................... 254 1.3.3.3 Fréquence des essais .............................................................................................. 257 1.4 Armatures du parement en béton ................................................................................................. 258 1.5 Béton du parement (béton projeté ou coulé en place) .................................................................. 258 1.5.1. Béton projeté .................................................................................................................... 258 1.5.1.1. Spécifications relatives aux constituants ............................................................... 258 1.5.1.2. Spécifications relatives à la composition et au dosage du béton frais ................... 261 1.5.1.3. Contrôle de la qualité du béton projeté ................................................................. 263 1.5.2. Béton coulé en place ........................................................................................................ 265 1.5.2.1. Spécifications relatives aux constituants, à la composition et au dosage .............. 265

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 1.5.2.2. Contrôle de la qualité du béton ............................................................................. 265 1.6 Dispositifs et matériaux de drainage ............................................................................................ 266 1.6.1. Objet du drainage ............................................................................................................. 266 1.6.2. Dispositifs de drainage utilisés......................................................................................... 266 1.6.3. Matériaux de drainage ...................................................................................................... 267 2. CONTRÔLE D’EXÉCUTION DU MUR EN SOL CLOUÉ ................................................................ 267 2.1 Documents à établir avant le commencement des travaux .......................................................... 267 2.1.1. Document précisant le dimensionnement du mur en sol cloué ........................................ 267 2.1.2. Dispositif de drainage ...................................................................................................... 268 2.1.3. Plan de phasage détaillé des différentes opérations de terrassement, de clouage et d'exécution du parement en béton armé ..................................................................................... 268 2.2 Contrôles à effectuer en cours de travaux .................................................................................... 268 2.2.1. Contrôle de la conformité des terrains et de l'hydrogéologie avec les documents géotechniques............................................................................................................................. 268 2.2.2. Contrôle de la conformité des travaux avec les documents d'exécution .......................... 268 2.2.2.1. Mise en place des clous ......................................................................................... 269 2.2.2.2. Phasage d'exécution des travaux ........................................................................... 270 2.2.2.3. Mise en place du béton projeté.............................................................................. 270 3. ESSAIS DE TRACTION SUR LES CLOUS EN COURS DE CHANTIER ........................................ 270 4. CONTRÔLE DU COMPORTEMENT DU MUR EN SOL CLOUÉ .................................................... 271 4.1 Contrôle du comportement du mur en sol cloué pendant son exécution...................................... 271 4.1.1. Nécessité du contrôle ....................................................................................................... 271 4.1.2. Définition des contrôles ................................................................................................... 271 4.1.3. Nature des contrôles et leur obligation............................................................................. 271 4.1.3.1. Contrôle des déformations .................................................................................... 271 4.1.3.2. Contrôle de la traction dans les clous .................................................................... 272 4.1.3.3. Examens visuels du parement béton et contrôle du drainage et des niveaux piézomètriques ................................................................................................................... 272 4.1.4. Fréquences des contrôles.................................................................................................. 272 4.2 Contrôle du comportement du mur en sol cloué en service ......................................................... 273 4.2.1. Nécessité du contrôle ....................................................................................................... 273 4.2.2. Définition des contrôles ................................................................................................... 273 4.2.3. Nature des contrôles et leur obligation............................................................................. 273 4.2.3.1. Contrôle des déformations .................................................................................... 273 4.2.3.2. Contrôle de la traction dans les clous .................................................................... 273 4.2.3.3. Contrôle du drainage et des niveaux piézométriques ............................................ 274

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 4.2.3.4. Contrôle de durabilité des clous: témoins de durabilité ........................................ 274 4.2.4. Fréquence des contrôles ................................................................................................... 275 4.2.4.1. Contrôle des déformations de la paroi clouée et de la traction dans les clous ...... 275 4.2.4.2. Contrôle du drainage ............................................................................................. 275 4.2.4.3. Contrôle de durabilité............................................................................................ 275 4.2.5. Entretien du réseau de drainage ....................................................................................... 276 BIBLIOGRAPHIE ..................................................................................................................................... 276 LISTE DES SYMBOLES ET DÉFINITIONS .................................................................................................. 277

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CHAPITRE 1 LA TECHNIQUE DES OUVRAGES: DESCRIPTION ET DÉVELOPPEMENT 1. DESCRIPTION DE LA TECHNIQUE 1.1 Définition d’un mur en sol cloué Réaliser un mur en sol cloué consiste à renforcer un sol en déblai, au fur et à mesure de son excavation, par la mise en place de barres passives, peu inclinées sur l'horizontale, travaillant essentiellement à la traction et généralement placées parallèlement les unes aux autres. Ces barres peuvent également travailler partiellement à la flexion et au cisaillement. C'est par le biais du frottement qui s'exerce entre le sol et les barres que ces dernières peuvent se mettre en traction. On construit ainsi progressivement et de haut en bas un massif de sol renforcé. Pour éviter que la terre ne s'écroule entre les barres, on doit placer un parement généralement constitué d'un treillis soudé et d'un béton projeté. Ce parement peut être vertical, incliné à des angles très variables ou constitué de redans (Fig. 1). Dans cette technique, les barres passives sont souvent appelées des clous et le sol renforcé est dit sol cloué. Une fois construit, un mur en sol cloué présente une similitude certaine avec un mur en Terre Armée. Cependant, le fait qu'un mur en sol cloué soit réalisé en descendant et en renforçant un sol en place, alors qu'un mur en Terre Armée est obtenu en édifiant un remblai que l'on arme au fur et à mesure, constitue une différence essentielle. De par sa définition, un mur en sol cloué est difficile à réaliser sous la nappe. Il nécessite alors des dispositions spéciales telles que rabattement, drainage, etc.

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1.2 L'exécution par phases La construction d'un mur en sol cloué se fait par phases successives descendantes comprenant (Fig. 2) : 1) un terrassement, généralement limité à 1 ou 2 m de hauteur et éventuellement limité en longueur selon les terrains, 2) la mise en place de clous subhorizontaux ou inclinés au sein du sol en place, 3) la réalisation d'un parement qui peut être fait sur place (béton projeté sur treillis soudé ou béton de fibres) ou à l'aide d'éléments préfabriqués et qui peut être habillé de diverses manières.

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Lors de la phase de terrassement, le sol doit rester stable. Cela requiert l'existence d'une cohésion à court terme dans le sol en place, mais qui n'a pas besoin d'être élevée. Pour la stabilité des phases d'excavation du mur en sol cloué de l'expérimentation n°1 du CEBTP, projet CLOUTERRE, qui avaient 1 mètre de hauteur dans du sable de Fontainebleau, une cohésion de l'ordre de 4 kPa fut suffisante. Lorsque le sol présente peu de cohésion, on peut réaliser l'excavation par plots alternés tout en gardant l'ordre des phases 2,3 ou on peut inverser ces deux phases, c'est-à-dire réaliser le béton projeté avant la mise en place des clous. Les barres peuvent être mises en place de deux façons principales: -

soit par scellement au coulis de ciment ou au mortier dans un forage préalable,

-

soit par battage ou vibrofonçage.

Le clouage avec barres scellées représente, en 1989, un peu plus de la moitié du nombre total de m2 de clouage réalisé en France. D'autres techniques se développent actuellement, combinant à la fois vibrofonçage et injection. Récemment sont apparues en Grande-Bretagne et en France des techniques consistant à foncer des barres à l'aide respectivement d'un canon à air comprimé et d'un canon pyrotechnique. Les armatures sont généralement en acier bien que là aussi d'autres matériaux aient été utilisés

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 (fibres de verre notamment). Le parement, dans le cas du béton projeté armé, a une épaisseur calculée qui est principalement fonction du maillage adopté pour la mise en place des barres. Mais le volume réel de béton projeté mis en place est souvent plus important compte tenu des hors-profils qui se créent à l'excavation. Contrairement à d'autres techniques, comme par exemple la Terre Armée, l'exécution d'un mur en sol cloué constitue une phase critique vis-à-vis de la stabilité locale ou globale. Cette dernière peut être plus faible en phase d'exécution qu'une fois le mur construit. La stabilité locale de l'excavation lors de la phase de terrassement est directement fonction de la hauteur de sol excavé comme l'ont montré notamment les essais et expérimentations réalisés lors de l'expérimentation n°2 du CEBTP, projet CLOUTERRE (Fig. 3).

Il faut toujours prévoir des barbacanes pour évacuer toute infiltration d'eau et, dans les sites soumis à des écoulements hydrauliques internes, il convient de prévoir des dispositifs drainants tels que: -

drains subhorizontaux,

-

additifs de structure drainants, tels que géotextiles mis en place avant le parement.

2. HISTORIQUE ET DÉVELOPPEMENT 2.1 Origine du clouage On peut voir l'origine du clouage, d'une part dans le boulonnage des roches et les systèmes à

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 ancrages multiples, d'autre part dans la Terre Armée qui présente, de par son fonctionnement, une grande similitude avec cette technique. Parmi les ouvrages ou techniques de renforcement des sols en place qui sont assez proches des murs en sol cloué, on doit citer les réalisations suivantes : -

des murs de soutènement, avec barres scellées et parement en béton armé dans des schistes, réalisés en 1961 (Bonazzi et Colombet, 1984) (Fig. 4) ;

-

la méthode autrichienne pour les soutènements de galeries et de tunnels, développée par Rabecwiz (1964) et qui remplace souvent les soutènements traditionnels.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Cette dernière technique consiste à renforcer le terrain par des barres scellées, tout autour de la galerie et immédiatement après l'excavation du front, ce qui permet de réduire très sensiblement le revêtement définitif à mettre en place (Fig. 5). Les barres ont généralement de 3 à 6 m de longueur. 2.2 Le développement du clouage en soutènement Le développement des murs en sol cloué a comporté les étapes suivantes. 1) Premier mur réalisé en 1972/1973 à Versailles par les entreprises Bouygues et Solétanche pour un élargissement de voies SNCF (Rabejac et Toudic, 1974). Il s'agissait d'un mur provisoire dans le sable de Fontainebleau, construit avec une forte densité de barres courtes et scellées au coulis (Fig. 6). Ce mur a été à l'origine du clouage en France. 2) Première expérimentation sur ouvrage réel en Allemagne (Stocker et al., 1979). Le mur construit avec des barres scellées a été poussé à la rupture par surcharge en tête.

3) Première tentative d'industrialisation avec le développement des premiers éléments de parement préfabriqués en France (Louis, 1981). 4) Projet national de recherche sur le clouage (CLOUTERRE 1986-1990) à l'initiative du ministère de l'Equipement (DAEI) avec le concours de la Fédération nationale des Travaux publics et du ministère de la Recherche.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Il convient de mentionner le développement parallèle de certaines techniques de soutènement par renforcement des sols en place, assez proches du clouage, comme: -

la technique des pieux racines, appelés en France micropieux, qui a été développée en Italie par Lizzi (1979) et qui est également utilisée pour la construction d'ouvrages de soutènement, à mi-chemin entre la stabilisation des pentes et les murs en sol renforcé (Fig. 7) ;

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la technique des murs à ancrages actifs multiples, appelés communément «murs épinglés», dans laquelle l'ouvrage est également construit par phases, en descendant (Fig. 8) (Blondeau et al., 1987). La principale différence avec un mur en sol cloué réside dans l'utilisation d'ancrages précontraints à la place des clous. Cette technique permet de limiter les déplacements horizontaux consécutifs aux terrassements.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 A l'heure actuelle, l'ouvrage de soutènement à parement vertical le plus haut réalisé par clouage est le mur provisoire construit pour la fouille de l'Opéra à Montpellier. Ce mur, ceinturant l'excavation, a 21 m de hauteur et a été réalisé avec la technique des barres battues (méthode hurpinoise) dans du sable fin cimenté (Fig. 9a). Il s'agit en fait d'un mur mixte puisqu'il comporte enpartie haute un lit de tirants précontraints. Le mur le plus haut jusqu'à présent réalisé en clouage sans tirant actif est celui de la tête sud du tunnel de Dombes pour le contoumement est de Lyon par le TGV; sa hauteur est de 28 m et il a un fruit de 17° (Fig. 9b).

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En France, au cours de l'année 1988, et bien que le recensement soit difficile, on peut considérer qu'au minimum 50000 m2 de parement de murs en sol cloué ont été construits. A titre d'exemple, pour la réalisation des passages en tranchée couverte du TGV Atlantique, à la sortie de Paris, près

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 de 40000 m2 de murs en sol cloué ont été construits en deux ans. En dehors de la France, la technique est assez bien développée en Allemagne et en Autriche et elle commence à se développer en Amérique du Nord; mais, dans l'ensemble, le développement mondial en est encore à ses débuts. La plus grande part des ouvrages réalisés sont encore des ouvrages provisoires bien que 1988 et 1989 aient vu se construire, en France, beaucoup d'ouvrages temporaires et permanents. Un développement plus rapide de la technique nécessiterait: -

l'utilisation du clouage pour des ouvrages définitifs, ce qui a été l'un des objectifs du projet national CLOUTERRE ; c'est le manque d'expérience sur la durabilité du clouage (corrosion des barres) qui a, jusqu'à maintenant, limité la technique aux ouvrages provisoires;

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une meilleure esthétique du parement par la mise en place de nouvelles technologies (éléments préfabriqués en béton, etc.).

2.3 Le clouage et les brevets L'idée du clouage n'a pas été brevetée, et n'est pas brevetable, compte tenu des nombreuses antériorités qui existent dans ce domaine. Par contre, de nombreux brevets technologiques ont été et peuvent être pris. Ils portent principalement sur les clous et sur le parement (éléments préfabriqués). Ainsi plusieurs brevets portent sur les systèmes de protection des clous contre la corrosion. 2.4 Avantages et limitations Les principaux avantages du clouage pour les soutènements sont: -

un matériel réduit pour la construction,

-

une rapidité d'exécution,

-

une bonne adaptation aux sites,

-

une bonne adaptation aux sols hétérogènes,

-

un coût très compétitif.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 La construction d'un mur cloué ne nécessite qu'un matériel limité et léger: un engin de terrassement pour l'excavation, un engin de forage et une centrale d'injection ou un engin de battage pour la mise en place des barres, une machine à projeter le béton dans le cas où le parement est en béton projeté armé. L'exécution en est rapide puisque la construction se fait en même temps que les terrassements. Même si la technique est simple, la mise en œuvre d'un mur en sol cloué requiert à la fois prudence et compétence de la part de l'entreprise ayant à sa charge la construction. Le clouage est bien adapté aux sites délicats dans la mesure où il ne nécessite pas d'excavation préalable et où le matériel utilisé est léger. Il permet en particulier de réaliser des ouvrages dans des pentes d'accès difficile. Il peut être réalisé par plots, en courbe ou avec un parement incliné, par murs superposés. Bien que la plupart des études et recherches menées jusqu'à présent dans le domaine du clouage aient été limitées à des sols homogènes, cette technique est également bien adaptée aux sols hétérogènes dans la mesure où la densité des clous peut être adaptée à la nature et à la résistance des sols rencontrés. Les clous scellés peuvent passer sans difficulté au travers des sols localement hétérogènes comportant des blocs; il est également possible, pour des raisons d'encombrement, de modifier localement l'orientation, la longueur ou la densité des clous. La technique du clouage est également d'un coût très compétitif dans la mesure où elle conjugue rapidité et simplicité d'exécution avec l'utilisation de matériels légers. Le clouage présente cependant certaines limitations, à savoir: -

des déplacements latéraux et verticaux inhérents au fonctionnement même de la technique,

-

une utilisation limitée aux sols hors nappe ou à l'abri d'un rabattement de nappe,

-

une utilisation difficile ou délicate dans certains sols: sables pulvérulents sans cohésion, sables boulants et sols comprenant des poches d'eau, sols très argileux où la teneur en eau peut augmenter après la construction, sols gélifs.

En ce qui concerne les ouvrages temporaires et définitifs, c'est-à-dire autres que provisoires (cf. chap. 6, § 1), une attention toute particulière doit être portée à la durabilité des clous dans les sols

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 corrosifs et aux déformations à long terme résultant notamment du fluage des sols argileux. Les déplacements latéraux et verticaux constituent une limitation qui est surtout importante en site urbain à cause des ouvrages existants situés à proximité. En effet, comme cela sera précisé au paragraphe 3.4 du chapitre 2, la partie supérieure du parement d'un sol cloué se déplace latéralement et verticalement durant la construction d'une valeur comprise entre un millième et quatre millièmes de la hauteur du mur (Fig. 10). Ce déplacement se répercute à la surface du sol avoisinant, tout en s'amortissant en fonction de la distance au parement; aussi convient-il de vérifier que la structure existante va pouvoir supporter sans dommage une déformation horizontale du sol en extension εh ainsi qu'une déformation verticale de tassement différentiel (distorsion γv) sur une distance λ à partir du parement dont les valeurs sont précisées au paragraphe 3.4.2 du chapitre 2.

L'amortissement des déplacements εh et εv en fonction de la distance au parement n'est pas en général linéaire (Peck 1969) et peut parfois se concentrer sous la forme d'une fissure au droit des extrémités des clous. Dans le cas où la structure existante ne pourrait pas résister à ces déformations, on pourra avoir recours à des tirants précontraints ou à un butonnage en tête du mur à condition de vérifier une deuxième fois que les déplacements provenant de la réalisation du mur resteront compatibles avec la déformabilité des ouvrages existants. La construction de murs cloués sous la nappe n'est pas envisageable, tant pour des problèmes

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 d'exécution que pour la stabilité à long terme, sans un rabattement mettant l'ouvrage à l'abri des surpressions interstitielles. La limitation due à la nature des sols recouvre plusieurs aspects. Avec les sables sans cohésion, il n'est pas possible d'assurer la stabilité d'une excavation subverticale, même limitée en longueur et en hauteur. Les sables boulants et les poches d'eau provoquent des instabilités à la construction qui peuvent être graves de conséquences; afin de les éviter, un drainage du sol au fur et à mesure de l'excavation est nécessaire. Dans le cas des sols argileux, des précautions doivent être prises pour empêcher les infiltrations d'eau qui entraîneront une forte diminution du frottement latéral sollbarres, associée à une perte de résistance du sol. Enfin, de récentes expériences concernant la construction de murs en sol cloué en montagne ont montré que les sols gélifs pouvaient conduire à des désordres par suite du gonflement sous l'effet du gel et de son association avec le mécanisme du clouage. Il convient donc de prendre des mesures appropriées, soit en surdimensionnant les clous pour absorber les efforts dus à la pression de gonflement, soit en plaçant au contact du parement une structure tampon (mur en Texsol, mur-caisson en éléments préfabriqués, etc.) pour empêcher la pénétration du gel. 3. LE PROJET NATIONAL CLOUTERRE 3.1 Contexte général La technique du clouage des sols est une technique récente, ainsi que cela a été vu au paragraphe précédent, et, en ce domaine, la France possède, depuis l'origine, une avance certaine, tant au niveau de la pratique qu'au niveau théorique. Néanmoins, après le démarrage rapide du clouage des sols en ouvrages de soutènement provisoires, le développement de cette technique, pour des ouvrages permanents ou mixtes, butait au début des années 80 sur le manque de recommandations et de réglementations. Pour répondre à ce besoin, le Projet national CLOUTERRE a été créé en 1985 à l'initiative de la DAEI et de la FNTP (Mémoire de présentation CLOUTERRE, avril 1986). Ce projet national, dont la structure est conforme à celle de tous les autres projets nationaux, a permis d'associer, grâce à un financement original, plus de 21 organismes d'origines différentes sur un projet de recherche qui a abouti, en 1991, à la rédaction des recommandations présentées ici-même.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 3.2 Les participants et le financement A côté de la DAEI, qui est à l'initiative du projet et qui a apporté environ 15% du budget global de 21 millions de francs, on trouve 21 participants d'horizons très divers: organismes publics et para-publics (7), maîtres d'ouvrages publics et privés (3), entreprises (11), qui ont financé à plus de 85% le projet CLOUTERRE soit par des cotisations directes, soit en fournissant des prestations en nature. 3.3 Programme de recherche L'objectif était de promouvoir le clouage des sols, aussi bien pour des ouvrages provisoires que pour des structures permanentes, grâce à la rédaction de recommandations. Il fallait clairement délimiter les domaines d'application et compléter l'état des connaissances. C'est à cela que s'est attaché le programme de recherche lancé en 1986 et achevé en 1990. Le projet CLOUTERRE n'ayant pas vocation à développer des recherches technologiques, qui sont du domaine des entreprises, seules les recherches visant à améliorer les connaissances sur le comportement et le dimensionnement des ouvrages ont été réalisées. Quatre axes de recherches ont été ainsi définis et étudiés: 1) une meilleure connaissance du comportement des murs cloués; 2) la détermination des limites du procédé; 3) l'amélioration des méthodes de dimensionnement des ouvrages; 4) l'utilisation du clouage pour des ouvrages permanents. Le premier axe a concerné non seulement le comportement global d'un mur en sol cloué à la rupture (stabilités interne et externe) et en état de service (déformations et déplacements d'ensemble du mur en sol cloué), mais aussi le comportement local de l'interaction sol-clou, qui est un des éléments déterminants pour la stabilité interne du massif en sol cloué. L'étude de la stabilitéinterne d'un mur en sol cloué en cours d'excavation a été faite grâce à l'expérimentation du mur en sol cloué de l'expérimentation n° 2 du CEBTP (CLOUTERRE, CEBTP, décembre 1989) et à l'étude en centrifugeuse de modèles réduits de murs en cours de construction (CLOUTERRE, LCPC, octobre 1987 et décembre 1989). Les déformations et déplacements d'un mur en sol cloué en état de service, ont été, quant à eux, étudiés expérimentalement sur plusieurs

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 ouvrages et modélisés numériquement (CLOUTERRE, CERMES, octobre 1986, octobre 1988 et décembre 1989). En plus du mur en sol cloué de l'expérimentation n° 1 du CEBTP, suivi et instrumenté depuis sa construction jusqu'à sa mise en rupture (CLOUTERRE, CEBTP, mai 1986), cinq ouvrages en sol cloué réalisés en France par différents organismes, ont été instrumentés dans le cadre du projet CLOUTERRE : Autoroute A 71 Vierzon-Bourges (CLOUTERRE, CEBTP, octobre 1987 et décembre 1989) ; RN90-déviation d'Aigueblanche, tranchée des Esserts (CLOUTERRE, CETE Rhône-Alpes, mars 1988 et CLOUTERRE, LRPC, décembre 1989) ; A 30-section Knutange-Hayange, tunnel du Bois des Chênes (CLOUTERRE, CETE de l'Est, novembre 1987 et mars 1988) ; tranchée du terminus de la ligne D du métro de Lyon, Vénissieux (CLOUTERRE, INSA Lyon, octobre 1988) ; talus de la bifurcation A6-A40 Mâcon (CLOUTERRE, SCETAUROUTE, mars 1988). Dans le domaine de l'interaction sol-clou, déterminante dans le clouage, les connaissances ont pu être sensiblement améliorées grâce aux nombreuses recherches expérimentales, numériques et théoriques, conduites dans le cadre du projet CLOUTERRE. Les études expérimentales ont comporté non seulement des recherches originales en laboratoire: mise au point d'un capteur local de pression normale sur un clou de 2 cm de diamètre placé au sein d'un échantillon à l'appareil triaxial (CLOUTERRE, CERMES, décembre 1989); cisaillement d'échantillons de sable renforcés par des tiges ou des plaques métalliques (CLOUTERRE, CERMES, septembre 1987, juin 1988 et décembre 1989); cisaillement direct entre sable et plaque à rigidité normale imposée (CLOUTERRE, IMG, octobre 1989); arrachement de clous en cuve d'étalonnage (CLOUTERRE, IMG, mai 1987) ; mais aussi des essais en vraie grandeur au CEBTP: essais d'arrachement sur plusieurs types de clous (CLOUTERRE, CEBTP, juin 1987, juin 1988 et décembre 1989) ; cisaillement d'un massif de sable renforcé par des clous verticaux (CLOUTERRE, CEBTP, juin 1988). De plus, la collecte des données relatives à plus de 450 essais d'arrachement de clous, réalisés par les entreprises, a permis la constitution de la seule banque de données existante en ce domaine (CLOUTERRE, CEBTP, décembre 1987, juin 1988, janvier 1989 et mars 1989). Elle permet le prédimensionnement des paramètres d'interaction sol-clou par utilisation d'abaques (chap. 3, annexe 1).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 L'aspect théorique et numérique de l'interaction sol-clou a été, quant à lui, développé selon deux directions: 1) l'établissement de la loi de mobilisation du frottement latéral à partir des courbes d'essais d'arrachement (CLOUTERRE, CEBTP, juin 1988 et décembre 1989) ; 2) le développement et l'utilisation d'éléments d'interface dans des logiciels de modélisation du comportement des murs en sol cloué (CLOUTERRE, CERMES, décembre 1989 et CLOUTERRE, IMG, mai 1988 et mars 1989). Le deuxième axe de recherches, dont l'objectif était de déterminer les limites du procédé, a rassemblé les expériences de tous les participants dans le domaine du clouage. Cela a permis de préciser les sols pouvant faire l'objet de clouage, ceux présentant des risques ou ceux à exclure. Le troisième axe de recherches, sur l'amélioration des méthodes de dimensionnement, a consisté à comparer les principales méthodes de calcul actuellement utilisées en France, à étudier l'influence des divers paramètres, notamment ceux de l'interaction sol-clou, et à caler ces méthodes sur des cas réels. Le dernier axe de recherches a concerné l'étude de la corrosion et de la durabilité des clous (CLOUTERRE, TERRASOL, décembre 1989). 3.4 Expérimentations en vraie grandeur sur les murs en sol cloué du CEBTP L'originalité du projet CLOUTERRE a consisté dans la réalisation par le CEBTP, de trois murs expérimentaux en sol cloué qui ont été instrumentés, suivis tout au long de leur construction, puis poussés à la rupture. Chacun de ces murs expérimentaux avait été conçu pour étudier un mode de rupture différent. Le mur en sol cloué de l'expérimentation n° 1 du CEBTP s'est ainsi rompu par cassure des armatures sous l'effet de la saturation du sol à partir de la tête (CLOUTERRE, CEBTP, mai 1986) ; le mur en sol cloué de l'expérimentation n° 2 du CEBTP a, quant à lui, été rompu en augmentant la hauteur de la phase d'excavation (CLOUTERRE, CEBTP, décembre 1989); le mur en sol cloué de l'expérimentation n° 3 du CEBTP a été conduit à la rupture par réduction progressive de la longueur des clous (CLOUTERRE, CEBTP, décembre 1989). Pour se placer dans les meilleures conditions d'expérimentation, chacun des trois murs avait été

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 construit dans un grand massif de sable de Fontainebleau rapporté, mis en place et compacté sous contrôle très strict. Comme pour beaucoup de sables naturels, celui-ci avait une légère teneur en fines qui, combinée à la teneur en eau avec laquelle il avait été compacté, possédait une cohésion apparente suffisante pour assurer la stabilité des phases d'excavation en cours de construction. 

Expérimentation CLOUTERRE n° 1 du CEBTP (1986)

Le mur en sol cloué de cette expérimentation a été réalisé par phases d'excavation de 1 m de hauteur avec des clous scellés de 6 à 8 m de longueur. Sa hauteur totale était de 7 m. L'ouvrage avait été calculé avec un coefficient de sécurité suffisamment faible vis-à-vis d'une rupture par cassure des clous (F=1,1), pour pouvoir être rompu facilement en saturant progressivement le sol à partir de la tête du mur. L'effet de la saturation a été de diminuer la cohésion apparente et d'augmenter le poids volumique total. La ruine complète de l'ouvrage a été empêchée par l'encastrement du parement en béton projeté dans le sol de fondation. Grâce à l'instrumentation mise en place, il a été possible d'effectuer de nombreuses mesures (tractions dans les armatures, déplacements du parement et déformation du massif en sol cloué...) durant et après la construction jusqu'à la rupture. De plus, l'excavation du mur en sol cloué, une fois rompu, a permis une investigation très complète et très fructueuse du comportement de l'ouvrage à la rupture (Fig. 11).

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Expérimentation CLOUTERRE n° 2 du CEBTP (1989)

L'objectif du mur expérimental n° 2 du CEBTP était d'étudier la stabilité, aussi bien locale que globale, du massif en sol cloué en phase d'excavation. Pour cela, un mur cloué de 3 m de haut a été construit puis poussé à la rupture, par augmentation de l'excavation en pied de mur de 1 à 3 m de hauteur. A la première passe (1 m de hauteur d'excavation), l'excavation comme le mur était stable. A la deuxième passe (2 m de hauteur d'excavation) il y a eu rupture locale et stabilisation de l'excavation par formation d'une voûte, le mur est resté globalement stable. A la troisième passe (3 m de hauteur d'excavation) l'effet de voûte a été détruit et la rupture locale s'est propagée jusqu'à la surface conduisant à une rupture globale et interne du mur (Fig. 12).

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Expérimentation CLOUTERRE n° 3 du CEBTP (1989)

La troisième expérimentation d'un mur en sol cloué au CEBTP avait pour but d'étudier le mode de rupture par insuffisance de longueur des armatures. Un mur cloué de 6 m de hauteur a donc été construit et poussé à la rupture, en diminuant progressivement la longueur des clous télescopiques constitués de barres coulissant dans des tubes. Après réduction au minimum de la longueur des clous, l'ensemble de la masse de sol cloué s'est affaissé de 30 cm et a glissé le long d'une surface de rupture, bien localisée, délimitée par les clous (Fig. 13).

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Les longueurs des clous, uniformes au début de l'essai, ont été réduites progressivement au cours de l'expérimentation pour atteindre une répartition de clous très courts à la base du mur (0,50 m) et augmentant en fonction de la hauteur jusqu'à 2,30 m en tête. Cette disposition a imposé la forme de la surface de glissement qui a correspondu à une rupture limite entre le mode par défaut d'adhérence et le mode par rupture externe. BIBLIOGRAPHIE Rapports internes Clouterre Mémoire de présentation du Projet national «CLOUTERRE», avril 1986. CEBTP (1986), Compte-rendu de l'expérimentation en vraie grandeur de la paroi clouée n° 1. Rupture d'une paroi clouée par cassure des armatures, mai 1986. CERMES (1986), Modélisation numérique du clouage, octobre 1986. 30/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 CERMES (1986), Étude du clouage en modèle réduit, octobre 1986. IMG (1987), Essais de laboratoire réalisés en chambre de calibration (pré-rapport), mai 1987. SETRA (1987), Le renforcement des ouvrages en terre armée, août 1987. CEBTP (1987), Essais de traction sur différents types de clous dans du sable de Fontainebleau (pré-rapport), juin 1987. CERMES,( 1987), Rapports d'avancement, juillet 1987 : I-

Etude du fluage des sables.

II- Essais d'arrachement au triaxial. III- Influence de la mise en place des barres sur le frottement en laboratoire. CERMES (1987), Essais de sable renforcé par plaques à la boîte de cisaillement (rapport d'avancement), septembre 1987. LCPC - CERMES (1987), Premiers essais en centrifugation, octobre 1987. CEBTP (1987), Projet d'instrumentation du mur cloué M4 de l'autoroute A 71 à Vierzon, octobre 1987. CETE DE L'EST (1988), Projet d'instrumentation des parois clouées du tunnel du Bois des Chênes, autoroute A 30, 1987. CEBTP (1987), Banque de données des essais d'arrachement de clous et autres inclusions rigides, doc. n° l, décembre 1987. CETE RHÔNE ALPES (1988), Projet d'instrumentation de la paroi clouée de la tranchée des Esserts RN 90, mars 1988. CETE DE L'EST (1988), Compte rendu d'instrumentation et de mesures des parois clouées du tunnel du Bois des Chênes, autoroute A 30, mars 1988. . IMG (1988), La méthode des équations intégrales aux frontières appliquée au renforcement des sols, mai 1988. CEBTP (1988), Banque de données des essais d'arrachement de clous et autres inclusions rigides, doc. n° 2, juin 1988.

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CHAPITRE 2 LE CLOUAGE EN SOUTÈNEMENT: MÉCANISME ET COMPORTEMENT 1. PRINCIPE DE FONCTIONNEMENT DES OUVRAGES Le suivi des murs en sol cloué des expérimentations nos 1, 2 et 3 du CEBTP et leur interprétation ont permis de mieux connaître les principes de fonctionnement des ouvrages en sol cloué. En ce domaine, il faut d'ailleurs reconnaître que l'état des connaissances était assez limité, du fait du nombre important de paramètres (géométrie, longueur, inclinaison des barres, nature des terrains, etc.) qui peuvent intervenir, à l'inverse de techniques de renforcement de sols rapportés, comme la Terre Armée, où les géométries, les sols, armatures et parements utilisés sont beaucoup plus standardisés. Afin de mieux comprendre le fonctionnement du clouage, celui-ci sera présenté en faisant référence à la Terre Armée, et en précisant les différences et les analogies. La première différence fondamentale entre les deux techniques réside dans le mode et le phasage de la construction (Schlosser, 1983). Le clouage est une technique de renforcement des sols en place, où l'ouvrage en sol cloué est réalisé en déblai, par passes descendantes successives. La Terre Armée, quant à elle, est une technique de renforcement de sols rapportés, où l'ouvrage renforcé est construit en remblai, par passes ascendantes successives. Il en résulte, tant pour les déplacements et déformations que pour les contraintes dans le sol et les armatures, des répartitions très différentes entre les deux techniques, pour des géométries équivalentes. Au cours des excavations successives, le sol qui va constituer le mur cloué se décomprime latéralement en même temps qu'il tasse. Il en résulte ainsi, en fin de construction, un léger déversement du parement où les déplacements horizontaux et verticaux sont maximaux en tête. Au contraire, pour les murs en Terre Armée, au cours des phases successives de remblaiement, les déplacements latéraux en pied de mur augmentent par suite de la compression des couches inférieures sous l'effet du poids des terres. Il en résulte, après construction, une légère déformation du parement en pied de mur, où les déplacements horizontaux sont maximaux (Fig. 1).

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Pour ce qui concerne la mise en traction des renforcements, les techniques diffèrent là aussi notablement. Dans le cas des murs en sol cloué, la décompression horizontale du massif au cours des excavations successives a pour effet de solliciter préférentiellement les clous subhorizontaux en traction. La mise en traction d'un lit de clous ne commence à se produire que sous l'effet des excavations des niveaux inférieurs. On peut considérer par exemple le cas typique du clou n° 3 du mur en sol cloué de l'expérimentation n° 1 du CEBTP, présenté sur la figure 2. On y observe que l'effort dans ce clou, nul à la phase d'excavation n° 3, croît au fur et à mesure des phases ultérieures nOS 4, 5, 6 et 7.

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En outre, l'accroissement de traction dans le clou n° 3, dû à l'excavation j, (j = 4, 5, 6 et 7), est d'autant plus petit que j est plus grand; plus précisemment, la traction d'un clou i dépend essentiellement des trois phases d'excavation suivantes i + 1, i + 2 et i + 3. Il en résulte ainsi que les derniers lits de clous sont les moins sollicités. Cependant, on observe en fin de construction une mise en traction progressive de ces lits sous l'effet des déformations à long terme. A l'inverse, dans les murs en Terre Armée qui sont construits de bas en haut, les armatures les plus basses sont les premières et les plus sollicitées en traction. En dépit de ces modes de mise en traction très différents, on observe, au niveau de la répartition finale des tractions dans les armatures et dans les clous, des similitudes importantes et très intéressantes. Pour les deux techniques, comme cela a été observé aussi pour beaucoup d'autres techniques de renforcement, les efforts normaux dans les clous ne sont pas maximaux au parement, mais à l'intérieur du massif cloué. Ce résultat est de portée très générale et caractérise les techniques de renforcement dans lesquelles l'interaction avec le sol est continue tout au long de l'inclusion. Le lieu géométrique des points de traction maximale Tmax permet alors de séparer le massif en deux zones: 1) Une zone active située derrière le parement et où les contraintes de frottement latéral

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 exercées par le sol sur les barres sont dirigées vers l'extérieur; 2) Une zone résistante où les contraintes de frottement latéral sont dirigées vers l'intérieur et s'opposent ainsi au déplacement latéral de la zone active. Pour la Terre Armée, le lieu des tractions maximales Tmax est bien connu, du fait de la simplicité des géométries et de la standardisation des matériaux. Il n'en est pas de même pour les sols cloués, où les paramètres qui interviennent sont plus nombreux et complexes; la détermination du lieu des tractions maximales Tmax y est alors plus compliquée a priori. C'est d'ailleurs une des raisons pour lesquelles la mise au point d'une méthode générale de dimensionnement du type équilibre local (c'est-à-dire permettant de calculer les efforts de traction dans les clous) n'a pu jusqu'à présent être faite, en dépit de tentatives intéressantes (Juran et al., 1990). Une explication mécanique, intéressante et applicable à tout type de renforcement, de la forme et de la ligne des tractions maximales, considérée comme surface de rupture potentielle, a été fournie par Basset et Last (1978). En s'appuyant sur le concept proposé par Roscoe (les lignes de rupture dans un matériau correspondent aux lignes d'extension nulle ε=0), ces derniers ont montré que la présence d'inclusions horizontales résistant à la traction derrière un écran de soutènement vertical modifiait complètement le champ des déformations et que, dans la mesure où le sol renforcé pouvait être considéré comme un matériau ne présentant pratiquement pas de variation de volume sous cisaillement (angle de dilatance nul ν=0), les lignes de rupture devenaient verticales en tête (Fig. 3).

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Il est intéressant de noter que la distinction entre renforcements passifs, du type armature ou clou, et renforcements actifs du type tirants précontraints, est très nette si l'on considère la répartition des efforts normaux. Dans un tirant actif, l'effort normal est constant sur toute la longueur libre, alors que dans une armature ou un clou, l'effort normal varie sur toute la longueur de l'inclusion. Les armatures de Terre Armée et les clous des murs en sol cloué difîerent dans leur comportement. Alors que les armatures de Terre Armée sont souples, travaillent uniquement à l'effort normal et ne reprennent aucun effort tranchant ni moment fléchissant, les clous possèdent parfois une rigidité suffisante qui leur permet de travailler non seulement en traction, mais aussi en flexion-cisaillement. Il est à noter cependant que les clous, dans un ouvrage en service, ne sont pratiquement pas sollicités à la flexion et au cisaillement, sauf parfois localement près du parement. Ce dernier, lorsqu'il est d'épaisseur importante et que le frottement à court terme du terrain est faible, peut parfois être plus ou moins suspendu aux clous pendant les premières phases de construction. La mobilisation d'efforts tranchants ou de moments fléchissants non négligeables n'intervient, lorsque les clous ont une rigidité suffisante, qu'au voisinage de la rupture, lorsque se développe dans le massif une zone de cisaillement autour de la surface de rupture potentielle.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Le clouage, en France, s'est principalement développé suivant deux procédés: -

le premier procédé du type « Hurpinoise » met en œuvre des clous de faible capacité, de faible longueur, assez rapprochés (Sv, Sh≤1 m) comme dans la technique de la Terre Armée et sont généralement constitués d'armatures battues;

-

le second procédé consiste à sceller dans le sol des armatures généralement de forte capacité (TG>200 kN), de plus grande longueur et plus espacées (Sv, Sh > 1 m). Son comportement global est considéré comme similaire à celui du procédé précédent tant que Sv . Sh ≤6 m2.

Les deux procédés se distinguent par deux différences principales: -

la première concerne les efforts repris par le parement (traction T0 en tête de clou, pression locale p du sol); ces derniers sont beaucoup plus faibles dans le procédé dit de la «Hurpinoise» conduisant à mettre en place un parement plus mince;

-

la seconde est relative aux efforts mobilisés dans les clous. Dans le procédé du type «Hurpinoise», aucun cisaillement et moment de flexion n'est mobilisé dans les clous, compte tenu de leur faible inertie.

2. INTERAGTION SOL/CLOU Deux types d'interaction se rencontrent dans le clouage utilisé en soutènement: -

l'interaction la plus importante est le frottement latéral que le sol exerce le long du clou et qui permet la mise en traction du clou,

-

une deuxième interaction, secondaire, est la butée du sol le long du clou lors du déplacement latéral. de ce dernier. Cette butée permet de mobiliser dans le clou des moments fléchissants et des efforts tranchants; elle nécessite que se développe une zone de cisaillement dans le massif cloué.

2.1 Le frottement latéral sol/clou 2.1.1. Similitude entre frottement latéral dans un remblai et dans un sol en place L'expérience de la Terre Armée a montré que le frottement latéral le long d'une inclusion linéaire placée au sein d'un sol et sollicitée en traction était affecté par le caractère tridimensionnel des

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 surfaces en contact. Dans un sol granulaire dense, sous l'effet des contraintes de cisaillement τ exercées par l'inclusion, la zone de sol entourant l'inclusion voit sa tendance à augmenter de volume contrariée par la faible compressibilité du sol avoisinant; il en résulte un accroissement Δ de la contrainte normale initiale 0 s'exerçant à la surface de l'inclusion. C'est le phénomène de la dilatance empêchée (Schlosser et Elias, 1978) qui, dans le cas de la Terre Armée, a conduit à définir un coefficient de frottement apparent μ défini par : μ=τ/0 et pouvant être largement supérieur au frottement réel: μ=τ/(0+Δ) Ce phénomène a été mesuré en place, pour la première fois, par Plumelle (1979) au CEBTP lors d'essais de traction de tirants passifs préalablement enterrés dans un remblai en sable de Fontainebleau. La figure 4 montre qu'au voisinage immédiat du tirant, l'augmentation Δ peut atteindre quatre fois la 1 valeur de la contrainte normale initiale 0.

Dans le cadre du projet CLOUTERRE (CLOUTERRE, CERMES, décembre 1989), ce phénomène a également été observé lors d'essais d'extraction de clous en modèle réduit en mini-chambre d'étalonnage, avec mesure locale du supplément de contrainte normale engendré. La figure 5 montre, dans le cas d'un clou lisse et en fonction de la densité du sable, les variations de μ en fonction de la contrainte initiale. 41/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Dans le clouage et les sols en place, il a été observé (Cartier et Gigan, 1983) le même phénomène de dilatance empêchée pour le frottement latéral sur les clous. Il a par ailleurs été montré (Schlosser, 1983) que la résistance latérale unitaire sol-clou qs était pratiquement indépendante de la profondeur; la diminution du coefficient de frottement apparent μ avec la profondeur, résultant de la diminution de la dilatance, est compensée par l'augmentation de la contrainte normale verticale v = γz , soit: qs =μ (z).γz = constante

La figure 6, tirée des observations sur l'expérimentation du mur en sol cloué avec cornières battues de l'autoroute A86 (Cartier et Gigan, 1983), illustre ce point.

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Il en résulte une certaine similitude entre le frottement latéral dans les pieux et dans les clous, qui justifie l'utilisation de corrélations entre les résultats d'essais in situ et la résistance latérale unitaire sol-clou qs le long des clous. Boulon et al. (1986) ont étudié théoriquement et expérimentalement l'influence de la compressibilité du sol autour de l'inclusion sur la valeur de qs, en se fondant sur une analogie avec la boîte de cisaillement à raideur normale (k =/u) contrôlée. En supposant que l'épaisseur e de la zone de sol cisaillée soit petite devant le rayon R de l'inclusion, la raideur peut être exprimée en fonction du module pressiométrique EM par la formule: k=/u=2EM/R où R est le rayon du clou. Des graphiques (Fig. 7) permettent d'estimer qs en fonction de la contrainte normale initiale 0 et de la valeur k dans le cas des sables.

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2.1.2. Mobilisation du frottement latéral le long d’un clou De nombreuses études expérimentales ont été faites sur la mobilisation du frottement latéral dans les clous dans le cadre du projet CLOUTERRE, permettant de préciser et de compléter les résultats d'études antérieures (Plumelle 1979, 1984). La mobilisation du frottement latéral unitaire ne nécessite, comme dans le cas des pieux, qu'un très faible déplacement relatif du clou par rapport au sol, de l'ordre de quelques millimètres ainsi que l'ont confirmé les essais d'extraction en mini-chambre d'étalonnage précédemment cités. La mobilisation du frottement unitaire local sol-inclusion peut être valablement représentée par une loi bilinéaire de type Frank et Zhao (1982) ainsi que le montre la comparaison entre courbes d'arrachement théorique et expérimentale, pour les essais réalisés dans du sable de Fontainebleau au CEBTP (CLOUTERRE, CEBTP, juin 1988 et décembre 1989) (Fig. 8). Cette loi est représentée dans le plan (τ, y) par un palier à qs et deux droites ayant des pentes dans un rapport de 1 à 5 et se coupant à une ordonnée égale à qs/2. Le frottement latéral local peut donc être caractérisé par deux paramètres: ka, pente du premier segment, et qs frottement latéral 44/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 unitaire limite. La figure 9 montre les courbes expérimentales effort-déplacement obtenues dans les essais d'arrachement de clous réalisés par paliers de chargement au CEBTP dans du sable de Fontainebleau (Deguillaume, 1981). On constate que, pour un même type de clou, le déplacement nécessaire pour atteindre le palier sur la courbe de chargement est d'autant plus grand que le clou est plus long. Cela est dû à la déformation du clou, qui se comporte en clou rigide pour les faibles longueurs et en clou souple pour les fortes longueurs.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Il y a dans ces résultats beaucoup d'analogie avec les résultats obtenus, par le LCPC notamment, sur le frottement latéral des pieux. 2.1.3. Influence du type de clou Dans le cadre du projet CLOUTERRE, il a été procédé à l'étude du frottement latéral de plusieurs types de clous placés dans du sable de Fontainebleau : -

barres battues (cornières),

-

tubes battus et injectés,

-

barres scellées par injection gravitaire dans des forages préalables,

-

barres scellées par injection à basse pression dans des forages préalables,

-

barres scellées par injection à haute pression dans des forages préalables.

Les résultats (CLOUTERRE, CEBTP, juin 1988 et décembre 1989) ont montré que les clous scellés de façon gravitaire présentaient, par rapport aux autres types de clous, une grande variabilité dans les paramètres kβ et qs de la courbe d'arrachement. Il apparaît, en particulier, que plus les parois du forage sont lisses et régulières, plus les valeurs de kβ et qs sont faibles. Cela semble dû au fait que le forage réduit la contrainte normale à zéro et que la contrainte initiale 0 après réalisation du clou est de ce fait très faible. Par ailleurs, les irrégularités du forage se traduisent par des effets de dilatance empêchée importants, conduisant à de fortes valeurs de l'accroissement de contrainte normale Δ. 2.1.4. Corrélations entre les paramètres (kβ, qs) et P1 En fonction des divers types de clous indiqués au paragraphe précédent et des principaux types de sols (sables, graves, argiles, marnes, rocher altéré), le projet CLOUTERRE a établi des abaques permettant d'estimer qs (Chap. 3, annexe 1). Ces abaques reposent sur une banque de données regroupant plus de 450 essais d'arrachement de clous obtenus auprès des divers membres du projet. Les corrélations retenues sont différentes de celles données par le DTU 13.2, le SETRA 1985 et TA 86, mais elles n'en diffèrent pas fondamentalement comme le montre la figure 10. Il est également possible d'évaluer la valeur du paramètre kβ à partir de la formule suivante, adaptée des travaux de Frank:

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 kβ=EM/(mR) où R est le rayon du clou, EM le module pressiométrique et m un facteur dépendant de la nature du sol et pouvant varier de 1 à 5. La figure 11 montre une comparaison des valeurs ainsi obtenues avec les valeurs expérimentales pour divers types de clous.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2.1.5. Influence de la teneur en eau sur le frottement Dans un sol ayant un caractère frottant, mais comportant une fraction non négligeable de fines, le frottement à court terme sol-clou peut être très influencé par le degré de saturation Sr. La figure 12, qui illustre l'influence de ce paramètre, est tirée d'expérimentations réalisées dans le cadre de recherches effectuées par la société Terre Année: l'effort d'arrachement maximal est divisé par un facteur supérieur à 2 lorsqu'on passe de la teneur en eau correspondant à l'Optimum Proctor Normal (OPN) à la teneur en eau de saturation. Quant au déplacement correspondant à cet effort maximal, il est divisé par 3. Dans un sol fin (argile, limon), le degré de saturation est un paramètre capital, puisqu'en cisaillement rapide sur sol saturé le frottement sol-clou peut se réduire à l'adhérence non drainée (fraction de la cohésion non drainée).

2.1.6. Mobilisation du frottement latéral avec les défomations Ce sont les déformations internes du mur cloué, et notamment les extensions dans la direction horizontale, qui provoquent la mobilisation du frottement latéral le long des clous et la mise en traction de ces derniers. Ces déformations du mur sont dues aux déchargements latéraux du sol au fur et à mesure des excavations. La figure 13, relative à l'expérimentation n° 1 du CEBTP, montre que dans le cas d'un mur en sable cloué, ayant un rapport de la longueur des clous à la hauteur H du mur (L/H) égal à 1,1, la

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 zone d'extension se situe principalement à l'avant du massif cloué, entre 0 et 4 m de distance du parement.

Par contre, dans le cas d'un mur en argile clouée (mur M4, autoroute A71 Vierzon-Bourges; CLOUTERRE, COFIROUTE-SOCASO-CEBTP, décembre 1989), l'extension horizontale apparaît beaucoup plus uniforme au sein du massif de sol cloué (Fig. 14).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2.2 Butée latérale du sol sur le clou 2.2.1. Analogie avec les pieux sollicités horizontalement L'expérimentation n° 1 du CEBTP conduite dans le cadre du programme CLOUTERRE a clairement montré qu'au voisinage de la rupture par cassure des armatures, il se développe dans un mur cloué une zone de cisaillement où se concentrent les distorsions du sol (Fig. 15a). Les clous, lorsqu'ils ont une certaine rigidité, sont donc sollicités, en plus de la traction, par des efforts de flexion et de cisaillement, à la manière d'un pieu soumis à une force horizontale et à un moment en tête (Fig. 15b).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Le calcul de la résistance des clous se fait dans ce cas, comme pour les pieux sollicités en tête, par la méthode approchée du module de réaction du sol, ce qui conduit à la résolution de l'équation: EId4y/(dz4) + ksDY = 0 Ks

: module de réaction du sol

y

: déplacement latéral du clou

z

: abcisse le long du clou

p = ks . y

: pression latérale sur le clou

D

: diamètre du clou

La solution de cette équation introduit la longueur de transfert l0, donnée par : l0 = (4EI/ks D)1/4 Lorsque la longueur L du clou de part et d'autre de la zone de cisaillement dépasse 3l0, le clou peut être considéré comme infiniment long et symétrique par rapport à la zone de cisaillement, où le moment est donc nul. Le module de réaction ks est généralement calculé à partir du module pressiométrique EM, comme pour les pieux. Les longueurs de transfert des clous sont habituellement de l'ordre de la dizaine de centimètres. Généralement, le calcul en phase élastique doit être complété par une phase de mise en plasticité du sol. On utilise alors une courbe de réaction de la pression latérale comportant une phase élastique linéaire correspondant au module de réaction ks et un palier plastique limité par la pression latérale ultime Pu prise égale à la pression limite P1 ou à la pression de fluage Pf de l'essai pressiométrique. Dans les sols déformables, c'est la plastification du sol qui limite la pression latérale sur le clou; dans les sols raides, c'est la plastification du clou. 2.2.2. Essais de cisaillement d'un sol renlorcé par des barres rigides Plusieurs études expérimentales portant sur des essais de cisaillement à la boîte ou in situ d'un sol renforcé par des barres rigides verticales ou inclinées ont été réalisées, notamment par: luran et al.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 (1981), MarchaI (1984), Plumelle (CLOUTERRE - CEBTP, juin 1988), Delage et al. (CLOUTERRE-CERMES, décembre 1989) Les résultats concordent pour montrer (Fig. 16) que le sol renforcé présente, en plus d'un frottement interne du sol renforcé, une cohésion apparente c due à la présence des barres. L'angle de frottement apparent φ est plus faible que l'angle de frottement φ du sol, car les barres empêchent le développement d'un plan de rupture franc. Tant que la contrainte de confinement n'est pas trop élevée, la présence des barres améliore la résistance au cisaillement. Mais la valeur expérimentale de la cohésion c est en général plus élevée que la valeur théorique donnée par la formule: c =∑T0/S

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 où T0 est l'effort tranchant dans une barre sur le plan de cisaillement, et S la section droite totale des barres cisaillées. Cela s'explique par le fait que la présence des barres modifie sensiblement la répartition de la contrainte normale φ et de la contrainte tangentielle τ le long du plan de cisaillement. Des études par éléments finis ont montré que le comportement était complexe (luran et al., 1981). Les essais réalisés par le CEBTP dans le cadre du projet CLOUTERRE, sur un massif de sable en place renforcé par des clous scellés, présentés à la figure 16, ont montré que les courbes effort-déformation dans des essais de cisaillement sans clou et avec clous avaient le même module de déformation initiale et que le pic était atteint pour sensiblement la même valeur du déplacement. 2.2.3. Influence de l’orientation des clous sur la mobilisation des efforts Toutes les études expérimentales réalisées, et en particulier celles de Marchal (1984), montrent que l'orientation des clous par rapport à la surface potentielle de rupture joue un rôle dans la mobilisation de la traction et du cisaillement (Fig. 17), et plus généralement dans la résistance au cisaillement globale du sol renforcé.

Jewell (1980) a vérifié expérimentalement que les directions optimales pour la mobilisation de la traction dans des clous souples correspondaient aux directions d'extension maximale dans le sol

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 non renforcé (soit environ 30° par rapport à la normale à la surface de cisaillement) (Fig. 18), comme avaient pu le montrer théoriquement Basset et al. (Cf Chap. 2, § 1). Il en résulte par exemple qu'une grande inclinaison des clous vers le bas dans un mur à parement vertical réduit les efforts de traction mobilisés au profit du cisaillement et de la flexion comme le montre les résultats d'études théoriques par la méthode des éléments finis (Shaffie, 1986) (Fig. 19).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2.2.4. Mobilisation de l'effort nonnal, de l'effort tranchant et du moment fléchissant En ce qui concerne la mobilisation de l'effort normal, de l'effort tranchant et du moment fléchissant dans une sollicitation de cisaillement, des études théoriques en élasto-plasticité (Schlosser, 1982, 1983; Blondeau et alo, 1984) et expérimentales (Marchal, 1984) ont mis en évidence les points suivants : 1) Dans le cisaillement d'un massif en sol cloué, la rupture du clou peut se produire soit par traction-cisaillement à l'intersection avec la surface de rupture, soit par plastification aux points de flexion maximale, situé en dehors de la surface de rupture (Fig. 15). Le matériau constituant les armatures des clous étant choisi pour être ductile (acier doux ou semi-dur) la plastification aux points de flexion maximale ne correspond pratiquement jamais à la rupture du clou. Elle se poursuit par une phase de déformation en plasticité contenue qui peut être schématisée par deux rotules plastiques dans le clou, le déplacement latéral étant limité par la mobilisation de la résistance latérale du sol pu, Au cours de cette mobilisation le clou peut se rompre par traction -cisaillement. 2) La liaison sol-clou peut également se rompre suivant les deux modes de rupture correspondant aux deux types d'interaction: -

le frottement latéral unitaire peut atteindre sa valeur limite qs provoquant une rupture par défaut d'adhérence,

-

la pression latérale p exercée par le clou sur le sol peut atteindre sa valeur limite pu provoquant le découpage du sol par les clous (phénomène analogue à celui du « fil à couper le beurre»).

3) Dans le cadre d'un calcul élasto-plastique du système sol-clou, l'étude de la mobilisation et de la combinaison des différents critères de résistance du clou et de l'interaction sol-clou permet de définir la règle dite du multicritère et de déterminer le mode de rupture du système sol-clou. Le principe consiste à combiner les courbes représentatives des différents critères du clou et de ses interactions, dans le plan (Tn, Tc) correspondant au point de flexion nulle (M=0) du clou, c'est-à-dire au point d'intersection du clou avec la surface de rupture potentielle. Il est commode d'utiliser le critère de résistance propre du clou pour lequel Anthoine (1987) a

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 proposé la formule simplifiée suivante: (Tn/Rn)2 + (Tc/Rc)2 + |M/M0|≤1 dans laquelle Rn, Rc et M0 sont respectivement les résistances du clou à la traction, à l'effort tranchant et à la flexion. La rupture du clou par traction et cisaillement pur (M=0), qui correspond au comportement limite d'un clou cisaillé le long d'un joint dans une roche, est représentée par l'ellipse d'équation: (Tc/Rc)2 + (Tn/Rn)2 = 1 et la plastification du clou au point de moment maximal (Tc = 0) par la parabole d'équation: Tc0=aM0/l0[1-(Tn/Rn)2] où a est une constante égale à 3,12 et où Tc0 est l'effort tranchant correspondant sur la surface de rupture potentielle. La plastification du clou correspond à une pression latérale sol-clou dont la valeur maximale sur la surface de rupture potentielle est: P0= 2Tc0/(Dcl0) Suivant la valeur de la pression latérale ultime Pu du solon a des ruptures différentes, caractérisées par les expressions suivantes de l'effort tranchant sur la surface de rupture potentielle: pu≤p0 Tc1 = Pu Dl0/2 (rupture par plastification du sol avant l'armature) pu≥p0 Tc2 = bM0/l0[1-(Tn/Rn)2] + c Pu Dl0 (rupture par plastification du sol avec rotules plastiques sur l'armature) où b et c sont des coefficients égaux respectivement à 1,62 et à 0,24. NOTA: Dans le cas d'un calcul à la rupture, où l'on suppose que le sol est plastifié tout le long du clou entre les deux points de moment maximal, on obtient une fonnule différente, mais qui conduit à un multicritère assez proche dans les applications numériques: Tc2=(2PuM0D)1/2[1-(Tn/Rn)2]1/2

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 La rupture par défaut d'adhérence se traduit par le critère: Tn= qsπDLa L'intersection de ces différents critères donne, dans le plan (Tn, Tc) correspondant au point du clou sur la surface potentielle de rupture, le multicritère de la figure 20 qui pennet, en généralisant au cas présent la règle de normalité, de définir les valeurs respectives de Tc, Tn et M mobilisés à la rupture dans le clou. Il convient de remarquer que ce multicritère a été établi en considérant que la rupture du sol en butée, dans l'interaction de pression latérale sol-clou, correspondait à la plastification d'un premier point du sol. C'est une hypothèse conservatrice et l'on peut de façon plus réaliste considérer que le sol est plastifié sur une certaine longueur du clou. Une autre approximation a été faite en supposant que, dans la phase de plasticité contenue, la plastification de l'armature se réduisait à deux rotules fixes. C'est une hypothèse optimiste, dans la réalité il n'y a pas forcément plastification complète des sections les plus sollicitées avec développement de deux rotules plastiques. Il y a généralement une plastification partielle des sections sur une certaine longueur de l'armature et qui peut évoluer au fur et à mesure de la sollicitation.

Lorsque ces résultats théoriques et expérimentaux sont confrontés aux observations sur les ouvrages réels, il faut garder à l'esprit que les sollicitations dans un mur en sol cloué sont différentes et plus complexes que le simple cisaillement à la boîte. Il y a en effet, au cours de la

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 construction, une décompression latérale du sol qui met préférentiellement en traction les clous. Le cisaillement ne se développe vraiment qu'à l'approche de la rupture et, localement au sein du massif, le long de la surface de rupture; il est alors possible de mobiliser des efforts tranchants dans les clous, comme cela a été observé sur le mur en sol cloué de l'expérimentation n° 1 du CEBTP. Il faut cependant remarquer, que les efforts tranchants ainsi mobilisés restent généralement faibles comparés aux tractions et qu'ils peuvent être considérés comme négligeables dans le cas de clous métalliques battus (barres de faible section). Par ailleurs, pour faire travailler au mieux les clous en traction et pour limiter les déformations, il est préférable d'avoir, notamment dans la partie supérieure du mur, des clous placés le plus horizontalement possible pour réduire les déplacements verticaux, comme l'illustre la figure 19 qui résulte d'une étude théorique par éléments finis. 3. COMPORTEMENT DES OUVRAGES 3.1 Répartltion des tractions dans les clous et ligne des tractions maximales Plusieurs expérimentations en vraie grandeur, précédant le projet national CLOUTERRE, avaient déjà montré que la répartition des tractions le long des clous dans un mur en sol cloué était assez similaire à ce qui pouvait être observé et calculé (méthode des éléments fmis) dans les murs en Terre Année. En l'occurence, le lieu des tractions maximales dans les clous sépare le massif en une zone active et une zone résistante (Cf. Chap.2, §2.1). Les expérimentations en vraie grandeur, les instrumentations d'ouvrages en service, les modèles réduits en laboratoire et les calculs effectués dans le cadre du projet CLOUTERRE ont permis d'améliorer la connaissance de cette répartition. En règle générale, la forme et la position de la ligne des tractions maximales, qui peut être considérée comme une surface de rupture potentielle, sont très différentes de la droite de Coulomb. Cette ligne est située plus près du parement et a une forme incurvée, avec en tête une partie verticale à peu près distante de 0,3 H du parement (H étant la hauteur du mur) dans le cas d'un mur à parement vertical et d'un sol à surface horizontale (Fig. 21). Cependant, l'inclinaison des clous par rapport à l'horizontale, de même que l'inclinaison du parement par rapport à la verticale et la présence d'un talus en tête de mur modifient cette position de la ligne des tractions

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 maximales.

Si l'influence de l'inclinaison des clous a été bien étudiée dans le cadre du projet CLOUTERRE (modèles réduits, expérimentations, calculs en éléments finis), l'influence de l'inclinaison du parement reste encore à analyser. Comme dans la Terre Année, le rapport T0/Tmax de la traction au parement à la traction maximale, toujours inférieur à 1, varie en fonction de nombreux

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 paramètres: un large maillage des clous (espacement horizontal Sh et vertical Sv), une rigidité accentuée du parement ont tendance à augmenter ce rapport. Des mesures faites jusqu'à présent, il ressort qu'en état de service la valeur de ce rapport apparaît plus faible que dans la Terre Armée, avec une moyenne autour de 0,4 à 0,5 à maillage identique. Cela s'explique par le déconfinement latéral du sol qui se produit lors des phases de terrassement avant la mise en place des clous dans la 'construction d'un mur en sol cloué. 3.2. Etat des contraintes dans le sol du massif en sol cloué Il est possible d'approcher l'état des contraintes dans le sol d'un mur en sol cloué, le long de la ligne des tractions maximales, à partir de la connaissance de ces tractions maximales Tmax, en considérant le rapport K défini par : K = Tmax.cosθ/(γz . Sv Sh) où γz : pression des terres au-dessus du point de traction maximale, Sv, Sh : espacements vertical et horizontal entre clous, θ

: inclinaison des clous par rapport à l'horizontale.

Cette formule, valable dans le cas d'un mur en Terre Armée à parement vertical, revient à comparer les tractions maximales dans les clous à la force de poussée qui s'exercerait sur le parement si l'on supprimait les clous tout en maintenant les mêmes déplacements latéraux. On constate, tant à partir des expérimentations faites sur des ouvrages réels que des modèles réduits ou calculs par éléments finis, que l'état des contraintes est proche de l'état K0 (coefficient de pression latérale des terres au repos) en tête d'un mur cloué, alors que, dans le bas, il est au contraire inférieur au coefficient de poussée Ka (Fig. 22). Cela s'explique d'une part par le fait que les clous limitent assez fortement les déplacements du parement, d'autre part par le fait que le frettage du mur à sa base et le développement d'un effet de voûte entre le haut du mur et sa base, lorsque la géométrie le permet (L≈H), tendent à réduire les tractions maximales à la base (K < Ka) et à les augmenter en tête (K> K0).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

Cette diminution du coefficient K avec la profondeur, de K0 à Ka, est beaucoup plus marquée dans les murs en sol cloué que dans les murs en Terre Armée. Cela provient du mode de construction de haut en bas et des phases d'excavation successives qui, une fois le haut du mur construit, mobilisent des effets de voûte entre le haut du mur et sa base. 3.3. Mobilisation de la résistance à la flexion des clous Les clous, notamment les barres scellées, ont une certaine résistance à la flexion. Cette résistance nécessite pour être mobilisée des déformations concentrées et suffisamment importantes. Les modèles et expérimentations en vraie grandeur ont montré que cette résistance à la flexion des barres n'est réellement mobilisée qu'au voisinage de la rupture, lorsque s'initie une surface ou

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 zone de cisaillement dans le mur en sol cloué. De fait, tant que les déformations d'un mur en sol cloué restent faibles, c'est-à-dire sous les contraintes de service, la résistance à la flexion des clous est peu mobilisée. A l'état de service et dans les ouvrages courants à clous subhorizontaux, la valeur maximale du rapport Tc/Tn de l'effort tranchant à l'effort normal est négligeable dans le cas des clous métalliques battus et généralement faible à très faible dans le cas des clous scellés. Les plus fortes valeurs sont atteintes dans le haut du mur, près du parement là où la flexion est la plus grande, résultant du mode de construction (Fig. 23) par excavations successives de haut en bas.

Par contre, lorsque se développe une zone de cisaillement au voisinage de la rupture, la flexion devient importante, comme le montre la figure 24 relative au mur en sol cloué de l'expérimentation n° 1 du CEBTP. L'angle moyen de flexion des clous est de 20° pour une longueur de transfert l0 = 20 cm. La résistance à la flexion des clous participe donc à l'état-limite ultime.

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La flexion des clous, lorsqu'elle est importante, a tendance à orienter les tractions le long de la surface de rupture, ce qui a un effet favorable sur la sécurité. Ce point n'est pas pris en compte dans le dimensionnement actuel des ouvrages. 3.4. Déformations et déplacements d’un mur en sol cloué 3.4.1. Déformations internes des murs sous contraintes de service Les résultats des diverses expérimentations et instrumentations sur ouvrages réels, conduites notamment dans le cadre du projet CLOUTERRE (CEBTP1, CEBTP3, Vierzon, Knutange, Aigueblanche, Mâcon), ont permis de définir des ordres de grandeur pour les extensions et les distorsions subies par un mur en sol cloué. Comme indiqué sur la figure 25, on peut schématiquement considérer que les déformations moyennes d'un mur en sol cloué à surface horizontale peuvent être estimées à partir des valeurs de trois paramètres de déplacement: 0: déplacement horizontal en surface à l'arrière du mur, h: déplacement horizontal de la tête du parement, v: déplacement vertical de la tête du parement.

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Dans l'ensemble des ouvrages instrumentés, il apparaît que le déplacement horizontal h en tête du parement est sensiblement égal au déplacement vertical v. Par ailleurs, le déplacement 0 est généralement compris entre 4H/10000 et 5H/10000, sa valeur variant en sens inverse du rapport L/H, et dépendant également de la nature du sol. Ces déplacements montrent qu'il y a une légère distorsion du massif en sol cloué. Cependant, très peu de mesures de flexion des clous ont été effectuées et les résultats n'ont pas permis de donner un ordre de grandeur de la flexion mobilisée en état de service: elle reste de toute façon très faible pour les ouvrages normalement dimensionnés. 3.4.2. Les déplacements du parement La figure 26a montre un ensemble de résultats de mesures des déplacements du parement, en tête de murs en sol cloué à l'état de service, obtenu dans le cadre du projet CLOUTERRE. Les déplacements horizontaux et verticaux en tête de parement apparaissent sensiblement égaux. Ils sont par ailleurs compris entre H/1000 et 4H/1000, H étant la hauteur du mur en sol cloué, comme l'indique la figure 26b.

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Plus précisément, les déplacements de la tête du parement dépendent des paramètres suivants: -

la vitesse d'exécution,

-

la hauteur des phases d'excavation et le maillage des clous,

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 -

l'extensibilité des clous,

-

le niveau général de sécurité du mur,

-

le rapport L/H,

-

l'inclinaison des clous et dans ce cas leur rigidité à la flexion,

-

la capacité portante du sol de fondation.

Lorsque le mur en sol cloué a une faible valeur du coefficient global de sécurité, les valeurs de 0 et de h ont tendance a être plus élevées. Pour le mur en sol cloué de l'expérimentation n° 1 du CEBTP de CLOUTERRE, dimensionné proche de la rupture (F≈1,1), le déplacement h valait 3H/1000. D'une façon générale, le mur déverse plus lorsque son élancement H/L est élevé. Il est donc normal que les déplacements du parement varient en sens inverse du rapport L/H, comme le montre la figure 26c, qui correspond aux phases de construction du mur en sol cloué de l'expérimentation n° 1 du CEBTP du projet CLOUTERRE. En outre, comme cela a été indiqué au paragraphe 2.23 de ce chapitre, une forte inclinaison des clous sur l'horizontale favorise la mobilisation de la flexion et de l'effort tranchant au détriment de la traction. Il en résulte donc de plus grands déplacements du parement, comme l'ont montré les études paramétriques par éléments finis (Fig 19). On peut noter que, sur le plan de la mobilisation des efforts dans les clous, le déplacement horizontal h est en relation avec les tractions, alors que le déplacement vertical v a plus tendance à mobiliser les flexions, de façon analogue au fonctionnement d'un pieu sollicité latéralement en tête. Lorsqu'il s'agit de vérifier que les structures existantes au voisinage d'un mur en sol cloué dimensionné et exécuté selon les présentes recommandations peuvent résister au champ de déplacements provoqué par la construction du mur, on prendra en l'état actuel des connaissances les règles suivantes: Sols semi- rocheux

Sables

Argiles

y = h

H/1000

2H/1000

4H/1000

κ

0,8

1,25

1,5

où κ permet de déterminer la longueur λ sur laquelle les déformations s'amortissent:

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 λ= H (1- tan η) κ On retiendra par ailleurs que la fondation du mur peut jouer un rôle impor tant sur les déplacements en tête. 3.4.3. Comportement du mur durant sa construction Durant la construction du mur, la mise en traction des clous au parement (T0) se fait au cours des 3 à 4 excavations ultérieures puis cette traction se stabilise (Fig. 2). Cette mise en traction correspond principalement à la décompression latérale du sol ainsi qu'au développement d'effets de voûte successifs au fur et à mesure de l'excavation. Elle est d'autant plus rapide que la hauteur d'excavation est plus grande. Il faut par ailleurs noter que la répartition des tractions le long des armatures évolue au fur et à mesure de la construction du mur: le rapport T0/Tmax, voisin de 1 au début de la mise en traction, atteint progressivement des valeurs beaucoup plus faibles, fonction du niveau du lit considéré, allant de 0,3 à 0,7 dans le cas du mur en sol cloué CEBTP 1 (Fig. 27) et pouvant être encore plus faibles pour des maillages plus serrés.

Les déplacements du parement h et v, faibles au début de la construction, augmentent plus vite que proportionnellement à la profondeur. Cela est dû à l'influence du rapport L/H qui diminue au fur et à mesure de la construction du mur (paragraphe 3.4.2. de ce chapitre, Fig 26c). La stabilité locale des phases d'excavation est l'un des points très importants de la construction d'un mur en sol cloué. Ce point a fait l'objet de nombreuses études dans le projet CLOUTERRE 67/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 (expérimentation en vraie grandeur, modèles réduits centrifugés, modélisations numériques). C'est l'effet de voûte qui est le phénomène majeur dans la stabilité locale de l'excavation. Il nécessite de bons points d'appuis au niveau des clous supérieurs et au niveau de la base de l'excavation et est, par ailleurs, très sensible aux déplacements de ces appuis. Il faut, en outre, éviter les venues d'eau et limiter le fluage en réduisant la durée des phases d'excavation. Il existe une hauteur critique d'excavation à ne pas dépasser, faute de quoi l'effet de voûte est détruit, ce qui provoque une rupture globale avec écoulement du sol tout au long du parement. Les clous, s'ils sont souples, résistent généralement à ce type de rupture, mais le parement descend, ce qui nécessite de le reprendre complètement. La hauteur critique est principalement fonction de la nature du sol; elle est généralement limitée à 2 m. Seule l'expérience permet de la déterminer. Lorsque la nature et le comportement du sol conduisent à une trop faible hauteur critique, on améliore la stabilité locale par un effet de voûte dans le sens horizontal en réalisant l'excavation par plots continus ou alternés. Toutes les observations et instrumentations ont montré un fluage des murs en sol cloué après leur construction. Il se traduit par une légère augmentation des déplacements et des tractions supplémentaires dans les clous, notamment dans ceux du bas du mur. 3.5 Comportement du parement Les études et instrumentations, faites dans le cadre du projet CLOUTERRE, n'ont pas permis de faire une investigation précise du comportement des parements des murs. D'une façon générale, le parement est soumis aux tractions T0 des clous en tête et à la pression des terres P0(z) entre les clous. Il se comporte ainsi plus ou moins comme un plancher dalle. La connaissance des valeurs des deux paramètres T0 et P0 est nécessaire au dimensionnement du parement. 4. TYPES DE RUPTURE DES MURS EN SOL CLOUÉ On distingue les ruptures internes d'un mur en sol cloué et la rupture externe dans laquelle le mur se comporte comme un monolithe. 4.1 Rupture par cassure des clous (rupture Interne) La rupture par cassure des clous est celle qui a été la plus étudiée, à la fois dans les modèles

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 réduits et les quelques expérimentations en vraie grandeur poussées jusqu'à la rupture. L'expérimentation n° 1 du CEBTP, où le mur en sol cloué a été poussé à la rupture par saturation, a montré qu'il se développe dans le mur, au voisinage de la rupture et autour de la ligne des tractions maximales, une zone de sol cisaillé où les armatures sont en flexion. La surface de rupture qui se développe dans le sol est très proche de la ligne des tractions maximales, qui peut donc être considérée comme une surface de rupture potentielle (Fig. 28).

C'est la résistance à la flexion des barres qui empêche le développement d'une surface de rupture nette comme celle que l'on peut observer dans les essais en modèle réduit avec des clous parfaitement flexibles. Avec des clous flexibles, la rupture est brutale et ne prévient généralement pas. La résistance à la flexion des clous permet de plus grandes déformations avant la rupture, ce qui constitue un signal d'alarme et permet en outre une rupture plus progressive. Ce type de rupture peut se produire dans les cas énumérés ci-dessous: 1) Il peut provenir d'un sous-dimensionnement des sections d'armatures; 2) Il peut être dû à une corrosion des armatures métalliques des clous. Ce type de rupture a été provoqué sur un mur en terre armée expérimental (Guilloux et Jailloux, 1979). La rupture observée a été très brutale et correspondait tout à fait à la ligne des tractions maximales;

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 3) Il peut être provoqué par un chargement en tête, si le mur n'a pas été dimensionné pour y résister. Ce type de rupture a été provoqué dans l'expérimentation d'un mur en sol cloué en Allemagne (Stocker et al., 1979). La rupture étant là aussi assez brutale et la surface de rupture, dont la position en tête était liée à la surcharge, correspondait bien à la ligne des tractions maximales; 4) Il peut provenir d'une saturation du mur sous l'effet d'infiltration d'eau (pluies ou dégel). C'est ce processus de mise en rupture qui a été utilisé pour le mur en sol cloué de l'expérimentation n° 1 du CEBTP. La résistance à la flexion des barres a empêché la rupture complète et la destruction de l'ouvrage; 5) Il peut être provoqué par le gel dans les sols gélifs. Ce processus de mise en surtension des clous au voisinage du parement lors de la formation d'un front de gel a été observé récemment sur des murs en montagne et a conduit à des désordres dans le parement. Au cas où le parement serait très résistant, on peut craindre une cassure des clous en traction et une rupture du mur par dégrafage du parement. 4.2 Rupture par défaut d’adhérence (rupture interne) Cette rupture est plus difficile à modéliser en laboratoire et à provoquer en vraie grandeur. C'est la raison pour laquelle elle a été beaucoup moins étudiée que la rupture par cassure des armatures. Cependant, ce type de rupture plus fréquent que le précédent dans les ouvrages réels, résulte d'une mauvaise évaluation du frottement sol-clou et/ou d'erreurs d'exécution. Deux ouvrages connus se sont rompus de cette façon, un mur en service, dit « des Eparris », en 1980 et le mur en sol cloué de l'expérimentation n° 3 du CEBTP (CLOUTERRE, CEBTP, décembre 1989) La rupture par défaut d'adhérence se caractérise par le fait que les clous n'ont pas une longueur suffisante dans la zone résistante pour pouvoir équilibrer les tractions maximales. Les clous sont donc arrachés du sol. L'expérience montre que cette rupture n'est généralement pas brutale, sauf dans certains cas au cours de la construction, et qu'il s'accompagne de grandes déformations. La figure 29 montre l'allure des déplacements dans la rupture du mur des Eparris, construit dans un sol très argileux. Dans ce cas c'est la diminution des caractéristiques mécaniques et donc du frottement sol-clou, à la suite de fortes pluies, qui fut la cause de la rupture. Dans l'expérimentation n° 3 du CEBTP, la rupture a été obtenue en diminuant la longueur des

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 clous dans la zone résistante grâce à des clous télescopiques (Fig. 13, chap. 1). Ce type de rupture peut se produire: -

dans les sols fins sous l'effet d'une saturation ou d'une augmentation de la teneur en eau;

-

lors de la construction, si la longueur des clous en tête du mur est insuffisante, notamment par suite d'une mauvaise évaluation du frottement solclou.

4.3 Rupture durant les phases d’excavation 4.3.1. Rupture par trop grande hauteur d’excavation continue (rupture interne) Durant la construction du mur, si la hauteur des phases d'excavation est trop grande, il peut survenir une rupture assez brutale par instabilité locale et propagation jusqu'au haut du mur. Dans ce type de rupture, le sol s'écoule derrière le parement par suppression successive des effets de voûte. Le parement descend d'un bloc et peut se ficher dans le sol de fondation, les armatures se déformant par flexion, mais pouvant ne pas se rompre. Ce type de rupture et d'instabilité a fait l'objet d'une recherche particulière dans le projet CLOUTERRE (Cf. Chap. 1, §3). Elle s'avère être beaucoup plus fréquente que les deux précédentes. Pour s'en prémunir, il convient de respecter une hauteur d'excavation inférieure à la 71/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 hauteur critique ou de procéder à une excavation par plots. 4.3.2. Rupture par débourrage (rupture interne) Ce type de rupture est assez analogue au précédent dans la forme que prend la rupture. Il en difîere par la cause qui est, dans ce cas, l'existence d'une poche d'eau dans le sol à clouer. Au moment de l'excavation, les pressions interstitielles dans cette poche, jointes aux forces d'écoulement qui apparaissent, déstabilisent localement le sol au droit de la zone d'excavation et, par une rupture rapide et régressive, font s'écouler le sol derrière le parement. Il en résulte un brusque affaissement du parement, qui peut se répercuter sur une certaine distance de part et d'autre de la poche d'eau. Ce type de rupture est fréquent et résulte soit de l'hétérogénéité des sols, soit d'un manque de drainage durant la construction. 4.4. Rupture externe et rupture mixte La rupture externe d'un mur en sol cloué se produit généralement par glissement le long d'une surface de rupture englobant tout l'ouvrage et passant donc dans le sol de fondation (Fig. 30b). Il s'agit d'un type de rupture commun à tous les ouvrages de soutènement. Une rupture externe est due, soit à un mauvais sol de fondation, soit à une trop faible longueur des clous entraînant une rupture d'ensemble comprenant pour partie un glissement du mur sur sa base. La rupture mixte se rapporte à une surface de glissement passant à la fois dans le mur et à l'extérieur du mur (Fig. 30c). Elle combine donc à la fois une instabilité interne et une instabilité externe du mur. Une rupture mixte est généralement provoquée par une trop faible longueur des clous, associée à un défaut de résistance des clous ou du frottement sol-clou.

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5. LES OUVRAGES MIXTES Les ouvrages mixtes sont des ouvrages de soutènement par renforcement du sol en place qui combinent à la fois la technique du clouage et d'autres modes de soutènement (ancrages précontraints, butonnage). Le but d'un ouvrage mixte est en général de limiter les déplacements latéraux de l'ouvrage ou d'éviter les problèmes d'instabilité (blocage des déplacements en tête de mur, très grande hauteur de mur). Mais on utilise également des ouvrages mixtes pour procéder à de plus grandes hauteurs de phases d'excavation ou lorsqu'on est confronté à des problèmes d'instabilité par circulations d'eau.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 5.1 Mur en sol cloué avec lits d'ancrages précontraints en tête Il s'agit de l'ouvrage mixte le plus classique, destiné à réduire les déplacements latéraux du mur cloué par blocage des déformations en tête. La figure 31 montre quelques exemples d'ouvrages mixtes déjà réalisés.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Il est important que les scellements des tirants actifs soient séparés du mur en sol cloué et placés à l'arrière de celui-ci. Une règle approximative consiste à placer les scellements au-delà de la surface de rupture la plus critique englobant l'ouvrage, notamment lorsqu'il s'agit de prévenir des désordres sur des structures avoisinantes et déjà existantes. 5.2. Tervoile cloué Le Tervoile cloué est une technique dans laquelle le mur est construit par excavations successives et en plaçant au fur et à mesure les clous et les ancrages actifs. Le parement est posé au fur et à mesure de l'excavation (Fig. 32) et comprend des tronçons de poteaux préfabriqués, assemblés à l'avancement.

5.3 Berlinoise clouée Cette technique diffère de la précédente par la mise en place de poteaux avant l'excavation (Fig. 33). Le clouage permet d'allonger la distance entre poteaux en diminuant les moments dans le parement et les efforts dans les poteaux.

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CHAPITRE 3 CONCEPTION ET DIMENSIONNEMENT 1. CONCEPTION DES OUVRAGES - RÈGLES DE L’ART 1.1 Domaine et limites d’emploi du procédé Le clouage des sols en place est un procédé qui s'est largement développé pour la construction d'ouvrages de soutènement provisoires ou définitifs exécutés en déblai en raison (Cf. Chap. 1) : -

de sa bonne adaptation aux sites, dans la mesure où il ne nécessite pas d'excavations préalables au-delà du parement de l'ouvrage et où le matériel utilisé, par sa légèreté, est bien adapté aux sites d'accès difficiles;

-

de sa bonne adaptation aux sols hétérogènes, dans la mesure où la hauteur des passes, le mode d'exécution des inclusions et la densité de ces dernières peuvent être assez aisément adaptés à la nature et à la résistance des sols rencontrés;

-

de sa rapidité d'exécution, dans la mesure notamment où les travaux d'exécution des différentes phases de construction de l'ouvrage peuvent être en grande partie masqués par les travaux de terrassement généraux.

Techniquement, les limites d'emploi du procédé sont posées principalement par des contraintes liées à l'environnement de l'ouvrage, par des conditions particulières de sols pour lesquelles le procédé est mal adapté, ou par la présence de nappes. 1.1.1. Contraintes liées à l'environnement Le fonctionnement même des ouvrages cloués engendre des déplacements et des déformations qui peuvent constituer un obstacle à l'emploi du procédé, notamment en site urbanisé. La partie supérieure du parement de l'ouvrage se déplace latéralement et verticalement, essentiellement durant la construction, d'une valeur généralement comprise entre un millième et quatre millièmes de la hauteur verticale de celui-ci. L'importance de ces déplacements dépend de nombreux facteurs, dont notamment, la hauteur du mur, l'inclinaison du parement, la densité et la rigidité des clous, les qualités des terrains concernés et les conditions d'exécution de l'ouvrage (Cf. Chap. 2, §3.4).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Ces déplacements se répercutent à la surface du sol avoisinant tout en s'amortissant avec la distance au parement. En pratique, il convient de vérifier que les structures avoisinantes intéressées par ces déformations peuvent les supporter sans dommage (Cf Chap. 1, §2.4, Chap. 2, §3.4.2.). Certaines dispositions particulières de conception comme l'association de tirants d'ancrage précontraints (ouvrages mixtes) ou le butonnage en tête permettent de réduire cette distance à condition de s'assurer que les déplacements latéraux et verticaux restent encore compatibles avec la déformabilitédes structures existantes. Il importe cependant de ne pas perdre de vue également, et tout particulièrement pour les ouvrages temporaires et permanents, que l'emprise juridique des ouvrages s'étend bien au-delà du parement, jusqu'à l'extrémité la plus éloignée des inclusions (clous et tirants) (Fig.l).

1.1.2. Conditions particulières de sols Si le clouage des sols en place est un procédé qui peut s'avérer bien adapté techniquement dans la plupart des sols rencontrés, il l'est moins dans certains cas, pour des raisons d'exécution ou même de conception. Ainsi, le procédé est généralement mal adapté dans les cas suivants: -

dans les sables sans cohésion apparente dans lesquels il n'est pas possible d'assurer la stabilité d'une excavation même limitée en longueur et en hauteur; d'une manière plus générale, l'emploi du procédé dans des sols granulaires crus, sans cohésion apparente,

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 même s'il est parfois possible, moyennant certaines dispositions d'exécution (traitement préalable des sols par injection, passes de terrassement de faible hauteur ...), perd bien souvent de son intérêt; -

dans les argiles très plastiques et les sols très sensibles, en raison notamment des valeurs relativement faibles du frottement latéral sol/inclusion;

-

dans les argiles gonflantes et les sols gélifs (dans les sites à fort indice de gel), en raison de l'importance des efforts qui peuvent se développer dans les clous et dans le parement; il est à noter toutefois que pour les sols gélifs, certaines dispositions (mise en place d'une protection le long du parement, par exemple) peuvent permettre de limiter ou d'éviter le gel du sol en place et donc ses effets;

-

dans les sols reconnus très agressifs vis-à-vis des matériaux constituants les clous et le parement, tout particulièrement pour les ouvrages permanents.

1.1.3. Présence de nappes La construction d'un mur en sol cloué sous le niveau d'une nappe ne peut être envisagée, à la fois pour des problèmes d'exécution et de conception (stabilité de l'ouvrage, venues d'eau à travers le parement, ...), sans un rabattement efficace garantissant l'ouvrage contre l'action de cette nappe durant sa construction et durant toute sa durée de service. D'une manière générale, une telle disposition ne pourra s'avérer techniquement et économiquement réalisable que dans des sols peu perméables. Le problème est sensiblement le même dans les terrains contenant des lentilles de sols granulaires emprisonnant des poches d'eau qui peuvent provoquer des instabilités graves de conséquences à la construction, et une mise en charge de l'ouvrage en service. 1.2 Choix du procédé de réalisation des clous Les procédés les plus couramment employés pour la mise en place des clous sont le fonçage (battage ou vibrofonçage) direct de l'armature dans le sol ou le scellement de celle-ci, dans un trou préalablement réalisé, généralement par forage. Du point de vue de l'exécution, l'un et l'autre de ces deux procédés présentent des avantages et des inconvénients (Cf Chap. 4).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 ● Le fonçage (battage essentiellement) est surtout adapté aux sols meubles ne contenant pas d'obstacles durs ou de trop nombreux blocs de fortes dimensions, et aux clous de faible à moyenne longueur, n'excédant pas une huitaine de mètres environ. Pour des raisons de mise en œuvre, les armatures doivent présenter une certaine rigidité; elles sont donc constituées de profils présentant un rendement mécanique assez élevé (cornières, tubes métalliques, ...). Les clous constitués d'armatures battues posent des difficultés technologiques pour leur protection contre la corrosion, de ce fait il convient d'être prudent pour leur utilisation dans des ouvrages temporaires ou permanents dans des terrains agressifs (Cf Chap. 6). ● Le forage est un procédé qui permet la réalisation de clous de longueur quelconque et ce, pratiquement dans tous les sols. En particulier, cela reste le seul procédé possible pour les clous de grande longueur et dans les sols où le fonçage est inopérant. Lorsque ces deux procédés peuvent être mis en œuvre, le choix de l'un ou l'autre dépendra, en plus du critère économique, d'autres facteurs techniques et, en particulier, de la nature et des difficultés éventuelles de réalisation des clous (tenue de la paroi du forage par exemple), de l'efficacité de ceux-ci dans ces terrains (résistance à l'arrachement) et de la hauteur des passes de terrassement qu'il sera possible d'adopter (Cf. Chap. 5). Ainsi, dans des sols grenus peu à moyennement compacts de faible cohésion apparente, le battage pourra s'avérer mieux adapté pour les différentes raisons évoquées cidessus. 1.3 Dispositions géométriques générales 1.3.1. Parement - Élévation et tracé en plan En pratique, la hauteur maximale de soutènement qu'il est possible de réaliser par le procédé du clouage des sols en place reste davantage limitée par des contraintes liées à l'environnement ou par l'intérêt économique du procédé que par des contraintes d'exécution. A l'heure actuelle, des ouvrages de soutènement jusqu'à 28 m de hauteur ont été réalisés. En site urbain, et pour des raisons évidentes liées à l'emprise disponible pour réaliser les travaux, les ouvrages sont généralement conçus avec des parements verticaux (Fig. 2a). Il s'agit le plus souvent d'ouvrages provisoires, même si de plus en plus fréquemment le parement est conçu pour s'intégrer à l'ouvrage définitif.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Pour des ouvrages temporaires ou permanents, il est recommandé de donner, dans toute la mesure du possible, une inclinaison au parement (Fig. 2b). Celle-ci permet d'améliorer sensiblement la stabilité, tant durant la construction qu'à long terme, pour l'ouvrage en service. Pour ces ouvrages temporaires ou permanents, et tout particulièrement lorsqu'ils sont de grande hauteur, une disposition en gradins s'avère généralement la mieux adaptée techniquement et esthétiquement (Fig. 2c). Elle permet par ailleurs d'apporter une meilleure solution au problème du drainage, tout en offrant la possibilité d'un accès facile aux différentes parties de l'ouvrage, très utile dans le cadre de la surveillance et de l'entretien de celuici, ou pour toute intervention ultérieure éventuelle.

En règle générale, les clous sont disposés en lits, légèrement inclinés par rapport à l'horizontale. De ce fait, le tracé en plan des ouvrages est essentiellement limité par les possibilités de réalisation des clous et, plus spécialement par l'emprise disponible pour l'évolution des machines, pour les angles rentrants, et par les risques d'intersection des clous entre eux, ou avec une partie voisine du parement, pour les angles saillants. En pratique, à l'exception de tels cas particuliers, pour lesquels des solutions techniques peuvent être parfois trouvées (par exemple butonnage local des angles aigus rentrants d'une paroi provisoire), il est tout à fait possible de concevoir des ouvrages dont le tracé en plan est courbe ou constitué de lignes brisées (Fig. 3).

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1.3.2. Longueur, répartition et inclinaison des clous Le choix de la longueur, de l'inclinaison et de la répartition des clous dépend de nombreux facteurs et en particulier de la hauteur et de l'inclinaison du parement, du type de clou retenu (foncés ou réalisés par forage du sol), des qualités des terrains concernés (desquelles dépend le frottement latéral unitaire sol-clou) et des contraintes d'environnement éventuelles. En règle générale, pour un ouvrage à parement vertical, la longueur moyenne des clous est d'environ: -

0,5 à 0,7 H (H hauteur totale de l'ouvrage) pour des clous foncés (battus ou vibrofoncés dans le sol), disposés avec une maille relativement serrée (environ un à deux clous par mètre carré) ;

-

0,8 à 1,2 H (H hauteur totale de l'ouvrage) pour des clous réalisés par forage, disposés à raison d'environ un clou pour 2,5 à 6 m2 de parement.

En règle générale, en-deçà d'un clou pour 6 m2 de parement on admet que l'on ne peut plus considérer que l'ensemble sol et clous se comporte comme un matériau «sol-renforcé» suffisamment homogène à l'échelle de l'ouvrage pour satisfaire aux règles de calcul des présentes recommandations. Il est à noter que si l'emploi de clous foncés dans le sol conduit en principe à des linéaires de clous plus importants qu'avec des clous réalisés par forage, il autorise par ailleurs des parements plus minces et moins ferraillés. En tout état de cause, le choix de l'un ou l'autre de ces deux types de clous est en pratique assez largement conditionné par d'autres considérations (Cf. § 1.6.2.).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Une distribution de clous de longueur constante sur toute la hauteur de l'ouvrage est une disposition courante et souvent la plus pratique, en particulier pour des raisons d'approvisionnement et d'exécution. Toutes choses égales par ailleurs, elle permet le plus souvent aussi de minimiser l'emprise de l'ouvrage (Fig. 4a).

Il est toutefois possible de concevoir une distribution différente des clous dans des situations particulières ou pour répondre à certaines contraintes d'environnement. Ainsi la mise en oeuvre de clous plus longs en partie supérieure peut s'avérer bien adaptée pour des ouvrages de forte hauteur (Fig. 4b). Elle permet également de réduire légèrement le déplacement latéral en tête de l'ouvrage. Par contre, la distribution inverse (longueur des clous croissant avec la profondeur) est mal adaptée et, d'une manière générale, déconseillée (Fig. 4c). Les clous sont disposés par nappes (ou lits). Ils sont distribués (en densité) sur toute la hauteur de l'ouvrage pour répondre à certains impératifs liés à la stabilité de celui-ci ou à son environnement. Ainsi les clous disposés en partie supérieure de l'ouvrage ont une plus grande efficacité vis-à-vis du déversement de celui-ci et, d'une manière générale, vis-à-vis des déplacements latéraux en tête du parement. Les clous disposés en partie basse ont une plus grande efficacité vis-à-vis des ruptures par glissement sur la base, en raison de leur inclinaison par rapport aux surfaces de rupture potentielles et de leur plus grande longueur d'ancrage au-delà de ces surfaces de rupture, à condition que la liaison clou-parement soit suffisamment résistante. Il est possible de faire varier la «distribution» des clous en modifiant la capacité unitaire (longueur, section de l'armature) de ceux-ci ou les espacements verticaux Sv et les espacements horizontaux Sh entre les clous.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Le choix entre ces différentes possibilités résulte généralement de considérations d'ordre pratique liées à la technologie des clous et aux structures enterrées existantes (réseaux divers, fondations d'ouvrages ...), c'est-à-dire, dans une certaine mesure aussi, à l'entreprise chargée de l'exécution des travaux. En règle générale, au stade du prédimensionnement de l'ouvrage (Cf. §1.6) et sauf à disposer d'une expérience particulière, on optera pour une distribution sensiblement uniforme des inclusions. Pour des raisons d'exécution, les clous sont légèrement inclinés vers le bas sur l'horizontale. Toutefois, ceux-ci sont plus efficaces et les déplacements latéraux de l'ouvrage plus faibles, lorsque cette inclinaison est nulle, de telle sorte que l'on cherchera donc en principe à adopter la plus faible inclinaison compatible avec une bonne exécution des clous. Bien que cette inclinaison puisse dépendre de la technologie et des conditions d'exécution des clous, ainsi que de la nature et des qualités des sols concernés, elle reste en pratique comprise entre 5° et 15° environ dans les technologies actuelles. Pour des raisons pratiques évidentes, on cherchera aussi à donner, dans toute la mesure du possible, la même inclinaison à tous les clous. Des dispositions différentes peuvent toutefois se justifier dans certains cas particuliers, et, localement, du fait par exemple de la présence d'un obstacle reconnu (élément de fondation d'une construction existante, canalisation). 1.4 Dispositions de construction 1.4.1. Protection contre les eaux Il est indispensable de protéger efficacement les ouvrages contre les venues d'eau, qui peuvent provoquer notamment une mise en charge du parement, l'éclatement de celui-ci ou une dégradation rapide de sa résistance (par corrosion des armatures par exemple) ou de son aspect (coulures, éclatement, ...) et une accélération de la corrosion des armatures des clous, tout particulièrement lorsque ces eaux véhiculent des agents agressifs. Même lorsque le sol n'est pas le siège d'une véritable nappe reconnue (situation pour laquelle, en règle générale, le clouage est mal adapté), il peut y avoir des venues d'eau dues par exemple aux infiltrations des eaux de ruissellement, à des écoulements souterrains aléatoires, à la présence de poches d'eau ou encore à des fuites accidentelles de canalisations.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Pour protéger les ouvrages contre les effets des venues d'eau, il est nécessaire de prévoir un drainage. Pour éviter ou limiter l'infiltration des eaux de ruissellement dans le sol il faut prévoir leur collecte et leur évacuation. ● Drainage (Fig. 5a) Le drainage peut être assuré par divers dispositifs. On peut utiliser des drains subhorizontaux, généralement constitués par des tubes crépinés mis en place par forage ou par battage. Une telle disposition est recolllmandée pour les ouvrages temporaires et permanents, et tout particulièrement lorsque la surface des terres soutenues ne comprend pas de système de protection efficace contre l'infiltration des eaux de ruissellement, ou encore pour «décharger» des poches d'eau connues ou reconnues durant les travaux. La densité minimale de ces drains est d'environ un pour 50 m2 de parement. On doit, dans tous les cas, disposer des barbacanes, éventuellement associées à des complexes drainants disposés à l'arrière du parement, avant bétonnage de celui-ci (dalles poreuses, demi-coquilles, complexes géotextiles). Elles sont régulièrement réparties à raison d'au moins une pour 10 m2 de parement. ● Protection contre les eaux de ruissellement (Fig. 5b) La protection contre les infiltrations d'eau de ruissellement dans le sol et le long du parement de l'ouvrage passe par la mise en œuvre, dans tous les cas, de dispositifs de collecte et d'évacuation de ces eaux, faciles d'accès et d'entretien et, lorsque cela est possible, par la mise en place d'une étanchéité à la surface des terres soutenues. Ainsi, lorsque ces terres supportent une chaussée, la protection passe par une bonne étanchéité de celle-ci et par la réalisation de caniveaux étanches également et correctement conçus pour collecter les eaux et les évacuer au-delàdes zones concernées. Lorsque cela est possible, il est souhaitable de donner à la plate-forme soutenue une légère pente vers l'arrière de manière à ce que les caniveaux et réseaux d'assainissement soient disposés suffisamment loin du parement, au-delà de la chaussée. Lorsque l'ouvrage supporte un talus, l'ensemencement de la surface de celui-ci, à proximité de son parement du moins, pourra aider à l'étanchéité. Pour les ouvrages provisoires, l'objectif recherché sera le même, même si, d'une manière générale,

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 des solutions provisoires plus simples peuvent être rmses en œuvre.

1.4.2. Profondeur de fiche du parement Pour des raisons de stabilité bien souvent et pour éviter que la contrainte sous le parement ne dépasse la capacité portante du sol sous-jacent, il est généralement nécessaire de donner au parement une certaine fiche sous le niveau de terrassement. Il s'agit également d'une bonne disposition pour éviter l'entrâmement de fines par d'éventuels écoulements d'eau sous un parement localement mal « fermé» et pour maintenir le sol confiné derrière le parement (Fig. 6).

La profondeur de fiche dépend essentiellement de la qualité des terrains et de la géométrie du parement (hauteur, inclinaison). Pour les ouvrages temporaires ou permanents, elle ne saurait être

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 inférieure, dans tous les cas, à 0,20 m dans un sol rocheux, et à la plus grande des deux valeurs suivantes, dans un sol meuble: 0,40 m et H/20. Il est à noter qu'une telle disposition pourra être aisément respectée en pratique, par exemple par l'épaisseur de la couche de fondation d'une chaussée, s'il s'agit de réaliser une plate-forme routière. 1.4.3. Esthétique des ouvrages Cet aspect des ouvrages revêt une certaine importance pour les ouvrages temporaires ou permanents. La recherche architecturale passe notamment par la conception même de l'ouvrage (inclinaison du parement, disposition en gradins...) et par le traitement des parements. Pour des raisons évidentes, on cherchera à noyer les têtes de clous dans le béton des parements. Cela peut conduire à épaissir ces derniers, d'autant plus que les têtes de clous devront être correctement enrobées pour éviter l'éclatement du béton. Une disposition permettant d'améliorer l'esthétique du parement pourra consister par exemple à revêtir celui-ci d'éléments architecturaux préfabriqués ou coulés en place. Il peut être envisagé également que ces éléments puissent constituer la structure résistante définitive. Dans ce cas, il conviendra de prévoir le transfert des efforts du parement provisoire au parement définitif. Enfin, il faut noter aussi que l'aspect des ouvrages reste bien souvent lié à une bonne conception de ceux-ci, à des dispositions de construction bien étudiées et à une exécution soignée. 1.5 Ouvrages mixtes Les parois uniquement ancrées par tirants précontraints ou uniquement butonnées sortent du cadre de ce document où l'on ne considèrera que des ouvrages en sol cloué avec au maximum deux lits de tirants précontraints ou deux rangées de butons en partie haute. Ces ouvrages seront appelés ouvrages mixtes. Les tirants précontraints ou les butons en tête sont utilisés pour limiter les déformations du massif cloué lorsqu'existent des ouvrages sensibles à proximité (Cf. Chap. 1, §2.4 et Chap. 2, §3.4.2). 1) Dans la conception des ouvrages mixtes, les tirants précontraints doivent avoir une longueur libre suffisante pour que le scellement du bulbe soit audelà de la zone de sol cloué. Il est en effet important que les bulbes de scellement des tirants soient placés dans une zone suffisamment à l'arrière du massif en sol cloué pour pouvoir être considérés comme fixes par rapport au mur en sol cloué dont on souhaite limiter les déplacements.

90/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2) En outre, on doit vérifier que la surface de rupture potentielle la plus critique pour l'ouvrage mixte complet ne recoupe pas le bulbe et reste à une distance suffisante de celui-ci (Fig. 7).

Il est à noter que les tirants précontraints, contrairement aux clous, ne peuvent reprendre que des efforts de traction constants le long de leur partie libre. Pour le calcul du massif cloué on appliquera les recommandations du paragraphe 3 de ce chapitre. Pour les tirants précontraints, on se réîerera aux recommandations concernant la conception, le calcul, l'exécution et le contrôle des tirants d'ancrage (TA 86). Pour les butons on prendra en compte dans le calcul à la rupture la compression limite élastique de chaque buton en considérant les possibilités de flambement. 1.6 Prédimensionnement 1.6.1. Objectifs du prédimensionnement Le prédimensionnement s'impose pour un mur en sol cloué de la même manière qu'il s'impose pour tout ouvrage de génie civil ou toute partie d'ouvrage comme par exemple les fondations. Il permet dans le cadre d'un avant-projet ou d'une variante de déterminer la faisabilité d'un mur en sol cloué et de le calculer de façon suffisamment précise pour en apprécier le coût. En outre, les méthodes de justification des soutènements en sol cloué, recommandées dans la suite de ce chapitre, sont dans la pratique utilisées comme des méthodes d'analyse des stabilités interne et externe d'un ouvrage dont la géométrie, la résistance et la disposition des clous ont été préalablement définies. Elles ne permettent pas de calculer les efforts à l'état de service dans les différents lits de clous.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Aussi le projeteur doit-il disposer de règles simples de prédimensionnement des ouvrages lui permettant d'en définir les caractéristiques essentielles relatives aux résistances, longueurs et espacements, nécessaires par la suite au dimensionnement. Ces règles de prédimensionnement reposent sur l'expérience acquise dans la construction des ouvrages et sur des études paramétriques effectuées à l'aide des méthodes de calcul à la rupture précisées dans ce chapitre. Elles utilisent notamment des abaques issus de ces mêmes méthodes de calcul. Pour des conditions de sol données, la conception de l'ouvrage et donc son prédimensionnement dépendront principalement: -

de la technologie de clouage employée,

-

des déformations acceptables pour l'environnement de l'ouvrage.

Ce dernier facteur n'est pris en compte que de façon globale en vérifiant que les déformations estimées sont compatibles avec les ouvrages existants. Au stade du dimensionnement la prise en compte de clous plus longs que les autres en tête permet de réduire légèrement les déplacements latéraux. Lorsque ces derniers restent trop importants, on pourra avoir recours à des tirants précontraints ou à un butonnage en tête. Le prédimensionnement ne constitue qu'une étape préliminaire dans l'élaboration des projets de murs en sol cloué et, quelle que soit la méthode adoptée pour ce prédimensionnement, l'ouvrage final doit être justifié conformément aux méthodes de calcul présentées au paragraphe 3.2 de ce chapitre, sauf pour les ouvrages dits simples rentrant dans la catégorie des ouvrages courants (Cf.Chap. 6, §2) et présentant en outre les caractéristiques suivantes: sol homogène et sans eau, hauteur ≤5m, pas de surcharge, répartition des clous conforme aux abaques, absence de tirants précontraints, géométrie de l'ouvrage et des clous conforme aux abaques, absence de constructions existantes pouvant être affectées par une rupture du mur, stabilité externe assurée par ailleurs. 1.6.2. Influence de la technologie et poids des paramètres géométriques La plupart des soutènements cloués réalisés en France relèvent de deux procédés distincts (Cf. Chap. 2 §1) :

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 procédé du type de la Hurpinoise à maillage serré de clous (Sv et Sh ≤1 m), procédé à maillage large de clous (1 m2 < Sv . Sh ≤ 6 m2). Dans le premier cas, les clous sont relativement courts (longueur de l'ordre de 0,5 à 0,7 fois la hauteur du soutènement), à maillage serré, et généralement constitués d'armatures battues ou vibrofoncées. Dans le cas du procédé à maillage large, les clous sont généralement plus longs (L = 0,8 à 1,2 H pour un terre-plein horizontal, jusqu'à L = 1,6 H pour certains ouvrages avec talus en tête) et constitués de barres scellées dans le terrain. Le choix du procédé de clouage est donc un facteur important de la conception des ouvrages puisqu'il conditionne en grande partie leur géométrie. Si, comme on peut le voir sur le tableau I, le procédé à maillage serré conduit à des linéaires de clous élevés, il autorise des parements minces et peu ferraillés. Tableau I - Ordres de grandeur des principales caractéristiques dimensionnelles des murs en sol cloué. (cas d'un parement vertical et d'un terre-plein horizontal)

Longueur des clous Nombre de clous par m2 de parement Périmètre des clous Résistance en traction de l'armature Densité de clouage (§ 1.6.3.)

Ouvrages à maillage Ouvrages à maillage serré large 0,5 à 0,7 H 0,8 à 1,2 H 1à2 0,15 à 0,4 150 à 200 mm 200 à 600 mm 120 à 200 kN 100 à 600 kN 0,4 à 1,5

0,13 à 0,6

Les paramètres géométriques importants vis-à-vis de la stabilité du massif sont:

 

-

la longueur L des clous,

-

leur inclinaison θ,

-

le fruit η du parement,

-

l'angle β du talus avec l'horizontale au-dessus du massif en sol cloué. armatures battues ou vibro-foncées, armatures scellées de petit diamètre. armatures de gros diamètre scellées dans le terrain. 93/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 A stabilité identique, il est possible de jouer sur ces paramètres au niveau d'un prédimensionnement. La figure 8 montre le poids des paramètres θ, η et β sur la longueur totale (ΣL) de clous par mètre de largeur dans un lit. Les calculs sont relatifs à un sol sans cohésion à long terme et à un mur en sol cloué dont tous les clous sont identiques, travaillent uniquement en traction (même longueur, même section, même inclinaison, même résistance) et correspondent à une stabilité normale (coefficient de sécurité global F = 1,5) dans la définition traditionnelle. Les résultats sont les suivants: -

l'inclinaison θ des clous a généralement peu d'influence. Pour le prédimensionnement on pourra négliger l'influence de l'inclinaison dans l'intervalle : 0°≤θ≤ 20° ;

-

le fruit du parement permet de gagner 10% sur la longueur des clous lorsque l'on passe de la valeur tanη= 0 à la valeur tanη= 0,2. Dans le cas d'un sol possédant de la cohésion, l'influence est plus grande et l'on gagne environ 30%, toutes choses égales par ailleurs, avec une cohésion c' = 20 kPa ;

-

l'inclinaison β du talus au-dessus du massif en sol renforcé est le paramètre le plus influent. Une pente de tanβ égale à 1/5 augmente de près de 20% la longueur totale des clous et une pente de tanβ égale à 2/5 conduit à une augmentation de 55 %.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

1.6.3. Paramètre densité de clouage Dans le cas d'un mur en sol cloué homogène et avec des clous tous identiques (même longueur, même section, même inclinaison) et répartis de façon uniforme, il est intéressant d'introduire le paramètre adimensionnel suivant, appelé densité de renforcement: χ= TR/(γShSvL) où TR=min(TG, TL) est la traction de rupture en tête d'un clou et où Sh, Sv sont les espacements vertical et horizontal entre les clous, L la longueur des clous.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Ce paramètre représente ainsi l'effort maximal de traction dans un clou ramené au poids du sol correspondant à la maille de sol cloué. Il peut donc être utilisé pour caractériser, dans un mur en sol cloué quelconque et comportant en particulier des clous différemment résistants, la densité de renforcement mise en place en tout point du parement. De façon plus précise on peut distinguer dans un clou la traction maximale mobilisable TG résultant de la rupture de l'armature et la traction maximale mobilisable T L en tête résultant du frottement latéral sol-clou. A l'aide de cette dernière on peut alors définir un nouveau paramètre d adimensionnel, caractéristique du frottement sol-clou (Gigan, 1987) et appelé, pour le différencier du précédent, densité de clouage: d=TL/(γShSvL)=t/(γShSv) Le rapport TL/L représente l'effort de frottement t par mètre de clou et la densité de clouage d a pour intérêt de faire abstraction de la seule résistance à la traction TG. 1.6.4. Abaques de prédimensionnement Le prédimensionnement d'un mur en sol cloué a pour objet de définir de façon approchée les longueurs, espacements et résistances des clous, pour qu'à la fois la stabilité interne et la stabilité externe de l'ouvrage soient assurées. On ne considèrera à ce stade, sauf cas particulier, que des murs dans lesquels tous les clous sont identiques et régulièrement distribués. On supposera également le sol homogène. Le mur à prédimensionner est alors caractérisé par une densité de renforcement χ ou une densité de clouage d uniforme. Le calcul peut également être mené à ce stade en traction pure, c'est-à-dire en supposant que, quel que soit leur angle d'incidence sur la surface de rupture potentielle, les clous sont sollicités en traction seule, ce qui revient à négliger les effets de la flexion des clous. A partir des méthodes de calcul à la rupture, il a été publié des abaques dont les principaux sont ceux de Gigan (1986) et de Juran (1990). On ne considèrera ici que les abaques de Gigan. Les abaques de Gigan ont été développés à partir d'un programme de calcul en utilisant la méthode classique des tranches verticales avec surfaces de rupture circulaires et en négligeant toute flexion des clous. Les sections résistantes des armatures y sont déterminées de telle sorte

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 que la résistance à la traction de l'armature TG soit un majorant de la résistance à l'arrachement TL du clou calculée pour la longueur totale du clou. Il s'agit là d'une règle conservative qui peut se justifier pour un prédimensionnement et qui présente l'avantage de simplifier considérablement l'analyse de la stabilité du mur en sol cloué. En effet, dans ce cas, le seul critère de rupture des clous à considérer est celui de la rupture par défaut d'adhérence. Les abaques proposés par Gigan sont établis dans le système des coordonnées (tan φ, N = c/γH), où H est la hauteur du mur en sol cloué, qui caractérisent la résistance au cisaillement du sol considéré, supposé homogène. On y trouve des courbes d'isovaleurs de la densité de clouage d correspondant à la stabilité limite du mur. Chaque abaque est établi pour une valeur déterminée du rapport L/H. La figure 9 montre des exemples de ce type d'abaques et de leur utilisation. Après avoir placé le point M (tan φ, c/γH), on détermine le point A correspondant au coefficient de sécurité global et traditionnel F souhaité (dans ce cas le coefficient F sera le même pour la stabilité interne vis-à-vis des ruptures par défaut d'adhérence et pour la stabilité externe - ou mixte-étudiée par des cercles de rupture). Compte tenu de la définition retenue pour le coefficient de sécurité (Tmax=c/F+tanφ/F, le point A est tel que OM/OA=F, et la densité de clouage correspondante est déterminée par la courbe d'isovaleur de d passant par le point A.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

Considérons par exemple le cas d'un mur en sol cloué de hauteur H =10m et dont le sol a pour caractéristiques géotechniques γ= 20 kN/m3, φ = 35°, c = 20 kPa. Si la valeur choisie pour L/H est 0,8, il en résulte par interpolation une densité de clouage d = 0,33 pour F = 1,5 soit:

d=TL/(γShSvL)=0.33

et

TL/SLSv=52,8kPa

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Si les clous sont constitués de barres scellées, on pourra adopter Sh = Sv = 1,5 m, ce qui conduit à la valeur TL = 118,8 kN avec TG > TL. Il est à noter que ces abaques n'ont été établis que pour un angle d'inclinaison des clous i = 20°, en considérant que l'incidence d'une variation de i était négligeable, et pour des géométries simples (parement vertical, sol horizontal en tête, section de mur rectangulaire ou trapézoïdale). La totalité des abaques est présentée à l'annexe 2 de ce chapitre 3. Ces abaques sont simples et rapides d'utilisation. En ce sens, ils sont bien adaptés à un prédimensionnement, mais leurs résultats sont assez conservatifs eu égard à l'hypothèse faite sur les résistançes à la traction et à l'adhérence des clous, surtout dans le cas d'un clouage avec barres scellées. 2. PRINCIPES DE JUSTIFICATION DES OUVRAGES Conformément à l'évolution de la règlementation en vigueur en France pour le calcul des ouvrages de génie civil, ces recommandations sont présentées dans l'esprit du «calcul aux états-limites », tel qu'il est défini par la circulaire 79.25 du 13 mars 1979 relative au calcul des constructions (Directives Communes, 1979). Elles sont ainsi en concordance avec l'esprit des règlementations européennes en cours de préparation (Eurocodes, normes européennes). Il est à noter que dans ce cadre, le coefficient de sécurité global correspondant à la démarche traditionnelle est remplacé par un ensemble de coefficients (coefficients de sécurité partiel, coefficients de pondération des actions ...) qui permet de répartir la sécurité sur chacun des paramètres (résistances, actions) intervenant dans le calcul de la stabilité. Cette règlementation en vigueur en génie civil distingue: -

le calcul aux états-limites ultimes (ELU) qui a pour objet de s'assurer que la probabilité de ruine de l'ouvrage est acceptable;

-

le calcul aux états-limites de service (ELS) qui peut avoir pour but de s'assurer: 

que la probabilité de dépasser un seuil de déformation jugé critique est acceptable,



que les sollicitations des matériaux ont une probabilité acceptable de respecter des seuils au-delà desquels la durabilité pourrait être compromise.

L'application stricte de l'ensemble de ces principes (ELU et ELS) aux sols cloués n'est pas

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 possible dans l'état actuel des connaissances. L'objet de cette partie du chapitre 3 est d'exposer et de justifier les adaptations de ces principes au dimensionnement des ouvrages en sol cloué, lequel se limite à un calcul de stabilité aux ELU. 2.1 Analyse de la stabilité L'analyse de la stabilité d'un mur en sol cloué peut a priori être abordée soit par un calcul en déformation, soit par un calcul à la rupture. 2.1.1. Calculs en déformation Ce type de calcul, habituellement effectué par éléments finis, n'est pas utilisable dans l'état actuel des connaissances pour l'étude de la stabilité et du dimensionnement. Il a fait l'objet de recherches, notamment dans le cadre du projet CLOUTERRE, et continue à être développé en vue d'une utilisation pratique. 2.1.2. Calculs à la rupture Les méthodes de calcul à la rupture étudient l'équilibre d'une partie du massif à la rupture en prenant en compte des critères de résistance des matériaux; elles analysent les stabilités interne et externe de l'ouvrage et consistent à vérifier l'équilibre statique d'une partie du système limitée par une surface de rupture potentielle. La stabilité est définie par rapport à la surface de rupture potentielle la plus critique. Ces méthodes ne permettent pas de calculer la répartition des efforts entre les différents lits de clous en état de service et donc de placer au mieux les clous pour limiter les déformations du mur et prévenir tout risque de rupture progressive par cassure des lits de clous les uns après les autres. On peut distinguer les deux types de méthodes suivantes: 1) Les méthodes, que nous appelerons méthodes classiques de calcul à la rupture, vérifient l'équilibre d'une partie du massif limitée par une surface de rupture potentielle sous l'effet des actions extérieures et des efforts mobilisés dans le sol et les clous. Ces derniers sont déterminés à partir des critères de rupture des matériaux ainsi que de diverses hypothèses. Les méthodes classiques des «tranches» (Fellenius, Bishop) ou des perturbations (Raulin et al, 1974) en sont des exemples. Ces méthodes présentent l'avantage d'avoir été largement utilisées depuis des dizaines d'années pour les sols non renforcés et d'être bien calées par

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 rapport à la réalité. Leur application aux ouvrages en sol renforcé (Terre Armée, clouage) est courante depuis plus de dix ans. Elles permettent un passage continu de l'étude de la stabilité interne à l'étude de la stabilité externe, puis à celle de la stabilité générale vis-à-vis d'un grand glissement englobant l'ouvrage. 2) Les méthodes basées sur l'analyse limite et plus récemment sur la théorie du calcul à la rupture (Salençon, 1983), utilisant notamment l'approche cinématique, examinent l'équilibre statique d'une partie du système limitée par une surface de rupture potentielle sous l'effet des efforts extérieurs et des efforts résistants mobilisables dans le sol et les clous, le long de la surface de rupture potentielle, en fonction des critères de rupture des matériaux. Ces méthodes, bien que présentant de l'intérêt, car mécaniquement plus rigoureuses puisqu'elles ne nécessitent pas d'hypothèse complémentaire, contrairement aux méthodes classiques, n'ont pas encore été suffisamment comparées à la réalité. En outre, elles n'ont, jusqu'à présent, été développées pour le clouage (Anthoine, 1990) que dans des cas simples: sol homogène, géométries simples, absence d'eau, pas de flexion-cisaillement dans les clous. Dans ces deux types de méthodes de calcul à la rupture, les effets du clouage sont pris en compte sous forme d'efforts ponctuels appliqués aux points d'intersection des clous avec la surface de rupture potentielle. Les efforts dans les clous sont déterminés à partir de la connaissance des différents modes de rupture du massif en sol cloué et des critères de rupture correspondant pour les matériaux clou et sol, et pour lesjnteractions sol/clou. La validité pratique de ces méthodes suppose avant tout la possibilité de mobiliser simultanément les états-limites du sol et des différents lits de clous. Ceci implique la compatibilité des déformations à la rupture des clous et du sol: ductilité des clous, plastification progressive du sol. Cette hypothèse de mobilisation simultanée des résistances reste, malgré tout, approchée par rapport au comportement réel complexe des murs en sol cloué. En outre ces méthodes supposent que les déplacements et les défonnations restent suffisamment petits pour ne pas tenir compte des changements de géométrie de l'ouvrage précédant la rupture. Dans le cas de clous ductiles, leur réorientation à la rupture le long de la surface de glissement est bénéfique à la stabilité, mais il n'en sera pas tenu compte dans les présentes recommandations. On peut mentionner en outre les méthodes d'homogénéisation (De Buhan et Salençon, 1987) dont le principe de base consiste à substituer au milieu hétérogène constitué par le sol et les clous

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 (supposés distribués de manière périodique) un milieu homogène équivalent du point de vue des capacités de résistance à l'échelle macroscopique. Cette approche, dont les applications peuvent être plus générales, avait déjà été tentée pour le dimensionnement des ouvrages en Terre Armée (Schlosser et Long, 1972). Elle s'avère difficile à utiliser pour les applications pratiques courantes. 2.1.3. Calculs en rupture - déplacement On peut mentionner une approche qui, partant d'une méthode classique de calcul à la rupture, consiste à y ajouter un paramétrage des efforts dans les clous en fonction du déplacement le long de la surface de rupture potentielle. Elle ne se classe donc formellement dans aucune des deux classes de méthodes précédentes. Cette approche, qui a été développée initialement pour l'étude de la stabilisation par clouage des pentes instables (Delmas et al. 1986), nécessite des hypothèses de comportement pour relier les efforts mobilisés dans les clous aux déplacements sur la surface de rupture potentielle. Elle permet d'apprécier les conditions de stabilité, à la fois en fonction de critères de déplacement et des critères de résistance des matériaux. Elle parrot, dans sa généralité, peu adaptée au cas des soutènements, dans la mesure où il n'existe pas de surface de rupture préexistante comme dans le cas de certaines pentes naturelles instables. Par contre, si l'on ne fait pas intervenir les critères de déplacement, cette méthode se ramène à une méthode classique de calcul à la rupture. Dans Pétat actuel des connaissances et en l'absence de méthode de calcul en déplacement, l'ensemble des méthodes de calcul à la rupture par surfaces de rupture potentielles constitue l'outil retenu pour la justification et le dimensionnement des ouvrages en sol cloué. Il faut souligner que la stabilité d'un mur en sol cloué doit être étudiée non seulement sur l'ouvrage terminé, mais aussi à toutes les phases de la construction, dont certaines peuvent être les plus critiques. 2.2 Estimation des déformations Dans la pratique, pour de nombreux ouvrages, en particulier en sites urbains, la prévision des déformations est une préoccupation importante du projeteur. Le calcul à la rupture ne donnant pas d'information sur les déplacements, seules l'expérience et les mesures. permettent actuellement d'estimer les déplacements en tête des murs pour des ouvrages en état de service. On rappelle que l'ordre de grandeur des déplacements mesurés en tête des murs en sol cloué varie de H/1000 à

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 4H/1000 pour ce qui concerne les déplacements horizontaux et verticaux (Cf. Chap. 2, §3.4.2.). Le manque de connaissances sur les déformations et les déplacements est, dans la pratique, compensé par la prise en compte de quelques règles de l'art parmi lesquelles on peut citer: -

le surdimensionnement des renforcements des premiers lits par rapport aux résultats des calculs de stabilité, de manière à réduire les déformations entête;

-

le choix d'une hauteur appropriée des tranches d'excavation successives pour limiter les décompressions du terrain provoquées par le terrassement et donc les déformations de l'ouvrage (Cf. Chap.2, §3.4.1.).

Par ailleurs, on peut noter que des distributions très différentes des longueurs ou sections de clous sur une même verticale peuvent conduire, pour l'ouvrage terminé, à des conditions de stabilité calculées identiques, bien que les déplacements et les efforts dans l'ouvrage ne soient pas équivalents.

Enfin, on ne peut séparer le calcul de la stabilité de l'ouvrage terminé de celles des différentes phases de réalisation, et le calcul de la stabilité doit être continu depuis le début de l'excavation jusqu'à la fin de la réalisation de l'ouvrage. La disposition des clous y joue alors un rôle important et peut même être optimisée par rapport à ce critère de stabilité des phases intermédiaires. La

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 figure 10 illustre ce propos. Les deux géométries considérées présentent les mêmes conditions de stabilité en fin de construction et le même linéaire de clous. Toutefois, la deuxième géométrie est préférable: les conditions de stabilité sont améliorées en phase intermédiaire de construction, les efforts de clouage sont mieux répartis sur la surface de rupture et les déformations en tête sont moindres. 2.3 Justifications expérimentales 2.3.1. Comportements en état de service et à la rupture L'analyse de la stabilité des murs en sol cloué étant faite à partir de méthodes de calcul à la rupture, la justification expérimentale des différentes hypothèses doit se faire sur des ouvrages à la rupture. Il s'agit là d'une difficulté, car les instrumentations et observations d'ouvrages poussés à la rupture sont toujours plus rares et plus déliçates que celles des ouvrages en service. L'étude du comportement à la rupture peut s'envisager de trois façons différentes : -

sur des modèles réduits en laboratoire,

-

sur des modèles réduits en centrifugeuse,

-

sur des ouvrages en vraie grandeur.

Les essais sur modèles réduits en laboratoire sont apparemment simples de réalisation mais en fait ils s'avèrent longs et complexes si l'on veut respecter le véritable mode de construction des murs en sol cloué, à savoir excaver un massif de sol et y placer les clous au fur et à mesure des phases d'excavation. Beaucoup de modèles réduits de murs en sol cloué ont été en fait construits comme des murs en Terre Armée, ce qui influe sensiblement sur les résultats. Une solution intermédiaire consiste à monter simultanément un mur type Terre Armée et un remblai devant le mur, puis à enlever progressivement le remblai une fois le mur terminé (CLOUTERRE, CERMES, 1986). Très peu de modèles réduits ont pu respecter le véritable mode de construction (Fau, 1987). Par ailleurs, les modèles réduits en laboratoire ne respectent pas les lois de similitude entre le prototype et le modèle, lois qui résultent des équations de la mécanique. Il en résulte que les modèles réduits en laboratoire ne permettent pas d'étudier de façon fiable le comportement des murs en sol cloué tant avant la rupture qu'à la rupture. Les résultats ne peuvent

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 être que qualitatifs et parfois même non représentatifs. Les essais en centrifugeuse permettent de respecter les lois de la similitude, mais ils se heurtent eux-aussi au problème de la bonne représentativité du mode de construction. Ils sont par ailleurs longs et coûteux. Dans le cadre du projet national CLOUTERRE, le LCPC a étudié la stabilité des phases d'excavation des murs en sol cloué à partir de modèles réduits en centrifugeuse. Les expérimentations en vraie grandeur sur des ouvrages poussés à la rupture restent le plus sûr moyen d'étudier le comportement à la rupture des murs en sol cloué. Compte tenu de leur coût, ces expérimentations sont en très petit nombre (Stocker et al. 1979, Plumelle et al. 1986). Dans le cadre du projet CLOUTERRE trois expérimentations à la rupture ont été conduites pour étudier trois modes de rupture: celui par cassure des armatures, celui par défaut d'adhérence et celui par instabilité des phases d'excavation. Par contre, de très nombreuses observations et expérimentations sur des ouvrages en service ont été faites depuis plus d'une dizaine d'années tant en France qu'à l'étranger. Même si elles n'apportent pas d'élément direct sur le comportement à la rupture, elles s'avèrent être un complément indispensable, notamment pour estimer les déformations des murs en sol cloué en état de service. 2.3.2. Les quatre modes de rupture Les modèles réduits en laboratoire, complétés par les quelques expérimentations à la rupture et par des observations sur des ouvrages accidentellement rompus, ont permis de bien mettre en évidence quatre types de rupture, résultant des phénomènes suivants: -

la cassure des clous,

-

le défaut de frottement entre le sol et les clous,

-

l'instabilité des phases d'excavation à la construction,

-

le déplacement d'ensemble de la masse de sol renforcé.

Les trois premiers types de rupture caractérisent une instabilité interne du mur en sol cloué, la dernière concerne l'instabilité externe. On observe dans ces ruptures des surfaces de glissement, hormis dans le cas du défaut de frottement où l'ensemble du massif en sol cloué se déforme. 105/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Il s'agit là d'une première justification des méthodes de calcul utilisant des surfaces de rupture potentielle pour analyser la stabilité au regard de ces quatre types de rupture. 2.3.3. Justification à partir des ruptures sur ouvrages réels Parmi les quelques ruptures accidentelles ou provoquées qui ont été observées durant ces dix dernières années, seules deux ruptures typiques ont permis de comparer valablement les méthodes de calcul par surfaces de rupture potentielle avec la réalité. Ce sont: -

le mur des Eparris (Schlosser, 1982), rompu accidentellement à la suite de pluies par un défaut de frottement latéral entre les clous et le sol;

-

le mur expérimental n° 1 du CEBTP (CLOUTERRE, 1986), rompu par cassure des armatures à la suite de l'augmentation de la teneur en eau (alimention par un bassin en tête).

Le mur des Eparris a fait l'objet, après rupture, d'une série d'essais d'arrachement de clous et a été reconstruit avec un coefficient de sécurité global suffisant (F = 1,5). Le mur n° 1 du CEBTP, très instrumenté, a pu, sans difficulté, être poussé jusqu'à la rupture, car le coefficient de sécurité global initial du mur (avant augmentation de la teneur en eau) était faible (F = 1,10 calculé par une méthode de calcul à la rupture). Dans les deux cas, on a pu constater (chap. 3, §3.2.4.) que le coefficient de sécurité global, calculé par une méthode de surfaces de rupture potentielle, donnait un coefficient de sécurité très voisin de 1. Dans les deux cas, il a été nécessaire de faire des hypothèses sur les effets de l'eau, néanmoins les fourchettes correspondantes pour le coefficient de sécurité global restent petites. Cela constitue une deuxième justification des méthodes de calcul de stabilité à partir de surfaces de rupture potentielle, à condition bien sûr que toutes ces méthodes soient équivalentes entre elles, c'est-à-dire notamment qu'elles donnent la même valeur, ou presque, du coefficient de sécurité global, quel que soit le mur de soutènement en sol cloué considéré. 2.3.4. Mobilisation simultanée des résistances L'une des hypothèses fondamentales de toutes les méthodes de calcul à la rupture est la mobilisation simultanée de toutes les résistances mises en jeu dans un mur en sol cloué, à savoir:

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 -

la résistance du clou, principalement sa résistance à la traction;

-

la résistance au cisaillement du sol;

-

la résistance du clou à l'arrachement (interaction de frottement latéral) ;

-

la résistance de butée du sol (pression ultime Pu) perpendiculairement au clou.

Cette hypothèse de simultanéité des résistances n'est qu'approchée dans la réalité. En effet, la résistance à la traction du clou, comme sa résistance à l'arrachement, est mobilisée pour de très faibles déplacements, comme ont pu, par ailleurs, le montrer les recherches et les études sur les fondations profondes. En revanche, la résistance au cisaillement du sol nécessite, pour être mobilisée complètement (résistance de pic), des déformations angulaires de plusieurs pour-cent. Quant à la résistance de butée de sol, caractérisée par la pression ultime Pu, l'expérience montre (fig. 15 du chap. 2) qu'il faut atteindre le stade des grandes déformations pour la mobiliser complètement. Schlosser et Long (1972) ont montré expérimentalement que, dans le cas de renforcements quasi-inextensibles par rapport aux déformations du sol, la résistance à la traction des inclusions était mobilisée plus rapidement que l'angle de frottement interne du sol. C'est en revanche le contraire (Schlosser et de Buhan, 1990) dans le cas de renforcements extensibles (géotextiles). On peut donc penser qu'avec des clous en acier doux et un sol suffisamment raide, les résistances à la traction des clous et au cisaillement du sol se mobilisent, sinon simultanément, du moins pour des déformations pas trop différentes. Quant à la pression ultime Pu, résistance à la butée du sol contre les clous, sa mobilisation nécessite l'apparition d'une zone de cisaillement dans le mur en sol cloué (figure 15, chap. 2) et par suite de grands déplacements le long de la surface de rupture, ce qui correspond plus à la mobilisation de l'angle de frottement résiduel qu'à celle de l'angle de pic. La mobilisation de Pu permet, dans le cas de clous à armature ductile, de compenser la diminution de l'angle de frottement interne après le pic (frottement résiduel) par la résistance à la flexion des clous et par une réorientation plus favorable de ces derniers le long de la surface de rupture. Même si la question de la simultanéité des mobilisations des diverses résistances reste encore posée, il apparaît, néanmoins, qu'en utilisant des matériaux ductiles pour les armatures des clous, le coefficient de sécurité global à la rupture d'un mur rompu par cassure des clous est voisin de 1

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 (expérimentation n° 1 du CEBTP). C'est une justification supplémentaire des méthodes de calcul de stabilité à partir de surfaces de ruptures potentielles, mais qui demanderait à être complétée par d'autres études d'ouvrages à la rupture. 2.4. Contexte français et international 2.4.1. Contexte français Comme il a été indiqué au chapitre 1, paragraphe 2.2., le premier mur en sol cloué fut réalisé en France en 1972. La caractéristique de ce mur était d'avoir un maillage d'inclusions (barres scellées) du même ordre que celui utilisé dans la Terre Armée (Sh = Sv = 0,75 m). L'ensemble permettait d'avoir un massif en sol cloué très homogène et traité du point de vue des calculs comme un bloc monolithique. A l'inverse, les barres étaient relativement courtes, ce qui était justifié par la forte inclinaison du parement sur la verticale (1/8). Les premiers dimensionnements de murs en sol cloué ont été calqués sur ceux de la Terre Armée. La première méthode spécifique de dimensionnement est apparue en 1980 avec les débuts du logiciel TALREN (Schlosser, 1982) développé pour la construction d'un mur en sol cloué à La Clusaz en 1980 (Guilloux et al., 1984). Elle se différenciait des méthodes de calcul aux états de service, type Terre Armée, par le fait qu'il s'agissait d'une méthode de calcul classique à la rupture et qu'elle pouvait tenir compte de longueurs et d'inclinaisons variées des clous, de flexion et de cisaillement dans ces clous, ainsi que de couches de sol quelconques, comme de la présence d'eau dans le sol. Ce choix, très différent de celui fait pour la Terre Armée, était dû principalement aux géométries très variées des murs en sol cloué par rapport aux murs en Terre Armée: longueurs de clous différentes au sein d'un même mur, inclinaison des clous d'un ouvrage à l'autre, fruit du parement, géométrie souvent quelconque du sol en tête de mur. Le logiciel a été également conçu pour pouvoir traiter la confortation des pentes par un clouage quasi-vertical (Schlosser et Guilloux, 1982), dans lequel l'effet majeur mobilisé dans les clous est la flexion et non la traction. Ce logiciel TALREN se raccorde aux calculs de stabilité des pentes, puisqu'il utilise les méthodes classiques, soit des tranches de Bishop, soit des perturbations, dont l'utilisation intensive, depuis une trentaine d'années, a donné à ce type de méthodes une validation et un calage tout à fait remarquables. Le logiciel TALREN, développé par le bureau d'études TERRASOL, a été calé sur des ouvrages

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 en sol renforcé, poussés à la rupture dans le cadre de recherches, ou accidentellement rompus. A l'heure actuelle plusieurs centaines de murs en sol cloué calculés par le logiciel TALREN ont été effectivement construits. Ce logiciel permet, grâce à la méthode des perturbations (Raulin et al., 1973) de prendre en compte des surfaces de rupture quelconques. Il permet de travailler en sol hétérogène (multicouches, lentilles) avec ou sans eau. Deux autres logiciels permettant le calcul de la stabilité des murs en sol cloué, en tenant compte de la flexion et du cisaillement dans les clous, ont été développés au milieu des années 80 : le programme PROSPER, mis au point par le Laboratoire central des Ponts et Chaussées (Delmas et al., 1986) et le programme NIXESC, mis au point par l'École nationale des Travaux publics de l'État (Rajot, 1983). Ces deux logiciels sont, l'un et l'autre, très proches de TALREN et utilisent, en particulier, le multicritère pour la prise en compte d'une mobilisation des clous en flexion-cisaillement. Le programme de calcul PROSPER est, en outre, une tentative intéressante pour la prise en compte des déplacements. Mais ces derniers sont supposés être répartis le long et autour de la surface de rupture potentielle, ce qui rend le programme plus apte à traiter en déplacements le cas des pentes instables renforcées par clouage que celui des murs de soutènement en sol cloué. Au cours des années 80, ont été développés soit par les entreprises, soit par les laboratoires ou bureaux d'études, plusieurs programmes de calcul de murs en sol cloué, directement dérivés de la méthode classique des tranches de Bishop et ne prenant en compte que la traction dans les clous. Ces programmes donnent des résultats corrects à condition que la prise en compte des clous soit faite au niveau des équations d'équilibre du sol renforcé et non pas du moment global dans le sol non renforcé. La présence des clous modifie, en effet, les contraintes normales s'exerçant le long de la surface de rupture. Tout récemment, a été développé par le Laboratoire de mécanique des solides à l'École polytechnique le logiciel STARS (Anthoine et al., 1990), utilisant comme surfaces de rupture potentielle des spirales logarithmiques et reposant sur la théorie du calcul à la rupture (Salençon, 1983). Les auteurs indiquent qu'avec cette théorie, et en sol homogène, la spirale logarithmique, qui conduit à un calcul très simple, permet une bonne estimation de la sécurité par rapport à toutes les autres formes de surfaces de rupture potentielle. La méthode de calcul difÎere sensiblement des autres méthodes classiques (méthode des tranches, méthode perturbations)

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 notamment sur les points suivants: -

elle ne requiert aucune hypothèse mécanique supplémentaire;

-

la surface de rupture potentielle la plus critique n'est jamais un cercle, sauf dans le cas d'un sol purement cohérent.

Ce logiciel n'a jusqu'à présent été développé que pour des géométries simples, en sol homogène, sans eau, et en ne prenant en compte que des efforts de traction dans les clous. 2.4.2. Contexte international 2.4.2.1. La méthode allemande de calcul de Stocker et al. (1979) Stocker et al. ont proposé, dès 1979, une méthode de dimensionnement à la rupture des murs en sol cloué, en utilisant des surfaces de rupture potentielle essentiellement bilinéaires. Cette méthode, qui a résulté de l'expérience acquise sur des essais en modèles réduits en laboratoire (Fig. 11) a également fait l'objet de comparaisons avec des essais en vraie grandeur (Gassler et Gudehus, 1981).

Le coefficient de sécurité global de l'ouvrage y est défini par le rapport de la puissance des forces résistantes (réactions du sol le long de la surface de rupture, tractions dans les clous) à la puissance des forces motrices (poids, surcharges) et est calculé en utilisant l'approche

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 cinématique de l'analyse limite. La résistance à la rupture TR dans chaque clou est prise égale à la plus petite des résistances à la cassure par traction TG et à l'arrachement TL: TR = min(TG, TL) On ne tient pas compte de la flexion dans les clous. L'inclinaison θ1 du coin passant par le pied du mur est détenninée de façon itérative pour obtenir un minimum du coefficient de sécurité. La valeur de l'angle θ2 est prise égale à (π/4 +φ/2) où φ est l'angle de frottement interne du terrain. Le calcul est fait en considérant l'équilibre de deux blocs glissant l'un par rapport à l'autre, suivant une droite verticale. Le sol est supposé homogène et sans eau. Dans le cas de couches de sol de caractéristiques mécaniques différentes, il est conseillé d'utiliser une valeur unique pondérée par la résistance au cisaillement. Depuis quelque temps, la méthode a été proposée avec des coefficients de sécurité partiels pour l'angle φ, pour la cohésion c, pour le frottement latéral sol/clou qs et la résistance en traction de l'armature du clou Rn (Gassler et Gudehus, 1983). Deux questions restent posées vis-à-vis de cette méthode de calcul à la rupture, qui a par ailleurs l'avantage de la simplicité: 1) la surface de rupture bilinéaire retenue pour le dimensionnement se réduit, dans le cas d'une rupture entièrement interne du mur en sol cloué, à une droite passant par le pied du mur, alors que de nombreuses expériences ont montré que la surface de rupture interne est très courbe et ne peut être schématisée par une droite; 2) la méthode résulte principalement d'observations et de comparaisons sur des essais en modèles réduits. Quelques expériences en vraie grandeur ont été réalisées qui ont été poussées à la rupture par des surcharges localisées. On observe bien le mécanisme de rupture mixte par deux blocs, lorsque la surcharge est à l'arrière du mur. Le mécanisme retenu pour le dimensionnement est-il bien le plus défavorable vis-à-vis de tous les mécanismes de rupture observés dans la réalité?

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2.4.2.2. La méthode de Shen aux États-Unis (1978) Cette méthode, mise au point à l'Université Davis en Californie, est également une méthode de calcul à la rupture. Elle considère comme surfaces de rupture potentielle des paraboles d'axe vertical ayant leur sommet au pied du parement (fig. 12). Le sol est supposé homogène et sans eau, et la géométrie du mur est simple (parement vertical, surface du sol horizontale en tête, lits de clous parallèles, équidistants et de même longueur). Les clous ne sont supposés travailler qu'en traction. Comme dans la méthode de Stocker, on considère deux blocs séparés par une verticale passant par l'extrémité des clous, lorsque la surface de rupture ressort en tête à l'arrière du mur. Pour le calcul de la, force s'exerçant à l'interface de ces deux blocs, on utilise un coefficient K, rapport des contraintes horizontale et verticale, pris égal à 0,4 dans le cas des sols frottants et à 0,5 dans le cas des sols cohérents.

Il est pris un même coefficient de sécurité F global sur le sol et sur les clous, défini par : Tmob = c/F + tangφ/F

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Tmob= min{TG/F, TL/F} On calcule de cette manière la valeur minimale du coefficient de sécurité correspondant à la parabole la plus critique. La validité de cette méthode de calcul, limitée à des géométries très simples et un mécanisme de rupture particulier, a été évaluée par l'analyse des surfaces de rupture observées dans des ouvrages réels ainsi que par les hauteurs de murs à la rupture obtenues dans des modèles réduits en centrifugeuse. L'accord entre la prédiction et les résultats expérimentaux apparaît convenable pour les quelques expériences simples réalisées. La méthode a été récemment modifiée pour tenir compte de géométries plus complexes. 2.4.2.3. La méthode de Juran (1990) Juran a récemment mis au point (Juran et al., 1990) une méthode de calcul à la rupture pour les murs en sol cloué, analogue à celle qu'il a développée pour la Terre Armée (Juran, 1977) et qui a servi de base à la méthode de dimensionnement actuelle des murs en Terre Année. Les surfaces de rupture potentielle utilisées sont des spirales logarithmiques passant par le pied du mur et le massif cloué est découpé en tranches parallèles aux lits de clous pour lesquelles on fait l'hypothèse que la composante horizontale Eu de la force entre deux tranches reste constante (Fig. 13a). Le sol est supposé homogène et sans eau.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

Il est par ailleurs considéré que le lieu des tractions maximales et des efforts tranchants maximaux dans les lits de clous coïncide avec la surface de rupture potentielle la plus critique, c'est-à-dire correspondant au coefficient de sécurité global minimal. Cette méthode de calcul présente l'intérêt de pouvoir, à partir de l'équilibre local de chaque tranche, calculer la force de traction et l'effort tranchant qui se développent dans chaque lit de clous au point d'intersection avec la surface de rupture et ainsi dimensionner le mur en sol cloué de façon à prévenir tout risque de rupture progressive par propagation de la cassure des clous à partir de la rupture d'un lit. En revanche, elle ne pennet pas d'étudier les ruptures mixtes. . Le calcul des efforts tranchants est effectué à partir de l'hypothèse que la contrainte de cisaillement maximale dans un clou est mobilisée dans le plan correspondant à la surface de

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 rupture potentielle considérée. La résistance à la flexion des clous est prise en compte à partir du paramètre adimensionnel N suivant: N = (ksDl02) / (γHSvSh) où ks est le coefficient de réaction latérale du sol, l0 la longueur de transfert du clou l0=(4EI/ksD)1/4 et D le diamètre du clou. La traction Tn et l'effort tranchant Tc maximaux dans un lit de clous sont déterminés à partir des deux paramètres adimensionnels suivants: TN=Tn/γHSvSh TC=Tc/γHSvSh La figure 13b montre les types d'abaques proposés qui pennettent de calculer Tn et Tc à partir de la valeur du paramètre adimensionnel N. Cette méthode de calcul a été proposée (Juran et al., 1990) pour le dimensionnement des murs en sol cloué aux états-limites de service. L'hypothèse fondamentale retenue consiste à supposer que la résistance au cisaillement du sol est totalement mobilisée à l'état de service le long de la ligne des tractions maximales, quelle que soit la valeur du coefficient de sécurité global du mur. Cette hypothèse, basée sur l'analyse des résultats de quelques ouvrages en vraie grandeur instrumentés (Juran et al., 1990), demanderait à être justifiée à la fois théoriquement et expérimentalement. Mais l'approche est intéressante et mériterait d'être approfondie dans la perspective de mettre au point une méthode de dimensionnement interne des murs en sol cloué aux états-limites de service. 3. METHODE GENERALE D’ETUDE DE LA STABILITE DU MASSIF CLOUÉ 3.1 Hypothèses et données du calcul aux états-limites 3.1.1. Principes du calcul aux états-limites La justification de la stabilité d'un ouvrage en sol cloué est effectuée aux ELU en considérant un nombre suffisant de surfaces de rupture potentielle, recoupant ou non les clous, afin de déterminer la surface la plus critique (Fig. 14).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

Les méthodes de calcul à la rupture appliquées aux murs en sol cloué consistent à comparer sur une série de surfaces de rupture potentielle les efforts résultant des actions extérieures avec les efforts résistants mobilisables dans le sol cloué. 3.1.1.1. Formule fondamentale Pour les méthodes classiques de calcul à la rupture (méthodes des tranches ou méthode des perturbations), l'analyse de l'équilibre se présente sous la forme symbolique suivante: Γs3.τ(ΓGG + ΓQQ + ΓGWGw + ΓA FA + ΓT FT + ΓR FR) ≤ τmax (sol cloué)/ Γm avec Γs3

: coefficient de méthode qui tient compte des approximations inhérentes à la méthode de calcul

Γm

.

: coefficient de sécurité partiel

dans laquelle l'expression τ(ΓGG + ΓQQ + ΓGWGw + ΓA FA + ΓT FT + ΓR FR) représente l'effort sur la surface de rupture potentielle résultant de la combinaison (notée +) des actions indiquées entre parenthèses et où τmax(sol cloué) représente l'effort résistant mobilisable dans le sol cloué sur la surface de rupture potentielle. Le terme τmax(sol cloué) «incorpore» donc l'augmentation (ou la diminution) de la résistance au cisaillement du sol le long de la surface de rupture potentielle due à la présence des clous, dont l'effet est d'augmenter (ou de diminuer) la contrainte normale sur la surface de rupture potentielle. Les actions définies par les notations. G

: actions permanentes

Q

: actions variables

Gw

: action de l'eau

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 FA

: actions accidentelles

FT

: actions des tirants

FR

: actions des clous (renforcements)

interviennent dans la formule précédente par leur valeur représentative qui est, soit la valeur caractéristique définie sur des bases statistiques, soit la valeur nominale (valeur forfaitisée par un règlement). La valeur caractéristique est définie par le rapport de la valeur la plus probable au coefficient de dispersion. On prend pour valeur la plus probable la moyenne arithmétique. La valeur du coefficient de dispersion est déterminée pour assurer à la valeur caractéristique (maximale ou minimale) une probabilité minimale de ne pas être atteinte (supérieurement ou inférieurement). Les valeurs nominales sont fixées réglementairement à partir des valeurs extrêmes connues ou de ce qui est raisonnablement envisageable. Pour chaque action, le calcul des valeurs représentatives est explicité au paragraphe 3.1.2. Chaque action est affectée d'un coefficient pondérateur (ΓG, ΓQ, ΓGW, ΓA, ΓT, ΓR). La résistance d'un matériau intervient par sa valeur caractéristique qui est, en principe, celle qui présente une probabilité acceptée a priori de ne pas être atteinte. Pour ce qui concerne les sols, le géotechnicien indique les valeurs caractéristiques à prendre en compte et qui seront associées aux coefficients Γm correspondants. 3.1.1.2. Prise en compte des clous et des tirants précontraints La distinction entre actions extérieures et résistances est conventionnelle et pourrait faire l'objet d'interprétations différentes selon la méthode de calcul utilisée et le point de vue adopté sur les tirants précontraints et les clous. Sous la forme adoptée ci-dessus, les efforts dans les clous et les tirants précontraints apparaissent comme des actions extérieures (FR et FT) par leurs composantes tangentielles sur la surface de rupture potentielle et interviennent dans la résistance [τmax (sol cloué)] par l'intermédiaire de leurs composantes normales à la surface de rupture potentielle. Dans toutes les méthodes de calcul à la rupture, la valeur des actions dans les clous FR se calcule pour chaque surface de rupture potentielle, en tenant compte des résistances des clous et de l'interaction sol-clou (on pourra utiliser par exemple le multicritère (Cf. paragraphe 3.2.2. de ce

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 chapitre)). C'est pourquoi le coefficient pondérateur ΓR de FR sera écrit sous la forme de l'inverse du coefficient de sécurité partiel sur les clous Γm,R : ΓR = 1/Γm,R La règlementation actuelle, dans le cadre des calculs aux ELU, considère que les efforts dans les tirants précontraints sont des actions extérieures et sont donc connus. Ils sont indépendants de la surface de rupture potentielle considérée. Dans un calcul aux ELU, il conviendrait formellement de prendre pour la tension d'un tirant précontraint la plus petite valeur entre la limite élastique garantie de l'armature et l'effort limite d'arrachement du bulbe. En outre, il serait toujours nécessaire de vérifier la compatibilité entre le déplacement total correspondant (sol + tirant) et les déformations à la rupture des clous et du sol. Cette procédure s'avérant le plus souvent délicate, on prendra pour valeur de calcul des actions des tirants la tension de blocage Tb, en tenant compte éventuellement du fluage du sol et de la relaxation des aciers. Le coefficient pondérateur ΓT de l'action FT dans le tirant précontraint sera pris égal à 1 puisque la tension à la rupture ne peut-être que supérieure à la tension de blocage. Pour la valeur de la tension de blocage on se réfèrera à la règlementation actuelle (Recommandations TA 86). 3.1.2. Actions 3.1.2.1. Nature des actions Les actions à considérer sont les suivantes: a) Les actions permanentes (G) sont dues au poids propre du sol, en place ou rapporté, et des structures faisant partie de l'ouvrage et/ou agissant sur celui-ci, telles que les charges apportées par les immeubles situés dans la zone d'influence de l'ouvrage et les surcharges de longue durée; b) Les actions variables (Q) peuvent être: -

les actions dues aux charges roulantes, aux vibrations, aux sollicitations cycliques,

-

les actions climatiques (effet du gel sur les têtes d'ancrage par exemple).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 c) L'action due à l'eau (Gw) résulte des pressions interstitielles dans le massif en sol cloué. En principe les ouvrages cloués doivent, dans toute la mesure du possible, être drainés dans leur zone d'influence. Si, malgré tout, subsistent des pressions interstitielles, celles-ci doivent être impérativement prises en compte. d) Les actions accidentelles (FA) peuvent être dues: -

aux séismes et aux chocs,

-

à des conditions hydrauliques exceptionnelles (crues).

e) Les «actions» dues aux clous (FR) f)

Les actions dues aux tirants (FT)

3.1.2.2. Valeurs caractéristiques des actions On adoptera la valeur caractéristique minimale ou maximale d'une action suivant que son effet sur la stabilité de l'ouvrage est stabilisateur ou déstabilisateur vis-à-vis de la surface de rupture potentielle considérée. Sauf spécifications contraires stipulées dans les documents du marché, on adoptera dans les formules précédentes les valeurs caractéristiques des actions indiquées ci-après. 1) Actions permanentes (G) ● Actions dues au poids propre Pour les sols et les autres matériaux susceptibles d'être inclus dans un ouvrage en sol cloué, on adoptera les valeurs caractéristiques des poids volumiques suivantes: -

sols:

Les poids volumiques sont évalués sur la base de mesures représentatives. En l'absence de telles mesures, on pourra prendre les valeurs nominales suivantes, à condition qu'il en résulte à l'évidence une sécurité accrue pour l'ouvrage (Tableau II).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Tableau II - Valeurs nominales des poids volumiques des sols Etat du sol Nature du sol Limon

Poids volumique (kN/m3) Poids volumique (kN/m3) (peu compact) (compact)

Argile Marne Sable Graves Craie Rochers altérés -

béton armé: γbmin = γbmax = 25 kN/m3

-

acier: γamin = γamax = 78,5 kN/m3

17

20

17 20 18 18 17 20

19 22 20 21 19 22

Le principe de cohérence impose qu'un même matériau soit considéré avec la même valeur caractéristique de poids volumique, quel que soit son effet stabilisateur ou déstabilisateur par rapport à la surface de rupture potentielle considérée. ● Actions dues à l'eau (Gw) Les pressions interstitielles sont déduites du réseau d'écoulement le plus critique en prenant comme poids volumique de l'eau: γwmin = γwmax= 10 kN/m3 ● Actions dues aux tirants précontraints (FT) Les tractions Ft dans les tirants précontraints seront calculées en se basant sur la procédure développée paragraphe 3.1.1.2. Il est recommandé d'adopter FT,min = FT,max = Tb (tension de blocage). ● Actions dues aux clous (FR) Les valeurs caractéristiques des actions d'un clou seront prises égales aux efforts limites dans ce clou déterminés par exemple, à partir du multicritère, en utilisant les valeurs caractéristiques de résistance des matériaux (Cf. § 3.2.2. de ce chapitre). 2) Actions variables de type (Q) Les valeurs caractéristiques des actions variables sont définies dans les documents du marché. A

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 défaut, on prendra comme valeurs caractéristiqes de la charge variable sur terre-plein: FQ,min = 0 kPa FQ,max = 10 kPa 3) Actions accidentelles de type (FA) ● Actions d'origine sismique Les actions d'origine sismique, définies par les documents du marché ou par la règlementation en vigueur, se traduisent par une valeur d'accélération nominale (aN) et par un coefficient topographique (ωt). De ces valeurs sont déduites les valeurs caractéristiques maximales des coefficients sismiques à appliquer au poids propre de toutes les parties de l'ouvrage. Ces coefficients valent: kH =±aN / g.ωt (composante horizontale) kv = + 0,5 kH (composante verticale) Le signe positif correspond respectivement à l'horizontale dirigée vers l'aval et à la verticale descendante. Les valeurs caractéristiques minimales sont kH = 0 et kv = 0 3.1.2.3. Combinaisons d'actions et sollicitations de calcul Les combinaisons d'actions et sollicitations de calcul à considérer sont les suivantes: ● Combinaisons fondamentales ΓS3 . τ (ΓS1Gmax + Γ'S1Gmin + Gw +ΓQQ +ΓTFT + FR/Γm,R) ● Combinaisons accidentelles τ (Gmax + Gmin + Gw +Q +FA + ΓTFT + FR/Γm,R) avec Gmax: actions permanentes ayant un effet déstabilisateur Gmin : actions permanentes ayant un effet stabilisateur ΓS1 : coefficient pondérateur de l'action Gmax Γ'S1 : coefficient pondérateur de l'action Gmin

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Par souci de simplification, on ne considèrera qu'une seule action variable de base dans toutes les combinaisons d'action. Les valeurs des coefficients de pondération des actions sont données dans le tableau III. Tableau III – Justification de la stabilité du massif cloué aux ELU. Valeurs des coefficients de pondération COEFFICIENTS PONDERATEURS NATURE DES ACTIONS Not. DES ACTIONS Combinaison Combinaison fondamentale accidentelle 1) Actions permanentes type G Poids propre du sol G effet déstabilisateur Γs1=1,05 Γs1=1 effet stabilisateur Γ’s1=0,95 Γ’s1=1 Autres actions permanentes effet déstabilisateur Γs1=1,2 Γs1=1 effet stabilisateur Γ’s1=0,9 Γ’s1=1 Action de l’eau GW ΓGW=1 ΓGW=1 Action des clous FR 1/Γm,R 1/Γm,R Action des tirants FT ΓT=1 ΓT=1 Q ΓQ=1,33 ΓQ=1 2) Actions variable type Q (charges roulantes, actions climatiques) FA ΓFA=1 3) Actions accidentelles type FA Coefficient de méthode ΓS3=1,125 ΓS3=1 On rappelle que l'action des clous FR est pondérée par le coefficient de sécurité partiel Γm,R affectant le critère de rupture de l'armature. ● Commentaires 1) ΓS1 = 1,05 pour les actions gravitaires défavorables et Γ'S1 = 0,95 pour les actions gravitaires favorables. Ces valeurs différentes de celles appliquées aux autres actions permanentes, (ΓS1=1,2 et Γ'S1=0,9), sont justifiées par le fait que les actions gravitaires, prépondérantes dans le cas des ouvrages cloués, sont connues avec une bonne précision. Les incertitudes sont éventuellement géométriques (cotes de terrain, cotes de terrassement ...). 2) Le principe de cohérence, déjà utilisé au paragraphe 3.1.2.2. de ce chapitre, impose qu'un même volume de sol soit considéré avec la même valeur caractéristique de poids volumique, 

voir tableau IV – Calcul des résistances

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 ainsi qu'avec le même coefficient pondérateur des actions ΓS1 ou Γ'S1, quelle que soit la surface de rupture potentielle considérée. 3) On prendra un coefficient pondérateur égal à 1 sur le poids volumique de l'eau. La valeur de calcul du poids volumique déjaugé sera égale à : γ = ΓS1 γ - γw (effort globalement déstabilisateur) γ' = Γ's1γ - γw (effort globalement stabilisateur) 4) ΓGW =1. Cela revient à considérer que dans le cas où des forces liées aux pressions interstitielles ou à l'écoulement des eaux seraient à prendre en compte, on considérera par simplification que la pondération serait déjà effectuée dans le choix des valeurs représentatives de Gw. 3.1.3. Résistances 3.1.3.1. Critères de rupture des matériaux Comme indiqué au paragraphe 2.1 de ce chapitre, l'application aux murs en sol cloué des méthodes de calcul à la rupture nécessite la compatibilité des déformations à la rupture des clous et du sol (ductilité du clou, du sol et de la liaison sol-clou). On supposera par la suite, dans l'exposé des méthodes de calcul, que cette compatibilité existe pour les clous courants et la plupart des sols. L'ensemble des méthodes de calcul à la rupture ne prend en compte que les critères de rupture suivants des matériaux. ● Sol Le sol est caractérisé par un critère de type Mohr-Coulomb (angle de frottement φ, cohésion c). Les conditions à long terme étant toujours les plus défavorables, on prendra pour φ et c les caractéristiques φ' et c' en conditions drainées, que le sol soit saturé ou non pour l'étude de la stabilité interne et externe du mur en sol cloué après construction. En phase provisoire, on pourra, suivant la teneur en eau du sol, adopter les caractéristiques à court terme Cu et φu du sol saturé ou celles c et φ du sol non saturé mesurées à l'appareil triaxial à la teneur en eau du sol en place. ● Clous Les clous seront caractérisés par les trois résistances suivantes:

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Rn résistance à la traction simple, Re résistance à l'effort tranchant, Mo moment de plastification du clou en flexion pure; qui seront déterminés comme indiqué ci-après. ● Liaison sol-clou Pour la liaison sol-clou on considèrera les deux critères relatifs aux deux modes d'interaction: -

le frottement latéral limite, qui sera caractérisé par la résistance latérale unitaire qs ;

-

la résistance latérale ultime Pu du sol sur le clou, qui sera prise égale à la pression limite pressiométrique P1.

3.1.3.2. Valeurs caractéristiques des paramètres de résistance Comme indiqué en 3.1.1.1. les valeurs caractéristiques de résistance du sol et des interactions sol-clou seront prises égales aux valeurs moyennes les plus représentatives. ● Sol Il appartient au géotechnicien de définir les valeurs caractéristiques des paramètres de résistance des sols. Leur détermination doit tenir compte de la dispersion, de la qualité et de la représentativité des résultats des essais. Pour le solon prendra les valeurs caractéristiques à long terme de l'angle de frottement interne φ' et de la cohésion c' déterminés à partir des essais in situ ou en laboratoire. ● Clou Pour les clous constitués d'une armature métallique scellée dans un coulis, on ne prendra généralement pas en compte la résistance propre du coulis, sauf justifications particulières s'appuyant sur les règlements du béton armé (BAEL 83). Les valeurs caractéristiques des résistances du clou (Rn, Rc Mo) seront calculées à partir de la limite d'élasticité garantie e de l'acier pour des clous comportant une armature métallique. ● Liaison sol-clou Au stade du projet, la valeur caractéristique du frottement latéral unitaire solclou qs sera

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 déterminée à partir des abaques présentés en annexe de ce chapitre. Au stade de la construction, la valeur de qs sera déduite des essais de traction obligatoires selon la procédure définie au chapitre 4. Pour ce qui concerne la butée du sol contre le clou, la valeur caractéristique de la pression latérale ultime Pu du clou sur le sol sera prise égale à la pression limite pressiométrique Pl. 3.1.3.3. Valeurs de calcul des résistances Les valeurs de calcul des résistances à introduire dans la justification de l'ouvrage seront déduites des valeurs caractéristiques par réduction d'un facteur Γm appelé coefficient de sécurité partiel: valeur de calcul = valeur caractéristique / Γm Les valeurs des coefficients Γm , en combinaison fondamentale et en combinaison accidentelle, sont données au tableau IV. On y apportera les commentaires suivants. 1) Résistance au cisaillement du sol Pour la résistance au cisaillement du sol τmax = c + tanφ, les coefficients de sécurité partiels Γm,c et Γm,φ s'appliquent respectivement sur c et tanφ, ce qui donne pour la valeur de ca cul de la résistance τmax = c / Γm,c + tanφ / Γm,φ Les coefficients Γm proposés pour la résistance au cisaillement du sol tiennent compte notamment: -

des écarts possibles entre les valeurs de résistance du sol dans l'ouvrage et celles déduites de différentes procédures d'essais en laboratoire ou in situ;

-

des conséquences possibles pour l'ouvrage d'une zone de sol à résistance localement inférieure aux valeurs caractéristiques.

Il convient de rappeler, comme dans les études de stabilité des pentes, que le dimensiùnnement d'un ouvrage cloué est très sensible aux valeurs prises pour les caractéristiques de résistance au cisaillement du sol et notamment à la cohésion. Ceci justifie l'adoption de valeurs différentes des coefficients Γ pour l'angle de frottement interne et la cohésion. 2) Interaction normale sol-clou

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 a) Les valeurs du coefficient de sécurité partiel Γm,Pl proposées pour la pression limite pressiométrique Pl sont: Γm,Pl = 1 pour les sollicitations de courte durée, en particulier les phases de terrassement Γm,Pl = 2 pour les sollicitations permanentes, ce qui revient à considérer que la pression ultime du sol au contact du clou est proche de la pression de fluage. b) La valeur du coefficient de sécurité partiel Γm,EM sur le module pressiométrique EM, qui intervient dans la détermination du coefficient de réaction du sol ks sera prise égale à 1,0 pour toutes les combinaisons à condition que la valeur retenue par le géotechnicien pour EM résulte d'un nombre suffisant d'essais représentatifs. Tableau IV – Valeurs de cacul des résistances – Coefficients de sécurtiels Γm appliqués aux valeurs caractérstiques des matériaux PROPRIETES DES MATERIAUX

1) SOL tangente de l’angle de frottement effectif tanφ’ cohésion effective c’ cohésion non-drainée (φu=0) cu 2) ACIER PASSIF limite élastique e 3) INTERACTION SOL-CLOU frottement latéral unitaire sol-clou qs pression limite pressiométrique pl module pressiométrique EM

COEFFOCIENTS DE SECURITE PARTIELS Γm appliqués aux valeurs caractéristiques des matériaux Combinaison fondamentale Combinaison accidentelle courant sensible courant sensible Γm,φ’ Γm,c’ Γm,cu

1,2 1,5 1,3

1,3 1,65 1,4

1,1 1,4 1,2

1,2 1,5 1,3

Γm,e

1,15

1,15

1

1

Γm,qs essais Γm,qs abaques Γm,pl Γm,EM

1,4 1,8 1,9 1

1,5 1,9 2 1

1,3 1,6 1 1

1,4 1,7 1,1 1

3) Frottement latéral unitaire sol-clou: qs Les valeurs de Γm diffèrent selon que la valeur caractéristique du frottement latéral unitaire sol-clou est déduite d'abaques ou mesurée par des essais de traction. On notera que les valeurs proposées pour Γm sont plus élevées que celles utilisées pour le calcul des fondations profondes. Ceci est dû à la forte sensibilité de ce paramètre aux conditions de réalisation des clous. 4) Aciers On prendra Γm,e = 1,15 pour les armatures de béton armé et autres aciers à limite élastique inférieure à 500 MPa, conformément aux textes règlementaires existants.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 3.1.4. Situations L'ensemble de l'ouvrage doit être justifié dans les situations énumérées ci-dessous: -

En cours de construction

Cette situation correspond aux phases de terrassement et à la mise en place progressive des renforcements. Une phase particulière à considérer est celle où le terrassement d'une tranche d'excavation est réalisé, alors que ni les clous ni le parement n'ont été mis en place. On notera qu'il peut être nécessaire de considérer un jeu de paramètres particulier à cette situation, pour les résistances des sols et pour le régime hydraulique; -

En cours d'exploitation

Cette situation correspond à l'ouvrage terminé. -

En situation accidentelle

Cette situation peut correspondre aux cas suivants:  séisme,  conditions hydrauliques exceptionnelles. On se placera dans le cas de la combinaison accidentelle des actions. 3.2 Méthodes de calcul 3.2.1. Étapes du calcul ● Premier dimensionnement (Cf. § 1.6) Pour l'ouvrage prédimensionné on cherchera la surface de rupture potentielle la plus critique en considérant à la fois les ruptures internes, mixtes et externes (Cf. § 3.1.1. et Fig. 14) ● Itérations et optimisations Dans le cas où l'ouvrage est instable on modifiera autant de fois que nécessaire le projet et on recommencera la vérification. Dans le cas contraire on pourra soit garder le projet vérifié, soit l'optimiser en le modifiant et en recommençant la vérification.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 3.2.2. Détermination des efforts à la rupture dans les clous (règle du multicritère) 3.2.2.1. Critères de résistance et méthodes de calcul à la rupture La sollicitation du clou en son point d'intersection O avec la surface de rupture potentielle peut être représentée par un torseur de composantes: Tn : effort normal, Tc : effort tranchant, M : moment fléchissant. La détermination de ces efforts à la rupture dans les clous fait intervenir quatre critères de rupture portant sur chacun des constituants et sur leurs interactions: -

interaction de frottement latéral sol-clou: τ≤ qs

-

interaction de pression latérale sol-clou: p ≤ Pu

-

matériau constitutif: τ≤ k

où k est la cission du matériau de l'armature du clou. 1) Pour les méthodes basées sur la théorie du calcul à la rupture, il est théoriquement possible de prendre en compte la flexion et le cisaillement dans les clous. Jusqu'à présent cet aspect n'a pas été développé, seule la résistance à la traction des clous ayant été considérée. Le calcul reviendrait àdéterminer la contribution résistante maximale des clous permise d'une part par les critères de l'interaction sol-clou: frottement latéral: q ≤ qs

soit |Tn|≤ qs π D La

pression latérale : p ≤ Pu et d'autre part par le critère de résistance propre des clous. Pour celui-ci on peut, par exemple, adopter la formule simplifiée (Anthoine, 1987) : (Tn/Rn)2 + (Tc/Rc)2 + |M/Mo| - 1≤ 0 expression légèrement conservative par rapport aux formules données par Sobotka (1954,1955) : (Tn/Rn)2 + (Tc/Rc)2 + |M/Mo| [1- (Tc/Rc)2]1/2- 1≤ 0 ou par Neal (1961) : 128/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 (Tn/Rn)2 + (Tc/Rc)4/[1 - (Tn/Rn)2] +|M/Mo| - 1 ≤ 0 et qui est beaucoup plus commode d'emploi. En ce qui concerne le critère de pression latérale (p ≤ Pu), sa formulation en fonction de Tc et M nécessite, par contre, une hypothèse sur la distribution de la pression latérale le long du clou (distributions uniformes et opposées de part et d'autre de la surface de rupture (Fig. 15), distribution de type Brinch-Hansen, etc.) dont la validité serait à vérifier expérimentalement.

La contribution maximale permise par ces critères pourrait être calculée de façon similaire à ce qui est actuellement proposé pour les clous travaillant uniquement à la traction, c'est-à-dire en vérifiant l'équilibre global de la partie du massif limitée par une surface de rupture potentielle (Anthoine, 1990). La mise en œuvre de ces méthodes, pour le moment limitée à la prise en compte de la résistance à la traction des clous, conduit, sans l'introduction d'hypothèse complémentaire, à considérer des surfaces de rupture potentielle définies par des arcs de spirales logarithmiques (d'angle φ) et pour lesquelles il suffit alors de contrôler l'équilibre en moment par rapport au foyer. Comme pour les méthodes classiques on recherche le volume de sol renforcé ainsi délimité, qui présente les conditions de stabilité les plus critiques. Dans la suite de ce paragraphe, ces méthodes basées sur la théorie du calcul à la rupture ne seront plus développées puisque, dans leur état actuel, elles ne prennent pas en compte la flexion et le cisaillement des clous. 2) Pour les méthodes classiques de calcul à la rupture, la combinaison des critères de résistance

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 des matériaux et de leurs interactions, et la détermination des relations correspondantes entre Tn, Tc et M ont été développées dans le cadre d'une étude en élasto-plasticité du comportement du système solclou (Chap. 2, § 2.2). Le multicritère correspondant est utilisé depuis de nombreuses années dans le dimensionnement d'ouvrages réels en sol renforcé (clouage, micropieux) et a fait l'objet de vérifications expérimentales (§ 2.3). Quatre critères correspondant à quatre modes de rupture des clous sont à considérer. ● Critère (C1) de frottement latéral sol-clou. Ce critère, qui correspond à la rupture par arrachement des clous, s'écrit pour un sol homogène: Tn≤qs π D La où

qs πD

est le frottement latéral unitaire sol-clou; le périmètre du clou où D = Dc (diamètre du forage) pour les clous scellés et D = Da (diamètre équivalent) pour les armatures battues;

La

longueur de scellement des clous au delà de la surface de rupture, sauf en l'absence de parement ou de liaison de la tête de clou avec le parement, auquel cas La = L*, la longueur L* étant la plus courte des deux longueurs entre la surface de rupture et le parement ou l'extrémité du clou dans le massif (Fig. 16).

● Critère (C2) de pression latérale sol-clou

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 La pression latérale exercée par le clou sur le sol est limitée par la pression latérale ultime du sol Pu. La rupture du sol en butée sur un clou pourra être définie soit lorsque P u est atteint au seul point O de l'effort tranchant maximal (Fig. 17) (hypothèse la plus conservative), soit lorsque le sol est plastifié sur une certaine longueur maximale à définir. Dans le premier cas, le plus simple et le plus conservatif, on obtient à partir de l'analyse du clou sous chargement combiné (effort normal, effort tranchant et moment de flexion) présentée au chapitre 2, paragraphe 2.2.1., le critère suivant: (C2) avec

Tc ≤ Tc2,max Tc2,max=Dcl0pu/2

où De : diamètre du clou (coulis et armature) l0 : longueur de transfert Pu : pression latérale ultime Dans le deuxième cas, on considérera que la longueur de plastification du sol sous le clou est, sauf justifications particulières, limitée à la valeur πl0/2, correspondant à la distance entre les deux points de moment maximal détenninédans un comportement élastique du clou et du sol (Fig. 17). Dans les deux cas on aboutira à un critère portant sur l'effort tranchant Tc du type Tc ≤ Tmax.

● Critères (3) et (4) Les deux critères (C3) et (C4) portent sur les efforts (Tn, Tc, M) dans le clou quand celui-ci

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 plastifie soit en effort tranchant en O (point d'effort tranchant maximal), soit en moment de flexion en A et A' (points de moment maximal). Par souci de simplification on considérera que l'effort normal Tn ne varie pas dans la zone en flexion autour de la surface de rupture potentielle. Pour modéliser la résistance propre du clou en adoptera le critère proposé par Anthoine (1987) qui est simple et légèrement conservatif : (Tn/Rn)2 + (Tc/Rc)2 +M/Mo - 1≤ 0 ● Critère (C3) La plastification du clou par effort tranchant se fera au point O d'effort tranchant maximal. Celui-ci correspond (par raison de symétrie) à l'intersection du clou avec la surface de rupture, à condition que les longueurs de clou de part et d'autre de la surface de rupture potentielle soient au moins égales à 3l0. Au point O le moment fléchissant est nul (M = O) et le critère de rupture s'écrit à partir du critère de rupture général du clou: (C3)

(Tn/Rn)2 + (Tc/Rc)2 ≤ 1

On prend généralement Rc = Rn/2. Le critère (C3) dans le plan (Tn,Tc) est représenté par une ellipse. ● Critère (C4) On supposera (hypothèse simplificatrice, Cf. Chap. 2, § 2.2.4) que la plastification du clou par moment de flexion se fait aux points de moment maximal A et A' situés de part et d'autre de la surface de rupture potentielle, à une distance de celle-ci égale à lp = πl0/4 et calculée dans un comportement élastique du sol et des clous. La plastification en ces points (fig. 14) où l'effort tranchant est nul (Tc = 0), correspond au critère: (C4)

M ≤ Mmax

avec Mmax = M0 [1 - (Tn/Rn)2] déduit du critère de résistance du clou. A cette valeur correspond, l'expression suivante de l'effort tranchant au point O: Tco = aM0/l0 [1-(Tn/Rn)2] où a est une constante égale à 3,12. . 132/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Dans la pratique où on impose que les clous soient ductiles, la plastification aux deux points A et A' de moment maximal dans la phase initiale, ne correspond pas à la rupture du système. Il se produit un phénomène de plasticitécontenue avec deux rotules plastiques dans le clou. Ces rotules, initialement en A et A', se déplacent lorsque le clou continue à se déformer. La valeur de lp, initialement égale à πl0/4, varie alors pour respecter les équations d'équi libre et le critère de résistance du clou. Le calcul de lp en phase élastoplastique est complexe et des expérimentations telles que le mur en sol cloué n° 1 du CEBTP tendent à indiquer que lp varie à l'intérieur d'un même ouvrage. En l'absence d'informations plus précises, une hypothèse simple consiste à prendre lp constante et égale à πl0/4. Au point O, la plastification du sol sous le clou, après apparition des deux rotules plastiques en A et A', conduit au critère (C4) suivant: Tc ≥ Tc4,max Tc4,max = b (M0/l0) [1 - (Tn/Rn)2] + cDcl0Pu où b et c sont deux constantes respectivement égales à 1,62 et 0,24. Ce critère respecte les équations d'équilibre, mais pas le critère de résistance du clou. Néanmoins, en combinant (C4) et (C3) ce dernier critère est respecté, ce qui est la démarche adoptée pour la détermination du multicritère, démarche qui est conservative. Une hypothèse différente sur la distance lp conduirait à un critère similaire. 3.2.2.2. Combinaison des critères de résistance Comme indiqué au paragraphe 2.2.3. du chapitre 2, la règle du multicritère (Schlosser, 1981,1982,1983) consiste à traduire les quatre critères C1, C2, C3 et C4 dans le plan (Tn,Tc) des efforts au point O du clou sur la surface de rupture potentielle et à considérer leur intersection comme le critère résultant pour les efforts dans les clous au point O. Les efforts Tn,Tc sont exprimés en valeurs de calcul, en tenant compte des différents coefficients (coefficients pondérateurs Γ et de sécurité partiels Γm), L'intersection des critères (Fig. 18) définit un «domaine de stabilité» convexe dans lequel le point représentatif de l'effort à la rupture dans un clou au point d'intersection avec la surface de rupture potentielle peut a priori occuper n'importe quelle position, sur la frontière du domaine.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

Il est intéressant de constater l'importance de la pression latérale ultime Pu dans la valeur maximale de l'effort tranchant Tc,max résultant du multicritère : Tc,max = inf {Tc1,Tc2} où Tc1 et Tc2 sont tous les deux fonctions de Pu, Si Pu est suffisamment élevée Tc,max peut atteindre la valeur de Rc et dans ce cas l'intersection des critères se réduit à C1. C'est le cas limite du clou dans un sol rocheux, cisaillé le long d'un joint. Le multicritère ayant été déterminé, il faut se fixer une règle pour calculer les efforts à la rupture dans un clou. 3.2.2.3. Règle de détermination des efforts 1) Traction et compression des clous

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Les efforts normaux Tn dans les clous peuvent être des tractions (Tn > 0) ou des compressions (Tn< 0). La distinction se fait en fonction de l'orientation du clou par rapport à la surface de rupture potentielle considérée. Les expériences réalisées sur des échantillons de sable renforcé par des barres métalliques dans une grande boîte de cisaillement (Marchal, 1984. Cf. Chap. 2, § 2.2) ont montré que le clou reste tendu pour un angle i d'inci-dence par rapport à la normale à la surface de rupture potentielle variant entre - 15° et + 90° (Fig. 19a). Dans la pratique, la limite négative sur i, qui correspond à un clou incliné dans le sens contraire au cisaillement, peut être considérée comme indépendante de la forme de la surface de rupture varie entre - 10° et - 20° en fonction de la rigidité relative sol-clou. Dans les méthodes classiques à la rupture, les clous peuvent, le long de la surface de rupture potentielle, être tendus ou comprimés suivant la valeur de l'angle i précédemment défini (Fig.19b).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Quelle que soit la méthode de calcul à la rupture utilisée dans l'analyse de la stabilité interne d'un mur en sol cloué, on ne tiendra pas compte en général des efforts de compression dans les clous sur la surface de rupture potentielle étudiée. 2) Règle du travail maximal Une règle couramment adoptée pour déterminer les efforts dans les clous est la « règle du travail maximal ». L'application de cette règle au clouage (Schlosser, 1981, 1982, 1983) consiste à supposer qu'à la rupture, le point P, représentatif de l'effort dans un clou, est situé sur la frontière du domaine de stabilité délimité par le multicritère de rupture. La position de ce point P sur la frontière est alors

T . δ de l'effort T, dans le clou, dans le mécanisme travail T *δ . de tout effort virtuel T * satisfaisant au

choisie de façon à maximaliser le travail de rupture considéré, par rapport au

multicritère dans le clou dans le même mécanisme de rupture. Ceci revient à choisir le point représentatif P de telle façon que sa projection sur le vecteur déplacement δ soit maximale, δ étant le déplacement du point du clou sur la surface de rupture potentielle considérée. Pour déterminer l'effort

T

dans le clou, seule la connaissance de la direction du vecteur δ est

nécessaire. Cette procédure revient à choisir le point P tel que la normale en P à la frontière du domaine de stabilité soit parallèle au déplacement δ. Sous cette dernière forme, la règle du travail maximal peut s'interpréter comme une règle de normalité. Concrètement (Fig. 18), la détermination du point P et des efforts Tc, Tn à la rupture se fait en considérant le déplacement δ tangent au point O à la surface de rupture potentielle, ce qui conduit à chercher le point P sur la frontière du domaine de stabilité, où la tangente est perpendiculaire à la direction δ. NOTA: La méthode de calcul en rupture-déplacement utilisée pour le clouage des pentes instables et citée au début de ce chapitre, dans laquelle l'effort dans le clou est paramétré en fonction du déplacement le long de la surface de rupture potentielle, utilise une règle de maximalisation tout à fait analogue.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Cette règle revient à considérer qu'à partir du moment où l'un des critères de résistance est atteint (pour une amplitude de déplacement δ), le point représentatif de l'effort se déplace sur la frontière du domaine de stabilité jusqu'à atteindre (pour une amplitude de déplacement δ2 > δ1) la même position que dans le schéma de la figure 18. Cette méthode de calcul doit donc conduire aux mêmes résultats que les méthodes classiques à la rupture dans la mesure où elle utilise des critères de résistance définis de la même manière, avec le même multicritère. Par contre, cette méthode permet d'introduire d'autres règles de calcul des efforts dans les renforcements, basées sur des critères de déplacement ou des seuils de résistance. Ces règles ne sont cependant valables que lorsque le champ des déplacements avant la rupture est influencé par la surface de rupture préexistante qui canalise les déplacements, ce qui est généralement bien le cas de la stabilisation des pentes instables par clouage. 3.2.3. Calcul de la stabilité du massif en sol cloué Dans les méthodes classiques de calcul à la rupture, l'étude de la stabilité interne, mixte ou externe d'un ouvrage en sol cloué est conduite de manière similaire à l'étude de la stabilité des pentes non renforcées, en tenant compte en plus, le long de la surface de rupture potentielle des efforts apportés par les clous et des suppléments de contraintes qui en résultent dans le sol. Il conviendra ainsi, que l'équilibre de la partie du massif limité par la surface de rupture potentielle soit assuré en tenant compte des efforts ponctuels des clous dans les trois équations d'équilibre statique. Toute méthode adaptée des calculs de stabilité de pentes non renforcée et ne respectant pas cette condition est déconseillée. Plusieurs méthodes de calcul sont disponibles parmi lesquelles on peut distinguer les méthodes des tranches (Fellenius, Bishop simplifiée) et les méthodes globales (méthode des perturbations). Chaque méthode est caractérisée par la nature des hypothèses complémentaires retenues afin d'obtenir le nombre d'équations nécessaires à la résolution. Parmi les méthodes des tranches, la méthode de Bishop simplifiée est celle dont les hypothèses complémentaires donnent les résultats les plus réalistes. Son adaptation aux ouvrages renforcés consiste à introduire l'effet des inclusions en projetant (Tn, Tc) sur la normale et sur la tangente à la surface de rupture potentielle à la base de chaque tranche concernée, sous forme de composantes δN et δT qui viennent

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 s'ajouter ou se retrancher aux composantes Ni et Ti de la réaction calculée sans renforcement dans la méthode classique de Bishop (Fig. 20). L'équilibre est alors assuré lorsqu'on a l'inégalité: Σ(Ti-δTi) ≤ Σ[(Ni-δNi)tanφi+cili] Dans cette expression, φi et ci sont l'angle de frottement interne et la cohésion du sol de la tranche i.

Parmi les méthodes globales, on citera la méthode des perturbations (Raulin, Rouques et Toubol, 1974) qui est bien calée sur la pratique et qui permet, par ailleurs, d'examiner des surfaces quelconques. Dans le dimensionnement à la rupture des ouvrages en sol cloué, les surfaces de rupture potentielle à considérer sont de forme a priori quelconque afin de déterminer la surface la plus critique. Les surfaces de rupture potentielles à explorer systématiquement sont de section circulaire. En plus, il conviendra notamment d'examiner des surfaces plus particulières passant sous le pied du parement avec un faible rayon de courbure qui pourront être schématisées par une surface circulaire à l'amont du parement et un coin de butée à l'aval (fig. 21).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Les surfaces de rupture potentielle planes, même si elles sont présentées en annexe pour illustrer la prise en compte de la sécurité au ni veau des coefficients, sont déconseillées, car elles conduisent à des résultats trop grossiers, notamment dans le cas de sols purement cohérents. Quelle que soit la méthode utilisée, il y a lieu de rechercher le volume de sol renforcé présentant les conditions de stabilité les plus critiques, dont il est important de souligner qu'il peut être très différent du volume critique de sol non renforcé. L'étude de la stabilité externe est conduite de façon analogue à celle de la stabilité globale des ouvrages de soutènement en utilisant les méthodes aux ELU avec les valeurs des coefficients de sécurité partiels données dans ce chapitre. Dans le cas particulier où l'ouvrage en sol cloué est construit dans un site dont la stabilité initiale, bien qu'assurée, est faible par rapport au critère retenu pour le mur en sol cloué, il conviendra, en outre, de vérifier que ce dernier ne diminue pas la stabilité initiale du site. Dans le cas d'une pente, il convient de vérifier la stabilité de toutes les surfaces de rupture potentielle remontant le long de la pente jusqu'à une distance 3H à partir du parement, H étant la hauteur de l'ouvrage en sol cloué. 3.2.4. Exemples de calcul et de dimensionnement On présente ci-après trois exemples de calcul de murs en sol cloué. Les deux premiers ont trait, l'un à une rupture accidentelle par défaut d'adhérence, l'autre à la rupture par cassure des clous du mur expérimental n° 1 du CEBTP du projet CLOUTERRE. Ces deux premiers exemples, déjà publiés dans la littérature, constituent en quelque sorte un calage des méthodes de calcul à la rupture vis-à-vis de deux des principaux modes de rupture rencontrés dans le clouage des sols. Le troisième exemple constitue un cas de dimensionnement assez complet d'un mur en sol cloué avec eau et plusieurs couches différentes de sol. 3.2.4.1. Exemple du mur des Eparris Le mur cloué des Eparris (Schlosser et Guilloux, 1982) fut construit en février 1981 dans une formation superficielle argileuse comportant quelques passages de sable. L'eau n'était rencontrée qu'à plusieurs mètres de profondeur, mais avec des niveaux variables, témoins d'une hydrogéologie complexe. Au moment de la construction du mur, des drains subhorizontaux de 6

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 m de longueur furent installés dans les zones humides. Les tubes utilisés pour les clous furent vibrofoncés dans un forage préalable, puis injectés au coulis sous une pression de 100 à 200 kPa. Le diamètre final équivalent du clou était de 100 mm. Au mois de mai 1981, après une période de très fortes pluies, le mur se rompit. La figure 22 montre la cinématique de la rupture, très différente de celle d'une rupture par cassure des armatures. Des essais d'arrachement de clous, effectués après l'accident, montrèrent que le frottement latéral sol/clou avait une valeur bien plus faible que celle qui avait été retenue dans le dimensionnement (qs = 45,5 kPa en moyenne, au lieu de qs = 100 kPa), indiquant que le mur s'était rompu par un défaut de frottement sol/clou. Le mur fut reconstruit par la suite avec le même type de clous (tubes), le même diamètre final des clous (DC = 100 mm) et les mêmes espacements (Sv = Sh = 2 m), mais avec une longueur de clous plus importante (L = 10 m) et une inclinaison du parement sur la verticale plus forte (η = 30° au lieu de 20°). Il s'est parfaitement comporté depuis. Le calcul de la stabilité du mur rompu a d'abord été fait en prenant égaux à 1 tous les coefficients de sécurité partiels, tous les coefficients de pondération et le coefficient de méthode ΓS3. Avec ces valeurs a été calculé un coefficient Γmin défini par le rapport : Γmin = τmax/τ qui représente en quelque sorte l'écart de la méthode de calcul par rapport à la réalité, ou le coefficient de sécurité global F dans la méthode de calcul traditionnelle. On a ensuite remarqué qu'une valeur du coefficient partiel Γm, R supérieure à 1 ne modifiait pas Γmin tant que Γm,R restait inférieur ou égal au minimum du rapport Rn/TL égal à 7,0 et calculé sur les longueurs de clous situées au delà de la surface potentielle de rupture la plus critique. Cela montre que la rupture du mur en sol cloué a bien été une rupture par défaut d'adhérence. On constate qu'en faisant l'hypothèse pessimiste d'une nappe à la surface du sol dans le versant, la valeur du coefficient r min est de 0,71 (fig. 22).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

A l'inverse, en faisant l'hypothèse d'un parfait drainage et d'une absence de pressions interstitielles dans la zone de sol intéressé par le massif cloué, la valeur du coefficient Γmin est de 1,00. La réalité se situe entre ces deux extrêmes et est sans doute plus proche de la valeur Γmin = 1,00,

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 compte tenu de la mise en place de drains subhorizontaux. Il convient aussi de noter l'incertitude sur le diamètre final des clous (DC=100mm), les constatations faites après la rupture ayant montré d'assez fortes variations dans ce paramètre. Ce diamètre DC résulte de l'expansion du forage sous la pression du coulis injecté; l'hétérogénéité du sol et les pressions différentes du coulis peuvent expliquer les variations de ce paramètre fondamental dans une rupture par défaut d'adhérence. Ce calcul a posteriori a également permis de mettre en évidence l'influence de la résistance à la flexion des clous sur le coefficient Γmin. En négligeant cette résistance, la valeur Γmin est, dans l'hypothèse d'une absence de pression interstitielle, de 0,92 au lieu de 1,00, ce qui indique que dans ce cas l'effet de la résistance à la flexion des clous est d'augmenter le coefficient de sécurité global des clous d'à peu près 9% par rapport à la valeur correspondant à la prise en compte des résistances à la traction seulement. 3.2.4.2. Exemple de l'expérimentation n° 1 du CEBTP Le mur de la première expérimentation du CEBTP, faite dans le cadre du projet CLOUTERRE, a été conçu pour se rompre par cassure des clous. Comme indiqué au paragraphe 3.4 du chapitre 1, la rupture a été provoquée par saturation partielle du massif cloué à partir d'un bassin placé en tête. Le dimensionnement du mur avait été fait pour obtenir un faible coefficient de sécurité global qui fut calculé égal à 1,10 par le programme TALREN avec la méthode des tranches de Bishop. Des comparaisons ont été faites après la rupture à l'aide de ce même logiciel (Schlosser, 1989). Pour transformer l'inégalité fondamentale du paragraphe 3.1.1.1. en égalité, on introduit le coefficient Γmin tel que: Γmin ΓS3 τ = τmax La figure 23a montre le calcul du dimensionnement interne du mur, tel qu'on peut le refaire à partir de l'inégalité fondamentale, vis-à-vis d'une rupture par cassure des armatures. En prenant dans l'inégalité précédente tous les coefficients égaux à 1, sauf Γmin à déterminer et Γm,qs pris égal à 4,3, valeur représentant le minimum du rapport TL/Rn calcule pour les longueurs de clous situées au-delà de la surface de rupture potentielle la plus critique, on obtient Γmin = 1,10, ce qui montre que ce coefficient correspond tout à fait, pour les hypothèses prises ici, au coefficient

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 global de sécurité F = 1,10 trouvé dans la méthode traditionnelle.

La figure 23b montre l'étude de la rupture réelle pour laquelle il a été supposé qu'à la suite de la mise en eau il pouvait être distingué deux couches de sol: l'une quasi saturée à la base du mur avec une cohésion nulle (c = 0), l'autre non saturée avec la cohésion initiale (c = 3 kPa). Cette

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 schématisation résulte de l'observation, faite au moment de la rupture, d'une partie inférieure du parement assez fortement mouillée. La hauteur h de cette partie mouillée a été prise comme paramètre de calcul et le graphique de la figure 24a montre la variation du coefficient Γmin à la rupture en fonction de h. On constate que, pour Γmin = 1,00, la valeur de h varie de 2,25 m sans prendre en compte la résistance à la flexion des clous, à 3,25 m lorsqu'on tient compte de cette résistance, alors que la valeur observée est aux alentours de 2,5 m.

Cette décomposition en deux couches de sol de caractéristiques physiques et mécaniques

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 différentes constitue un cas extrême. Une autre approche consiste à supposer que la quantité d'eau déversée dans le mur s'est répartie de façon uniforme sur toute la hauteur de la partie de mur située sous le bassin. Cette hypothèse conduit à une teneur en eau moyenne w = 19 % alors que la valeur initiale était W0= 10,7 %. En supposant par ailleurs que la cohésion varie linéairement en fonction du degré de saturation SΓ (avec c = 0 pour SΓ= 100 %) et donc de la teneur en eau, on peut tracer les deux courbes de variation du coefficient Γmin (fig. 24b) dans les deux cas de prise en compte et de non prise en compte de la flexion des clous. On constate que la valeur du coefficient Γmin à la rupture est ainsi comprise entre 0,95 et 0,98. Dans l'ensemble, et en dépit des incertitudes inhérentes au type de chargement utilisé dans cette expérimentation en vraie grandeur, les résultats montrent que les valeurs Γmin , calculées avec des méthodes classiques à la rupture, constituent une approche correcte de la réalité. 3.2.4.3. Exemple d'un mur cloué mixte avec surcharges et drainage partiel dans un multicouche On traite ici le cas d'un mur en sol cloué à parement vertical, d'une hauteur totale H = 17 m, comportant cinq lits de clous et un lit de tirants précontraints en tête. Les clous sont plus courts à la base, mais également plus resserrés (fig. 25). Les tirants précontraints ont été utilisés compte tenu du caractère sensible de l'ouvrage (bâtiments et route à construire en partie supérieure du mur), afin de réduire à des valeurs admissibles les déplacements en tête. L'ouvrage étant implanté dans un versant avec nappe, un drainage du massif cloué a été prévu, mais qui ne déjauge que partiellement les clous les plus bas et les scellements des tirants précontraints. La figure 25 montre les résultats du calcul effectué à l'aide du logiciel TALREN. Les caractéristiques des sols, celles des surcharges, celles des clous et des tirants sont indiquées dans le tableau V.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Tableau V - Valeurs des paramètres de l'exemple de dimensionnement SOLS γ 19,0 19,0 19,0 19,0 20,0 17,0 0,0

Sol N 1 2 3 4 5 6 7

ΓS1 1,05 1,05 1,05 1,05 1,05 1,05 1,00

φ 25,0 35,0 35,0 36,0 40,0 30,0 0,0

c 10,0 10,0 20,0 30,0 200,0 20,0 0,0

qs 0,0 120,0 160,0 200,0 0,0 80,0 0,0

pl 0 1000 1500 2000 0 500 0

ks 0 17000 26000 46000 0 5500 0

SURCHARGES SURFACIQUES N° Sr 1 Sr 2 Sr 3 Sr 4

1 20 110 22,5 45

2 20 110 22,5 30

ΓQ 1,330 1,200 1,000 1,200

CLOUS N°

TG

Sh

Cote

L

i

Dc

M0

EI

Cl 2

400

2,00

10,50

13,0

10,0

0,13

1,9

26,4

Cl 3

400

2,00

8,00

13,0

10,0

0,13

1,9

26,4

Cl 4

400

2,00

5,50

13,0

10,0

0,13

1,9.

26,4

Cl 5

400

2,00

3,50

12,0

10,0

0,13

1,9

26,4

Cl 6

400

2,00

1,50

10,0

10,0

0,13

1,9

26,4

TIRANTS N°

TG

Sh

Cote

1 libre

1 scell.

i

TL

Ti 1

900

2,00

13,00

13,0

12,0

10,0

1350

(Unités en kN, mètre et degré) Dans la conception, les caractéristiques des clous et des tirants ont été prises telles que le coefficient Γmin, associé aux valeurs requises des coefficients pondérateurs et de sécurité partiels, ait une valeur de 1,00. On constate (fig. 25) que cette valeur correspond à deux surfaces de rupture potentielles: un premier cercle intéressant principalement le massif cloué et un autre englobant une grande partie du massif cloué et passant par les centres des bulbes des tirants précontraints, donc plus représentatif d'une stabilité globale de l'ouvrage. 147/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 3.2.5. Méthodes simplifiées 3.2.5.1. Hypothèse Ces méthodes sont dites simplifiées du fait qu'elles font l'hypothèse que les clous sont sollicités uniquement en traction. Dans ces conditions ne subsistent que le critère de résistance du clou et le critère de frottement latéral sol-clou (τ< qs) qui s'explicitent comme indiqué ci-après. a) Critère d'interaction de frottement latéral. Tn ≤ qs π D La qs

: valeur unitaire du frottement latéral limite

πD

: périmètre du clou

La

: longueur d'ancrage des clous au delà de la surface de rupture.

D=DC : pour les clous scellés D=Da : pour les armatures battues b) Critère de résistance du clou Il se réduit à : Tn ≤ Rn Rn : résistance de l'armature en traction simple La traction de calcul s'exprime alors sous la forme: Tn ≤ min {qsπDLa/Γm,qs, Rn/Γm,e} Γm,qs : coefficient de sécurité partiel sur le frottement latéral Γm,e : coefficient de sécurité partiel sur la résistance en traction de l'armature. Les valeurs de ces coefficients sont données dans le tableau IV. Excepté cette hypothèse de fonctionnement en «traction seule» du clou, les conditions d'étude de la stabilité du massif en sol cloué sont identiques à celles du cas général. L'hypothèse d'un clou ne travaillant qu'en traction peut être justifiée pour les raisons énumérées

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 ci-dessous. 

Elle correspond au fonctionnement des clous observé pour la plupart des ouvrages en conditions de service. En effet, le mécanisme d'interaction de frottement latéral est prépondérant pour les soutènements en sol cloué et se développe pour de faibles déformations, avant celui de la pression latérale qui n'est observé qu'au voisinage de la rupture;



Les clous utilisés en soutènement présentent, dans certaines techniques (barres métalliques battues), une section et une inertie suffisamment faibles pour que les résultats des calculs dans l'hypothèse de « traction seule» soient très peu différents de ceux résultant d'une prise en compte du cisaillement.

Sur ce point, on doit cependant faire le commentaire suivant. Sur le plan théorique, dans les méthodes classiques de calcul à la rupture, il n'y a pas forcement un effet bénéfique de la prise en compte de la flexion et du cisaillement. En effet, comme le montre la règle du multicritère la valeur de l'effort à la rupture en traction pure Rn peut être largement supérieure à la composante en traction Tn de l'effort à la rupture résultant de la combinaison de la traction et du cisaillement. Dans les méthodes basées sur la théorie du calcul à la rupture, la prise en compte de la flexion et du cisaillement serait par contre toujours bénéfique. On se gardera donc, dans l'état actuel des connaissances, de considérer que le calcul «simplifié» fournit systématiquement une appréciation par défaut des conditions de stabilité. 3.2.5.2. Conditions d'utilisation Les méthodes ne tenant compte que de la sollicitation à la traction des clous ne sont applicables qu'aux ouvrages, dans lesquels la traction est largement prépondérante par rapport à l'effort tranchant et au moment fléchissant et qui respectent les conditions suivantes: -

faible inertie des clous,

-

faible inclinaison des clous sur l'horizontale (ne dépassant jamais 20 degrés),

-

déformations du massif résultant essentiellement d'un déchargement latéral du sol,

-

pas de surcharge notable en tête.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Dans certaines techniques de clouage, ces conditions sont assez bien réalisées. 3.3 Prise en compte de la sécurité 3.3.1. Règles pratiques Chaque paramètre est introduit directement dans la formule fondamentale (Cf. paragraphe 3.1.1.1.) par sa « valeur de calcul». 

La valeur de calcul des actions est le produit de la valeur caractéristique, définie au paragraphe 3.1.2.2. par un coefficient pondérateur Γ différent selon l'action et la combinaison d'actions considérées, donné au tableau III.



La valeur de calcul des résistances du sol et des clous est le quotient de la valeur caractéristique définie au paragraphe 3.1.3.2. par un coefficient de sécurité partiel Γm, variable selon le matériau et la combinaison d'actions, qui est donné au tableau IV.

La méthode de calcul utilisée pour le dimensionnement (méthode des tranches, méthode des perturbations ...) est affectée d'un coefficient ΓS3, dit coefficient de méthode, qui apparaît dans la formule fondamentale avec pour valeurs minimales: ΓS3 = 1,125

en combinaison fondamentale

ΓS3= 1

en combinaison accidentelle.

En théorie, il y aurait lieu de faire varier ce coefficient de méthode en fonction du réalisme du mécanisme de rupture et du calage de la méthode. Par exemple, plus le type de surface considéré serait simple, plane par exemple, plus le coefficient de méthode devrait être élevé. Mais en l'absence actuelle d'étude approfondie sur ce sujet, on utilisera les valeurs minimales données ci-dessus à condition d'explorer au moins toutes les surfaces circulaires possibles (méthodes classiques de calcul à la rupture) ou tous les arcs de spirale logarithmique possibles (approche basée sur la théorie du calcul à la rupture). La distinction entre ouvrages provisoires, temporaires et permanents (Cf. Chap. 6) est prise en compte au niveau du dimensionnement en calculant les surépaisseurs d'acier nécessaires pour tenir compte de la corrosion des aciers à la fin de la durée de service de l'ouvrage. La procédure détaillée est développée au chapitre 6.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 3.3.2. Illustration En annexe 3 le calcul aux ELU d'un coin retenu par un clou est développé, afin de familiariser le lecteur avec l'emploi des coefficients de pondération Γ et de sécurité partiels Γm intervenant dans le calcul aux ELU. Il apparaît alors des équivalences existant entre ces coefficients et le coefficient de sécurité traditionnel global F. 4. JUSTIFICATION DU PAREMENT 4.1 Rôles mécaniques du parement - Modélisation de calcul Le parement a plusieurs fonctions. a) Il réalise le confinement latéral du sol en assurant l'équilibre entre la pression locale p du sol (supposée uniforme dans les calculs) et la traction T0 en tête des clous: p= T0/( Sh Sv) Dans la pratique, la pression locale p du sol entre les clous n'est pas uniforme. Elle dépend de la déformabilité et du déplacement local du parement. Des effets de voûte ont tendance à se créer entre les clous, concentrant la pression locale au voisinage des clous. b) Il peut supporter des charges extérieures, telles que panneaux d'habillage ou dispositifs de retenue de véhicule. Ces cas de charge ne seront pas traités dans ce paragraphe. Le calcul du parement se fait aux ELU. Les tractions T0 en tête des clous et les pressions du sol sur le parement sont alors considérées comme des actions extérieures permanentes s'exerçant sur le parement. Il faut, par ailleurs, rappeler que le calcul de la stabilité du massif en sol cloué aux ELU se fait sans tenir compte de la résistance du parement, lorsque la surface de rupture potentielle considérée intercepte ce dernier. Ceci est justifié par le fait que durant la construction de l'ouvrage, le point bas d'émergence de la surface de rupture potentielle la plus critique recoupe généralement la phase d'excavation. Le calcul du parement comporte les étapes suivantes: 1) détermination des efforts en tête des clous et de la pression des terres sur le parement; 2) vérification de la résistance du parement.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 4.2 Détermination des efforts appliqués au parement Par souci de simplification, on admet généralement que le torseur des efforts à la liaison clou-parement se réduit à un effort axial de traction T0 et que la pression des terres p est uniforme. Deux approches sont possibles: soit calculer les tractions T0 à partir des efforts maximaux mobilisables dans les clous pour en déduire p, soit calculer p comme une poussée locale des terres dans un mécanisme de rupture approprié pour en déduire T0. En l'absence actuelle de données fiables sur les répartitions de la pression des terres sur le parement, il est recommandé d'utiliser la première approche, décrite ci-après. La valeur de T0 se déduit de celle de l'effort maximum de traction Tmax mobilisable sur la surface de rupture potentielle la plus critique en considérant une valeur unique pour le rapport T0/Tmax dans le mur. L'évaluation de Tmax dans un lit de clous se fait en prenant le minimum entre la résistance à la traction des clous pondérée par le coefficient de sécurité partiel correspondant et la résistance à l'arrachement des clous calculée sur une longueur d'ancrage La définie sur la figure 3.16 soit: Tmax=min[qsπ D La/Γm,qs, Rn/Γm,e] où D = Dc pour un clou scellé D = Da pour un clou battu La = longueur de scellement (fig. 13) Dans les faits, les résultats expérimentaux sur les ouvrages en service indiquent généralement des rapports T0/Tmax plus faibles que ceux observés dans les murs en Terre Armée, ce qui est compréhensible compte tenu du déconfinement du sol qui se produit lors de la construction du mur en sol cloué. Les valeurs de T0/Tmax dépendent d'un certain nombre de paramètres (raideur du sol, rigidité du parement, rigidité des clous, profondeur, espacement des clous), parmi lesquels le plus important est l'espacement entre clous. Compte tenu des résultats expérimentaux disponibles à ce jour, il est actuellement conseillé d'adopter pour la valeur maximale du rapport T0/Tmax la formule empirique suivante: T0/Tmax = 0,5 +(S-0,5)/5

pour 1≤S ≤3 m

T0/Tmax = 0,6

pour S ≤1 m

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 pour S ≥ 3 m

T0/Tmax = 1 où S = sup (Sv, Sh) est exprimé en mètre.

Cette formule résulte de l'analyse de mesures de la répartition des tractions dans des murs où les clous étaient disposés suivant une maille rectangulaire avec Sv ≤ Sh. Dans les cas contraires, la formule sera adaptée de manière conservative. Sauf cas particulier, le parement sera dimensionné avec des valeurs de T max correspondant à la phase finale de l'ouvrage et il ne sera pas fait de dimensionnement du parement en phase d'excavation. 4.3 Calcul du parement Le parement est en équilibre sous l'action de son poids, des tractions T0 en tête des clous, de la pression et des contraintes de cisaillement exercées par le sol. C'est dans les premières phases d'excavation que l'équilibre vertical du parement peut être critique (chap. 5, § 2.3.2.3, fig. 10). Dès les phases suivantes, le frottement mobilisé à l'interface assure l'équilibre. Pour le dimensionnement du parement de l'ouvrage terminé, on ne tiendra généralement pas compte du poids du parement, des contraintes de cisaillement dans le sol et des efforts tranchants en tête des clous. On admet que la pression est répartie uniformément sur la surface afférente à chaque clou, ce qui est conservatif par rapport à la réalité pour le calcul à la flexion du parement. Le modèle de calcul du parement est celui des planchers-champignons: dalle chargée perpendiculairement à son plan et appuyée sur des points localisés aux têtes des clous. (Fig. 26).

Suivant le mode de réalisation du parement on distingue les schémas de calcul suivants.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 1) Parement réalisé avec continuité des armatures (avec longueurs de recouvrement réglementaires). a) Paroi provisoire (durée de service égale à 18 mois) : on calcule le parement comme une dalle continue dans les deux directions, en négligeant les fissures éventuelles. Les conditions d'exécution (mise en place des armatures et projection du béton) devront respecter la continuité effective du parement (Fig. 26-1 a). b) Paroi temporaire (de 18 mois à 30 ans) ou permanente (au-delà de 30 ans) : On tient compte dans le calcul de la fragilité des reprises de bétonnage entre les passes d'exécution en introduisant des rotules dans le modèle (Fig. 26-1b). 2) Parement réalisé sans continuité des armatures ou avec continuité minimum de construction. Le parement est dans ce cas discontinu et découpé par bandes horizontales. Chaque bande est alors calculée comme une plaque indépendante de ses voisines. On peut parfois ramener le problème à une dimension et calculer chaque bande horizontale comme une poutre (Fig. 26-2). 4.4 Justifications de resistance Les justifications du parement sont de deux ordres: -

justification à la flexion,

-

justification au poinçonnement autour de la tête de clous.

L'ensemble des justifications est effectué conformément au règlement de béton armé en vigueur (BAEL 83). Les points essentiels sont rappelés ciaprès. 4.4.1. Justification à la flexion Les efforts retenus dans le calcul du parement sont ceux décrits au paragraphe 4.2 et sont de type ELU. Les sollicitations sont celles résultant des calculs définis au paragraphe précédent (4.3). a) Parement de mur en sol cloué provisoire Les calculs de béton armé des sections du parement sont menés exclusivement aux ELU, avec les coefficients suivants :

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 -

charges pennamentes : ΓG = 1,35 appliqué sur les tractions T0 en tête des clous

-

béton: Γm,b = 1,5

-

acier: Γm,s = 1,15

b) Parement de mur en sol cloué temporaire ou permanent Les calculs de béton armé des sections du parement sont menés aux ELU et aux ELS. Le calcul aux ELU est identique à celui effectué pour un mur en sol cloué provisoire. Le calcul aux ELS est effectué lorsque l'on tient compte de la fissuration. Les actions permanentes apportées par les clous sur le parement sont dans ce cas les valeurs de T0 définies au paragraphe 4.2 et non pondérées. . Les actions ainsi obtenues sont examinées suivant les prescriptions de l'article A.4.5 du BAEL 83. 4.4.2. Justification au poinçonnement autour de la tête d'un clou. Pour tenir compte des concentrations de la pression des terres p sur le parement autour des clous, on adoptera, pour la justification au poinçonnement du parement, des valeurs de T0 telles que T0/Tmax = 1 quel que soit le maillage. Les actions T0 et p seront à traiter comme des charges Qu au sens de l'article A.5.2.4 du BAEL 83. Outre les articles évoqués dans les précédents alinéas, on devra également respecter l'ensemble du règlement BAEL et notamment les règles relatives à la non-fragilité et aux pourcentages minimaux. BIBLIOGRAPHIE ANTHOINE A. (1990), Une méthode pour le dimensionnement à la rupture des ouvrages en sols renforcés. Revue Française de Géotechnique n° 50, p. 5-17. BANGRATZ J.L., GIGAN J.P. (1984), Méthode rapide de calcul des massifs cloués. CR. Du Colloque international sur le Renforcement en place des sols et des roches, Paris, Presses de l'ENPC, p. 293-299. BLONDEAU F., CHRISTIANSEN M., GUILLOUX A., SCHLOSSER F. (1984) TALREN,

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 méthode de calcul des ouvrages en terre renforcée, C.R. du Colloque international sur le Renforcement en place des sols et des roches, Presses ENPC, Paris, p. 219-224. DE BUHAN P., SALENÇON J. (1987), Analyse de la stabilité des ouvrages en sols renforcés par une méthode d'homogénéisation. Revue Française de Géotechnique n° 41 p. 29.43. DE BUHAN P., MARIGIAVACCHI R., NOVA R., PELLEGRINI G., SALENÇON J., Yield design of reinforced earth walls by a homogenization method. Géotechnique n° 39.2, p. 189 à 201. DELMAS Ph., BERCHE J.C., CARTIER G., ABDELHEDI A. (1986), Une nouvelle méthode de dimensionnement du clouage des pentes: programme PROSPER. Bulletin de Liaison des laboratoires des Ponts et Chaussées n° 141, janvier février 1986. FAU D., (1987), Le clouage des sols, application au soutènement de fouille, étude expérimentale et dimensionnement. Thèse de Doctorat, ENPC. GÄSSLER G., GUDEHUS G. (1981), Soil Nailing. Some Aspects of a New Technique, Proc. 10 th ICSMFE, Stockholm (3), pp. 665-670. GÄSSLER G., GUDEHUS G. (1983), Soil Nailing. Statistical Design, Proc. 8 th ECSMFE, Helsinki (2), pp. 401-494. GIGAN J.P. (1986), Application du clouage en soutènement; paramètres de conception et de dimensionnement des ouvrages. Bulletin de liaison des laboratoires des Ponts et Chaussées n° 143, mai-juin. GIGAN J.P., DELMAS P. (1987), Mobilisation des efforts dans les ouvrages cloués. Étude comparative des différentes méthodes de calcul. Bulletin de liaison des laboratoires des Ponts et Chaussées n° 147. GUILLOUX A., SCHLOSSER F. (1982), Soil Nailing : practical application. Symposium on Soil and Rock Improvement Techniques including Geotextiles Reinforcement Earth and Modem Piling Methods, Bangkok AIT nov.-déc. 1982. JURAN I., BAUDRAND G., FARRAG K., ELIAS V. (1990), Kinematical limit analysis for design of soil-nailed structures. Journal of Geotech. Div., ASCE, vol. 116, janv. 90, pp. 54-72.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 RAJOT J.P. (1983), Introduction du clouage dans une méthode globale de calcul de stabilité des pentes. Travail de fin d'études, Ecole nationale des Travaux Publics de l'Etat, 177 p. SCHLOSSER F. (1982), Behaviour and design of soil nailing. Symposium on Soit and Rock Improvement Techniques including Geotextiles Reinforcement Earth and Modem Piling Methods, Bankok AIT nov.-déc. 1982. SCHLOSSER F. (1982), Le clouage des sols: comportement et dimensionnement. Stage sur le renforcement des sols, Formation continue ENPC. SCHLOSSER (1983), Analogie et différence dans le comportement et le calcul des ouvrages de soutènement en Terre Armée et par clouage du sol. Annales de l'ITBTP n° 418, p. 823,oct. SCHLOSSER F. (1989), Le Projet national CLOUTERRE. Annales de l'ITBTP n° 473, marsavril. SCHLOSSER F., LONG N.T., (1972), Comportement de la Terre Armée dans les ouvrages de soutènement. Proceedings of the 5th European Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Volume I, p. 299-306, Madrid. Instruction technique sur les directives communes de 1979 relatives au calcul des constructions (DC 79). Bulletin officiel du ministère de l'Environnement et du Cadre de Vie, et du ministère des Transports. Fasc. spécial 79-12 bis circulaire n° 79-25 du 13 mars 1979. BUREAU SECURITAS (1986), Recommandations concernant la conception, le calcul, l'exécution et le contrôle des tirants d'ancrage (TA 86), Ed. Eyrolles. Règles techniques de conception et de calcul des ouvrages et constructions en béton armé suivant la méthode des états-limites BAEL 83. Bulletin officiel fasc. spécial n° 83-45 bis, fasc n° 62 titre 1er section 1. Règles techniques de conception et de calcul des fondations des ouvrages de génie civil. Facs 62-titre 5 (document provisoire). Eurocode 7 Geotechnics - Preliminary draft for the European Communities.

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Annexe 1 ABAQUES DONNANT LE FROTTEMENT LATÉRAL UNITAIRE qs POUR LE PRÉDIMENSIONNEMENT DES CLOUS 1. CONSTITUTION DE LA BANQUE DE DONNÉES Dans le cadre du projet national CLOUTERRE, le CEBTP a été chargé, auprès des différents membres, de collecter les résultats des essais de traction de clous effectués sur les chantiers ou sur les sites expérimentaux. Ces essais, au nombre de 450, sont répartis sur 36 chantiers différents (Fig. 1). Cependant, si on appelle site l'ensemble constitué par un chantier, un sol et une seule technique d'exécution, les essais sont répartis sur 87 sites.

L'ensemble des résultats des essais constitue la banque de données (CLOUTERRE, CEBTP, janvier et mars 1989) qui comporte pour chaque résultat d'essai: -

l'organisme source,

-

le site,

-

les caractéristiques du sol,

-

les caractéristiques du clou,

-

les résultats des essais.

Le nombre total d'essais par type de sol est représenté à la figure 2.

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En ce qui concerne les méthodes d'exécution, l'injection gravitaire est la plus utilisée, 60% des cas contre 30% pour le battage et 10% pour l'injection basse pression. Les essais de sol réalisés sur les sites des essais de traction des clous étaient répartis de la façon suivante: -

essais pressiométriques (et essais de laboratoire)

86%

-

essais de laboratoire

9%

-

données incomplètes

5%

Les essais de traction ont été réalisés suivant deux modes opératoires: -

la grande majorité, par des essais à effort contrôlé (paliers de fluage) comparables aux essais effectués sur les tirants d'ancrage, mais généralement suivant un processus allégé;

-

le reste par des essais à déplacement contrôlé (vitesse de déplacement constante).

Parmi tous les essais, 27% n'ont pas été menés jusqu'à la traction limite du scellement pour essentiellement deux raisons: 1) l'objectif de l'essai était seulement de vérifier une traction de service, 2) la limite élastique de l'armature était inférieure à la traction de rupture du scellement.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2. ABAQUES DE PRÉDIMENSIONNEMENT L'établissement de la banque de données a permis de proposer des abaques de prédimensionnement qui établissent, comme pour les pieux et les tirants d'ancrage, une corrélation entre la pression limite p1 mesurée au pressiomètre et le frottement latéral unitaire qs. Comme pour les pieux et les tirants d'ancrage, la dispersion des résultats des essais est assez grande (CLOUTERRE, CEBTP, janvier et mars 1989, Bel Hadj Amor, 1990). En aucun cas, l'utilisation de ces abaques ne dispense des essais préalables, essais de conformité en début de chantier et essais de contrôle en cours de chantier (Cf. Chap. 4). Les abaques ont été tracés pour cinq types de sol, pour lesquels on avait un nombre significatif de résultats d'essais: -

sable,

-

grave,

-

argile et limon,

-

marno-calcaire,

-

rocher altéré.

Deux techniques d'exécution ont été retenues: clous forés et scellés gravitairement au coulis de ciment, clous directement battus dans le sol. Un autre abaque a été établi pour les clous scellés basse pression dans les graves (pression d'injection en tête généralement comprise entre 0,2 et 0,5 MPa). On a adopté des ajustements par des huperboles, en se référant aux résultats des essais de cisaillement à rigidité imposée réalisés à l'Institut de Mécanique de Grenoble (Boulon et al. 1986) qui ont montré un bon ajustement àce type de courbe, particulièrement dans le cas des sols granulaires. 3. MÉTHODE DE DIMENSIONNEMENT Pour un clou scellé sur une longueur La, la traction limite, par rapport au frottement latéral, est égale à : TL = π D La qs

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 avec D = Dc : diamètre du forage pour les clous scellés D = Ds: diamètre équivalent pour les clous battus (cornières généralement). Les valeurs du frottement latéral limite qs sont données à partir du tableau suivant par les abaques des figures 3 à 7. Correspondance entre les figures des abaques, les sols et les techniques d'exécution

SOLS sable grave argile limon marne marno-ca1caire craie altéréeà fragmentée rocher altéré

TECHNIQUE D'EXÉCUTION ABAQUES Scellement CORRESPOND Scellement basse Battage ANTS gravi taire pression FIG.3 S1 S2 S3 FIGA G1 G2 G3 FIG.5 A1 FIG.6

M1

FIG.7

R1

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Annexe 2 ABAQUES DE STABILITÉ POUR LE PRÉDIMENSIONNEMENT DES MURS EN SOL CLOUÉ 1. DENSITÉ DE CLOUAGE La densité de clouage d s'exprime sous la forme adimensionnelle suivante: d =t/(γ Sv Sh) avec: t (kN/m)

: effort de frottement latéral par unité de longueur de clou

γ (kN/m3)

: poids volumique du sol

Sv et Sh (m)

: espacements vertical et horizontal.

Ce paramètre caractérise l'effort de renforcement développé par l'interaction de frottement latéral sol-clou, rapporté à l'unité de volume du massif. La valeur de cet indicateur du taux de renforcement du massif a pu être évalué sur un grand nombre d'ouvrages. Selon la nature du sol, les valeurs trouvées varient de 0,5 à 1,5 pour les ouvrages à barres scellées. 2. ABAQUES DE STABILITÉ Cette caractérisation de l'effort de renforcement du massif par un paramètre unique peut être mise à profit pour la réalisation d'abaques de stabilité dans le cas de sols homogènes (Bangratz et Gigan, 1984). Le principe est illustré par la figure 9 du chapitre 3. Pour une géométrie d'ouvrage définie par le rapport L/H de la longueur des clous à la hauteur des murs, les diagrammes de stabilité correspondant à différentes valeurs de la densité de clouage d sont tracés dans un repère de coordonnées tanφ et N = c/γH, où φ et c sont les caractéristiques de résistance au cisaillement du sol considéré. La linéarité des relations entre les différents paramètres conduit à une détermination graphique du coefficient global de sécurité sous la forme F = OM/OA, M étant le point représentatif du sol. Inversement, pour un coefficient de sécurité globale F prédéterminé, les abaques fournissent la densité de clouage, d'où peut être déduit le maillage.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Le parement, de hauteur H, est vertical et le terre-plein horizontal non chargé. Deus hypothèses de distribution des clous ont été étudiées: a) clous de longueur constante L/H : 0,6 - 0,8 - 1 - 1,2 b) clous de longueur décroissant linéairement avec la profondeur, de telle sorte que les longueurs situées au-delà du coin de poussée (incliné à π/4+φ/2 sur l'horizontale) soient constantes. Les longueurs à mi-hauteur du parement sont telles que L/H = 0,6 - 0,8 - 1 - 1,2. Les abaques présentés (Fig. 1 et 2) ont été établis pour des clous de longueur constante et une inclinaison sur l'horizontale des clous θ= 20°. Les résultats peuvent. être corrigés pour des inclinaisons différentes en utilisant les courbes de la figure 3. Les densités de clouage varient de d = 0,1 à d = 1.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 3. UTILISATION DES ABAQUES 1) Sélectionner l'abaque en fonction de la valeur du rapport L/H et de la géométrie (longueur constante des clous ou longueur décroissante). 2) Placer dans le repère (tanφ, N = c/γH) le point M représentatif du sol. 3) Calculer la densité de clouage: d=t/(Γm,qs γ ΓS1 Sv Sh) avec t = p . qs p : périmètre de la section du clou qs: frottement latéral unitaire 4) La droite OM recoupe la courbe de stabilité correspondant à la valeur de d au point A. Le coefficient global de sécurité est alors égal au rapport OM/OA. 4. CALCUL DE LA SÉCURITÉ 4.1 Calcul traditionnel La valeur de qs est prise égale à la valeur admissible du frottement latéral unitaire. Le coefficient global de sécurité du mur en sol cloué est F = OM/ OA. 4.2 Calcul aux ELU Les coordonnées du point M sont dans ce cas égales à (tanφ/Γm,φ, c/Γm,c) où Γm,φ et Γm,c sont les coefficients de sécurité partiels sur l'angle de frottement interne et la cohésion du sol. La densité de clouage a pour valeur de calcul: d=t/(Γm,qs γ ΓS1 Sv Sh) La droite OM recoupe la courbe de stabilité correspondant à la valeur de d au point A, on doit alors avoir: Γs3 ≤ OM/OA

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Annexe 3 STABILITÉ D'UN COIN DE SOL TENU PAR UN CLOU Le calcul de stabilité d'un massif en sol cloué sur une surface de rupture potentielle plane est présenté uniquement à des fins pédagogiques. Ce type de calcul est déconseillé dans la pratique ainsi que cela a déjà été mentionné au paragraphe 3.2.3. Les hypothèses et notations sont présentées sur la figure 1. Les actions et résistances sont considérées avec leurs valeurs de calcul.

Dans le cas d'une rupture plane, la seule condition d'équilibre à vérifier s'écrit: Γs3T ≤ Tmax avec T

: projection de la résultante des actions sur le plan de glissement Tmax : résistance au cisaillement le long de ce même plan Γs3

On a :

: coefficient de méthode. T = W sinα - Tn cosχ Tmax = (Wcosα + Tn sinχ ) tanφ + cH/sinα

où α : inclinaison du plan de rupture potentiel sur l'horizontale χ: inclinaison du clou par rapport au plan de rupture potentiel. La fonnule fondamentale avec les valeurs de calcul s'écrit alors: Γs3 (W sinα - Tn cosχ) ≤ (W cosα + Tn sin χ) tanφ + cH/sinα En faisant apparâttre les coefficients de pondération Γ des actions et les coefficients partiels de

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 sécurité Γm, on obtient: Γs3 (Γs1 W sinα - Tn/Γm,R cosχ) ≤ Γs1 W cosα tanφ /Γm,φ+ Tn/Γm,R sin χ tanφ/Γm,φ+ cH/Γm,c sinα On constate comme indiqué au paragraphe 3.4.1. que les efforts de clouage interviennent bien à la fois dans les sollicitations agissantes (par la projection Tncosχ de l'effort) et dans les sollicitations résistantes (par la résistance au cisaillement apportée par la composante nonnale : Tn sinχtanφ). Commentaires: Relations entre les coefficients de pondération Γ, les coefficients partiels de sécurité Γm et le coefficient de sécurité traditionnel F. Dans un calcul traditionnel, les coefficients de sécurité sont pris en compte sur les divers critères de rupture du clou (ils peuvent être exprimés par FR), puis sur la stabilité globale au glissement (coefficient global de sécurité F). Dans cet exemple du coin cloué, le coefficient global de sécurité F au glissement s'exprime par: F = [W cosα tanφ + (Tn /FR) sin χ tanφ + cH/sinα]/[W sinα - (Tn/FR) cosχ] En rapprochant les deux fonnules précédentes on peut mettre en évidence les équivalences suivantes qui ne sont pas des égalités: Coefficients traditionnels de sécurité FR F sur tanφ F sur c

Coefficients de pondération Γ et coefficient partiel Γm de sécurité ΓS1 . Γm,R ΓS3 . Γm,φ ΓS3 . ΓS1 . Γm,c

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CHAPITRE 4 RECONNAISSANCE ET ESSAIS 1. ÉTUDE GÉOTECHNIQUE L'objectif de l'étude géotechnique est de fournir les données relatives au comportement du sol, nécessaires à la conception, au dimensionnement et à l'exécution des murs en sol cloué. Elle doit également permettre de contrôler leur interaction avec les ouvrages existants. 1.1 Enquête préalable Le maître d'ouvrage devra remettre un dossier comprenant la topographie complète des lieux en indiquant particulièrement les accès et l'implantation des ouvrages mitoyens et de leurs fondations ainsi que les réseaux et voiries. Les plans, élévations, coupes décriront les ouvrages à construire et leur périmètre sur une distance autour de l'ouvrage d'au moins 1,5 fois la profondeur de la fouille. Les pièces écrites préciseront la durée de service requise pour l'ouvrage de soutènement. Une visite sur place et l'examen des cartes géologiques doivent permettre à ce stade de prévoir dans quel domaine se situe le sol à clouer (Cf. Chap. 1, § 2.4.). Dans le cas de domaine normal ou exceptionnel, une note de synthèse doit définir le programme de la reconnaissance. 1.2 Reconnaissance des sols A partir du programme de reconnaissance réalisé, on fournira une stratigraphie complète tous les 200 à 600 m2 de murs en sol cloué, selon l'importance et la complexité du projet de mur en sol cloué ou à chaque changement significatif de la géologie, jusqu'à une distance du mur égale à une fois et demie sa hauteur et jusqu'à deux mètres au moins en dessous de la base, à condition d'être certain que le sol plus en profondeur est au moins de la même qualité (Fig. 1a). Dans le cas de sols en pente, la distance au mur sera portée à trois fois la hauteur du mur (Fig. 1b).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

Les sondages par forages mécaniques et les prélèvements d'échantillons remaniés ou intacts seront exécutés conformément aux normes françaises en vigueur. Pour des chantiers importants, la stratigraphie pourra être complétée par des forages destructifs avec enregistrement des paramètres de foraget ces derniers étant calés sur des sondages remaniés ou intacts effectués précédemment. On pourra également utiliser en complément pour cette stratigraphie les résultats de sondages pressiométriques et/ou d'essais au pénétromètre statique. Les essais au pénétromètre dynamique peuvent permettre d'établir le toit du substratum ou d'une couche de sol compact et donnent, par ailleurs, des informations intéressantes sur la possibilité de battre des clous métalliques. 1.3 Essais de laboratoire et essais en place Le but de ces essais est triple: 1) Identification des sols; 2) Détermination des caractéristiques mécaniques de résistance au cisaillement des sols φ et c, indispensable quelle que soit la méthode de calcul utilisée; 3) Estimation du frottement latéral limite sol-clou qs à partir des résultats des sondages pressiométriques. 1.3.1. Sols granulaires 1) L'identification consistera dans ce cas à déterminer la courbe granulométrique jusqu'à la fraction micrométrique et à mesurer la teneur en eau.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2) Dans la recherche des caractéristiques φ et c, il convient de noter que l'exécution du mur en sol cloué nécessite l'existence d'une petite cohésion, qu'il est généralement très difficile de mesurer étant donné sa faible valeur. A défaut d'une expérience régionale permettant de fixer φ et c, on les déterminera de préférence à l'essai triaxial plutôt qu'à la boîte de cisaillement. Si le prélèvement intact s'avère impossible, on utilisera le phicomètre, tout en prenant avec beaucoup de précautions la valeur obtenue pour la cohésion c. Le SPT ou le pénétromètre statique permettront, éventuellement, avec les corrélations habituelles, d'approcher la valeur de l'angle de frottement interne φ. 1.3.2. Sols cohérents 1) L'identification consistera à déterminer les limites d'Atterberg, le poids volumique total, la teneur en eau w et le poids volumique sec γd. 2) Pour les caractéristiques de résistance au cisaillement φ et c, il est recommandé de déterminer les caractéristiques mécaniques à court terme et à long terme, pour vérifier la stabilité du massif de sol cloué durant l'exécution et au-delà, que le mur soit provisoire ou permanent. 

Caractéristiques mécaniques à court terme du sol saturé

On déterminera φu et cu pour le comportement à court terme du massif de sol cloué en vérifiant que l'on a φu = 0 puisque le sol est un sol fin saturé. 

Caractéristiques mécaniques à long terme du sol saturé

On déterminera φ' et c’, caractéristiques intrinsèques du sol qui sont toujours, dans le cas des sols fins, très différentes des caractéristiques apparentes à court terme φu et cu. L'essai triaxial sera là aussi préféré à l'essai à la boîte de cisaillement. NOTA: Dans le cas d'un sol fin non saturé et loin de la saturation, les caractéristiques à court terme et à long terme sont confondues et l'angle de frottement interne est proche de φ', par contre la cohésion est nettement supérieure à c' par suite des effets de capillarité. 1.3.3. Valeurs caractéristiques des résistances Il est de la responsabilité du géotechnicien de fournir les valeurs les plus probables mesurées par essais en laboratoire et essais en place, sur un nombre suffisant d'échantillons.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 La valeur caractéristique du frottement latéral unitaire qs est donnée soit par les abaques (Cf. annexe de ce chapitre), soit à partir des résultats d'essais en place (Cf. paragraphe 2.8). 1.4 Détermination du potentiel de corrosion du sol Le chapitre 6 sur la Durabilité des ouvrages définit un indice global de corrosivité qui nécessite la connaissance de la résistivité du sol et la mesure du pH. 1.5 Étude hydrogéologique Pour la' recherche de la présence possible de nappes, on mettra en place des dispositifs de mesure pour définir le régime hydraulique du site et suivre ses fluctuations avec une fréquence fonction de la nature du massif. Généralement, on utilisera des piézomètres ouverts (tubes crépinés). En cas de présence effective de nappes, il y a lieu de déterminer la valeur de la perméabilité des différents horizons sur la hauteur des fouilles recoupant la nappe. 2. ESSAIS DE CLOUS 2.1 But des essais La justification de la stabilité d'un ouvrage en sol cloué étant effectuée aux ELU, le but principal des essais de clous, est de déterminer la valeur du frottement latéral unitaire qs. Toutefois, il est conseillé de procéder au cours de l'essai aux mesures nécessaires à l'établissement des courbes de mobilisation de ce frottement latéral unitaire en fonction du déplacement relatif clou-sol. 2.2 Différents types d’essais Suivant les objectifs recherchés et la place qu'ils occupent dans le processus de réalisation du massif de sol cloué, on distingue: -

les essais préalables, bien avant le début du chantier, au moment du projet,

-

les essais de conformité en début de chantier,

-

les essais de contrôle en cours de chantier.

Tous les essais sont identiques et consistent à éprouver la qualité du frottement sol-clou par application de tractions statiques en tête d'un clou jusqu'àatteindre la rupture par défaut d'adhérence, après avoir choisi pour le clou une section de l'armature suffisante pour éviter une 174/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 cassure prématurée. Aucun des clous utilisés pour les trois types d'essais ne peut être réemployé et incorporé à l'ouvrage. 2.3 Objectifs des différents essais 2.3.1. Essais préalables Les essais préalables sont en principe réservés aux sols hors du domaine normal défini au chapitre 1 ou pour la validation d'une nouvelle technique de clous, un chantier important ou à la demande du maître d'ouvrage. Ils peuvent être exécutés par une entreprise différente de l'entreprise adjudicataire des travaux. Ils ont pour but de déterminer une traction limite. L'exécution des essais préalables précède obligatoirement de plusieurs semaines la mise en place des clous de service; ils sont réalisés sur des clous appartenant à des plots d'essai. Le nombre minimal d'essais préalables tient compte de la forte dispersion des résultats d'essai exécutés sur les chantiers. Il est fixé dans le tableau I pour chaque nature différente de sols en fonction de la superficie de parement du mur en sol cloué intéressant cette nature de sols (). Tableau I m2 de parement Jusqu'à 800 800 à 2 000 2000 à 4000

N 6 9 12

m2 de parement 4000 à 8000 8000 à 16000 16000 à 40000

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N 15 18 25

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2.3.2. Essais de conformité en début de chantier Ces essais visent à vérifier la validité des hypothèses prises sur le frottement latéral unitaire sol-clou qs au niveau du projet. Les essais de conformité sont exécutés à chaque niveau de nature différente de sol et dès que la zone de terrassement correspondante est accessible. Le parement du mur pourra être utilisé comme massif de réaction. Dans ce cas, on devra s'assurer que le parement est dimensionné pour ne subir aucun désordre, lors de l'application des tractions maximales d'essai. A défaut d'essais préalables, les essais de conformité en début de chantier sont obligatoires pour toutes les réalisations de mur en sol cloué. Le nombre minimal N est fixé dans le tableau II pour chaque nature différente de sol rencontré en fonction de la superficie du parement intéressant cette nature de sol. Il conviendra de répartir uniformément le nombre total d'essais sur l'ensemble de l'ouvrage. Tableau II m2 de parement jusqu'à 800 800 à 2000 2000 à 4000

m2 de parement 4000 à 8000 8000 à 16000 6000 à 40000

N 6 9 12

N 15 18 25

Dans le cas où l'entreprise qui a réalisé les essais préalables n'est pas celle qui est adjudicataire du marché de travaux, les essais de conformité en début de chantier devront quand même être effectués. Si c'est la même entreprise, aucun essai de confonnité en début de chantier n'est exigé; si c'est une autre entreprise, mais employant une mise en œuvre strictement identique, le nombre d'essais sera divisé par 2. 2.3.3. Essais de contrôle en cours de chantier Les essais de contrôle sont exécutés sur des clous désignés à l'avance, pour lesquels l'armature a été dimensionnée pour être certain d'atteindre l'effort de traction correspondant à la rupture par défaut d'adhérence sans provoquer la rupture de l'armature. Les essais de contrôle en cours de chantier sont obligatoires sur tous les chantiers. Le nombre minimal N est fixé pour chaque couche différente de sol rencontrée à 5 essais jusqu'à 1000 m 2

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 avec au minimum 1 essai par phase de terrassement. Au-delà de 1000 m2, on augmentera le nombre d'essais de 1 pour chaque 200 m2 supplémentaires. Il conviendra de répartir unifonnément le nombre total d'essais sur l'ensemble de l'ouvrage. 2.4 Obligalions des divers contractants Si le maître de l'ouvrage estime possible d'exempter l'entreprise des essais préalables, tels que définis au paragraphe 2.2.1., les modalités d'exemption seront précisées dans le cahier des clauses techniques particulières. L'exécution des essais préalables, de conformité ou de contrôle, le. dépouillement et l'interprétation des résultats incombent à l'entrepreneur, qui propose ses conclusions au maître d'œuvre. Ce dernier doit donner son accord avant toute exécution ou poursuite des travaux. 2.5 Réalisalion des clous d’essai et des massifs d’appul 2.5.1. Emplacement des clous d'essais Les clous pour les essais préalables, seront implantés dans le terrain de façon qu'ils soient scellés dans la couche de sol, objet de la mesure de l'interaction sol-clou. Les clous pour les essais de conformité en début de chantier seront implantés sur le parement en béton dès le début de l'exécution du mur en sol cloué dans chaque nature de sol différente. Les clous pour les essais de contrôle seront implantés entre les clous de service du mur en sol cloué. 2.5.2. Massifs d'appui 

Essais préalables: les massifs d'appui seront réalisés spécialement pour les clous d'essais. Ils devront être dimensionnés pour éviter toute rotation sensible du massif.



Essais de conformité: le parement sera utilisé comme massif d'appui. On devra s'assurer qu'il est dimensionné pour ne subir aucun désordre lors de l'application des tractions maximales d'essai.

2.5.3. Exécution des clous pour les trois types d'essai L'exécution du clou (forage dans le cas d'un clou scellé, inclinaison, mise en place, scellement),

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 sera strictement identique à celle prévue lors de l'exécution des travaux, mais l'armature pourra avoir une résistance supérieure pour obtenir la rupture par manque d'adhérence sans cassure de l'armature. La longueur scellée ou battue sera égale, soit à la longueur réelle des clous de l'ouvrage, soit à 5 m. Une longueur libre minimum de 1 m sera prévue pour éviter les effets de bord dans le cas où la plaque de répartition de l'effort du vérin prend appui sur le sol directement à la sortie du clou (Fig. 5).

Dans le cas où aucune longueur libre de clou n'aura été prévue, il conviendra de reporter les efforts du vérin sur le sol par un chevêtre à une distance suffisante du clou. La section d'acier de l'armature sera dimensionnée de telle sorte que la traction maximale reste inférieure à 0,9 TG. La longueur libre pourra être nettement supérieure pour les clous des essais préalables si l'on veut

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 une hauteur de couverture comparable à celle du chantier (Fig. 3). 2.6 Modes opératoires des essais de traction Les modes opératoires des trois types d'essai (essais préalables, de conformité et de contrôle) sont identiques. 2.6.1. Choix du mode opératoire Compte tenu des résultats des recherches et des études effectuées à l'occasion du Projet national CLOUTERRE (CLOUTERRE, CEBTP, juin 1988 et décembre 1989/CLOUTERRE, CERMES, décembre 1989) le mode opératoire de référence retenu est l'essai d'extraction à déplacement contrôlé (vitesse constante) complété par des essais à effort contrôlé (paliers de fluage). L'essai d'extraction à déplacement contrôlé permet de déterminer, la valeur maximale de la traction, la valeur résiduelle de la traction ou le palier, ainsi que la valeur de la pente à l'origine de la courbe effort-déplacement en tête du clou (Fig. 4). Cela permet d'en déduire les valeurs correspondantes du frottement latéral unitaire sol-clou, à savoir la valeur maximale, la valeur résiduelle ou le palier, ainsi que la valeur de la pente à l'origine de la loi du frottement latéral unitaire en fonction du déplacement local du clou (Cf. annexe 1 de ce chapitre). L'essai à effort contrôlé permet de déterminer la traction critique de fluage Tc et éventuellement la valeur de la traction limite TL, Les résultats d'un très grand nombre d'essais réalisés dans le cadre du programme CLOUTERRE ou fournis par l'ensemble des membres du Projet national (CLOUTERRE, CEBTP, juin 1988, mars 1989, décembre 1989), ont permis d'établir des corrélations entre la traction limite TL et la traction critique de fluage Tc obtenue dans l'essai à effort contrôlé. Elles sont résumées dans le tableau III qui donne en fonction de la technologie des clous et de la nature des sols l'ordre de grandeur du rapport k = TL/Tc. Tableau III k=TL/Tc

INJECTION GRAVITAIRE

BATIAGE

Sables

1,2

Argiles

1,3

Marnes et Craies

1,3

Sables

1,4

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Pour les essais préalables et les essais de conformité, quelle que soit la nature du sol, on réalisera en nombre égal des essais à déplacement contrôlé et des essais à effort contrôlé. Pour les essais de contrôle on réalisera des essais à déplacement contrôlé pour les sols non susceptibles de fluer (Ip < 20) et des essais, en nombre égal, à déplacement contrôlé et à effort contrôlé pour les sols susceptibles de fluer (Ip ≥ 20) (tableau IV). Tableau IV - Essais de contrôle Sol Ip < 20 Ip ≥ 20

Tous types d'ouvrages 100 % essais à déplacement contrôlé 50 % essais à déplacement contrôlé 50 % essais à effort contrôlé

2.6.2. Choix de la capacité maximale du clou d’essai Dans les trois types d'essai on déterminera le frottement latéral unitaire réel de façon à contrôler la valeur du frottement latéral unitaire estimé à partir du pressiomètre ou de toute autre façon par l'entreprise ou le bureau d'études, en fonction de la nature du sol et du type de clou. Dans le cas où le frottement latéral unitaire réel serait supérieur au frottement latéral unitaire estimé, on poursuivra l'essai jusqu'à l'extraction complète du clou. La section de l'armature sera telle que: 2T*LE ≤ 0,9 TG TG étant la valeur correspondant à la limite élastique de l'armature du clou utilisée pour l'essai. T*LE étant la traction limite du clou estimée à partir des données géotechniques ou de l'expérience de l'entreprise. 2.6.3. Matériel et dispositif pour l’exécution des essais L'équipement comprend (Fig. 5) une cale de rattrapage pour exercer l'effort de traction dans l'axe de l'armature, un vérin annulaire et sa pompe, un dynamomètre. La cale dynamométrique doit donner les efforts avec une précision d'au moins 1% de la traction maximale.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

Chaque mesure, en particulier pour les essais à effort contrôlé (paliers de fluage), doit être reproductible avec une erreur inférieure à 0,1 % de la traction maximale pendant toute la durée du palier de fluage, quelles que soient les variations de température. Le déplacement en tête du clou doit être mesuré par rapport à un point rigoureusement fixe: potence encastrée dans le sol (Fig. 5) ou tout autre montage assurant une base stable. Dans ce montage, simple et rapide à réaliser sur un chantier, une plaque d'appui de mesure suffisamment grande sera collée sur l'armature pour que le palpeur du comparateur au 1/100 mm soit toujours en contact durant toute la durée de l'essai. 2.7 Essais de traction à déplacement contrôlé (vitesse constante) 2.7.1. Processus de l'essai A vant la mise en tension de l'armature on vérifiera les points suivants: -

la longueur libre du clou devra être gainée et un jeu suffisant devra exister entre la gaine et la chape d'appui pour éviter tout contact pendant toute la durée de l'essai;

-

dans le cas où il n'y a pas de longueur libre, les efforts du vérin seront repris par l'intermédiaire d'un chevêtre dont les appuis seront situés à une distance minimum de 1 mètre de l'axe du clou;

-

l'ensemble plaques, vérin, dynamomètre devra être calé avec un matériel approprié pour 181/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 que l'armature ne soit pas fléchie avant sa mise en tension, garantissant ainsi la qualité de la courbe effort-déplacement. La mise en tension de l'armature se fera à une vitesse de 1 mm/min, de préférence avec une pompe manuelle. L'incertitude sur la vitesse d'arrachement doit être inférieure à 10%. Cette vitesse pourra, par exemple, être contrôlée par un cadencemètre équipé d'un comparateur au 1/100 mm d'une course minimum de 50 mm, On arrêtera l'essai après que l'effort de traction soit passé par un maximum ou soit stabilisé. Si l'on veut tracer la courbe effort de traction en tête, déplacement en tête, ce qui est vivement conseillé, les lectures des efforts se feront tous les 1/10 mm (ou toutes les 6 secondes) jusqu'à 5 mm, puis tous les 1/2 mm (ou toutes les 30 secondes) jusqu'au palier. En l'absence de palier on arrêtera l'essai quand l'effort de traction en tête aura varié de moins de 1% pour 1 mm de déplacement (Fig. 6).

Au déchargement on fera une lecture des efforts et des déplacements tous les dizièmes de la traction maximale. La traction limite TL sera donnée par la valeur de l'effort maximum atteint durant l'essai. Elle correspondra, sur la courbe effort-déplacement, à la valeur de l'effort soit au pic, soit au palier, soit à une valeur sur un pseudopalier telle que la variation de l'effort pour un déplacement de 1 mm soit inférieure à 1 %, soit à un déplacement maximum de 30 mm. 2.7.2. Interprétations des résultats de l'essai Si au cours de l'essai, seuls les efforts ont été mesurés, le seul résultat sera celui de la traction limite T1. Si au cours de l'essai, les efforts et les déplacements en tête de clou ont été mesurés, on peut

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 interpréter les résultats de l'essai pour non seulement déterminer la traction limite, seule valeur indispensable pour le calcul aux ELU, mais également pour déterminer la loi de mobilisation du frottement latéral sol-clou. La détermination de cette loi est utile pour estimer les déplacements du massif en sol cloué et sera indispensable pour des calculs futurs aux ELS. L'interprétation des résultats tient compte d'une loi de mobilisation du frottement latéral sol-clou. On adoptera, pour loi de mobilisation du frottement latéral sol-clou, celle présentée schématiquement à la figure 7. Eventuellement on tiendra compte de la participation du coulis de scellement dans les calculs de la résistance et de la déformation du clou (CLOUTERRE, CEBTP, juin 1988).

Les calculs des déplacements tout le long du clou lors d'un essai de traction sont développés en annexe de ce chapitre. On retiendra les résultats importants suivants qui permettent de guider l'interprétation de l'essai. On distinguera le comportement du clou dans le mur en sol cloué en état de service, loin de la rupture, et le comportement du clou à l'état ultime, à la rupture. 2.7.2.1. Généralités Sous un effort T0 appliqué en tête du clou, le clou se déplace par rapport au sol en mobilisant des efforts de frottement latéral qui équilibrent T0. La mobilisation du frottement latéral se fait progressivement de la tête vers le pied, d'autant plus rapidement que le clou est court (Fig. 8a, 8b et 8c).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Quand l'effort T0 augmente le frottement latéral unitaire commence à être saturé en tête (τ = qs), la saturation s'étend ensuite de la tête vers le pied (Fig. 9a et 9b).

2.7.2.2. Comportement du clou en état de service (To < TL) Le frottement latéral est en cours de mobilisation (Fig. 8 et Fig. 9) le pied d'un clou court aura un déplacement peu différent de celui de la tête, par contre le pied d'un clou long aura un déplacement négligeable par rapport à celui de la tête (Fig. 10).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

La modélisation du comportement du clou et les expérimentations montrent que le déplacement de la tête du clou yo n'est proportionnel à l'effort en tête T0 que tant que le déplacement yo de la tête ne dépasse pas la valeur y1 correspondant au premier coude de la loi de mobilisation du frottement latéral (Fig. 7). Avec cette condition y0 13

Fortement corrosif

1

9 à 12

Corrosif

II

5à8

Moyennement corrosif

III

500 MPa) Ce type d'acier se caractérise par sa forte sensibilité à la corrosion fissurante sous tension, essentiellement pour les aciers dont la limite élastique est supérieure à 900 MPa,et ce même à de faibles taux de contrainte de travail. Afin de s'affranchir de cette forme d'altération, la seule solution efficace pour un ouvrage définitif consiste à empêcher tout contact entre l'acier et l'électrolyte. On utilisera donc systématiquement la protection par gaine, et on se reportera au document TA 86 en ce qui concerne les dispositions à adopter. 4.4 Matériaux passivables et alliés Il s'agit des matériaux métalliques tels que les aciers inoxydables ou les alliages d'aluminium. En contact avec le milieu ambiant, ces matériaux se recouvrent d'une couche protectrice d'oxydes qui empêche tout attaque du métal de base. Cependant, lorsque cette couche protectrice est détruite localement, mécaniquement ou chimiquement, il se forme une pile électrochimique où la couche d'oxyde joue le rôle de cathode et le métal de base celui d'anode (phénomène inverse de celui qui se produit dans le cas de l'acier galvanisé). Cette pile est alors le siège d'un intense courant de corrosion, qui conduit, à partir d'une simple piqûre, à une destruction très rapide du métal de base. La présence dans le sol de certaines espèces chimiques, notamment les chlorures, accroît la probabilité d'apparition de ces désordres. Le phénomène de corrosion de ces matériaux est donc difficilement prévisible, et de plus leur évolution est impossible à maîtriser. Ces matériaux ne pourraient donc être utilisés qu'à condition d'être parfaitement isolés de l'électrolyte. En fait, le manque d'expérience d'utilisation de ce type de matériaux dans le clouage conduit, en l'état actuel des connaissances, à rejeter leur utilisation.

238/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 5. PROTECTION DES RENFORCEMENTS EN « MATÉRIAUX SYNTHÉTIQUES » Plusieurs types de matériaux synthétiques sont, dans l'état actuel des connaissances, envisageables pour les renforcements par clouage. Ils sont formés à base de : -

fibres de verre,

-

fibres de carbone,

-

matières plastiques,

-

KEVLAR.

D'une façon générale, le manque d'expérience d'utilisation de ces matériaux conduit à recommander la plus grande prudence. On les réserve, dans l'état actuel des connaissances, à des ouvrages de caractère expérimental, et uniquement pour des ouvrages courants. On peut, par contre, envisager de procéder à la protection des clous par des matières plastiques, dans certaines conditions: ainsi le projet de norme anglaise BSI DD 81-1982 admet l'utilisation de matières plastiques (polypropylène, polyéthylène) pour la protection d'ancrages définitifs, à condition que cette protection soit réalisée en usine, ou encore l'utilisation de plastiques sensibles aux UV, à condition qu'ils soient chargés au noir de carbone. 6. DURABILITÉ DU PAREMENT Dans le cas des ouvrages permanents, le parement fait partie intégrante du procédé de clouage, sa durabilité doit être prise en compte au même titre que celle du clou proprement dit. 6.1 Parement en béton • Béton projeté: on se réîerera au texte des recommandations sur la mise en œuvre du béton projeté dans les travaux souterrains, édités dans la revue de l'AFTES (juillet 1982), ainsi qu'aux règles techniques du BAEL 83. Notamment : -

Les ciments employés doivent répondre aux normes AFNOR NFP 15-300 à 305 - 311 350 et on tiendra compte du fait que les ciments Portland purs (CPA) ne conviennent pas pour les sols agressifs.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 -

Les adjuvants éventuels (notamment accélérateurs de prise) devront être compatibles avec le ciment utilisé, exempts de chlorures et ne pas corroder les armatures.

-

La position des armatures (le plus souvent treillis soudé) dans l'épaisseur du béton projeté ainsi que leur enrobage devront correspondre aux recommandations et règles données précédemment. On retiendra un enrobage minimum de 3 cm dans le cas présent.

• Béton coulé en place: on se réfèrera aux règles usuelles du béton armé concernant le béton proprement dit ainsi que les armatures. Notamment, les ciments devront correspondre aux mêmes critères que dans le cas du béton projeté. On retiendra un enrobage minimum de 2 cm. On attire toutefois l'attention sur le problème des joints de reprise de bétonnage, qui sont toujours très difficiles à réaliser (Cf. Chap. 5), et qui conduisent fréquemment à des fissurations, qui peuvent favoriser la corrosion des armatures du béton. Ce problème ne peut être traité que par un soin particulier apporté à la réalisation de ces reprises (injection de collage, etc.). • Plaques préfabriquées en béton: les mêmes règles que précèdemment s'appliquent avec en plus: -

respect d'une épaisseur minimum (5 cm) ;

-

durcissement suffisant avant mise en œuvre afin d'éviter les risques de cassure et/ou de fissuration;

-

prise en compte des problèmes de dilatation thermique.

6.2 Parement en panneaux d’acier Le parement peut être constitué de panneaux en acier ordinaire; il faut simplement prendre en compte la perte prévisible d'épaisseur due à la corrosion, en fonction de la durée de vie admise de l'ouvrage ainsi que les problèmes de dilatation thermique (mise en place de joints). 6.3 Parement en autres matériaux En ce qui concerne la durabilité, les matières plastiques utilisées en panneaux de parement posent des problèmes de tenue vis-à-vis des sols et des matériaux à base de ciment avec lesquels elles sont en contact. Pour certaines matières plastiques, dans tous les cas, y compris lorsqu'elles sont utilisées en bardages, viennent s'ajouter des problèmes de vieillissement créés par les conditions atmosphériques.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Un bardage étant soumis à des conditions d'agressivité généralement moins défavorables que les clous, notamment au niveau des contraintes mécaniques, on pourra utiliser, pour les bardages, des matériaux de moins bonnes caractéristiques (matières plastiques, bois, pierre, etc.) à condition d'en justifier la durabilité et la résistance pendant une période suffisante vis-à-vis de la durée de service de l'ouvrage. 7. PROTECTION DES TÊTES DE CLOUS ET DES ZONES D’INTERFACE AVEC LE PAREMENT 7.1 Généralités L'extrémité ou tête du clou est en généralliaisonnée au parement par l'intermédiaire d'une pièce d'appui. Cette zone de tête, en particulier celle située au droit de l'interface parement-terrain, est la zone la plus exposée à la corrosion. • En effet, en-dehors des contraintes plus ou moins constantes qui ont été appliquées ou qui se sont développées au cours des travaux, de nombreux efforts d'intensité variable peuvent exister, en particulier: -

les efforts dus aux dilatations engendrées par des variations de température qui se produisent suivant des cycles de fréquence variable de quelques heures à quelques mois,

-

les efforts dus aux variations d'hygrométrie du terrain qui provoque la respiration du sol avec l'aide de variations thermiques,

-

les efforts sur le parement provoqués par des mises en pression partielle ou momentanée en cas de fortes pluies,

-

les efforts dus à la dilatation de l'eau du terrain en cas de gel.

• Ces efforts peuvent provoquer la fissuration de l'enrobage du clou si cet enrobage n'est pas renforcé, fissuration qui peut aller jusqu'au décollement du produit de scellement. Dans ce phénomène, l'acier est soumis directement aux attaques de la corrosion dues aux circulations alternatives d'air et d'eau, cette dernière pouvant être chargée de divers sels de déneigement, d'engrais, de dissolution de fumée ou de rejets industriels, etc. • Cependant, au-delà d'une certaine distance à partir du parement, les efforts décrits ci-dessus sont

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 amortis et la protection courante, constituée par le coulis de scellement normalement fissuré et la surépaisseur d'acier, permet un fonctionnement pérenne du procédé. Cette distance est variable suivant les types de terrain; on peut l'estimer entre 0,30 m et 0,50 m au-delà de l'interface parement-terrain. • De l'autre côté de cette interface, côté parement, la tête du clou est généralement noyée dans un béton projeté ou banché. Elle est alors à l'abri de la corrosion pour autant que l'épaisseur de recouvrement soit conforme aux normes. Dans le cas où la tête n'est pas noyée (cas d'un parement préfabriqué) elle doit alors recevoir une protection du type capot rempli d'un produit anticorrosif à base de coulis (C/E = 2,4 à 2,6) ou de mortier dosé à 500 kg de ciment/m3 ou d'un produit défini pour la protection P2 dans le TA 86 (Fig. 1). 7.2 Types de protection • Il s'agit de renforcer mécaniquement la zone de la tête du clou et d'empêcher que la fissuration du béton et du coulis, qui se développe du fait des efforts variables précédemment décrits, ne soit en communication avec l'extérieur. L'utilisation d'une trompette constituée par un tube métallique ou plastique, placée autour de l'armature du clou, permet de réaliser cette protection. La mise en place de cette trompette et de la pièce d'appui nécessite des précautions de mise en œuvre qui sont décrites sur la figure 1. • Il en découle, pour les têtes noyées dans le béton, les obligations suivantes: -

la tête doit être dimensionnée et disposée dans le parement de manière à transmettre au béton les efforts sans rompre celui-ci, tant du côté du terrain que du côté extérieur;

-

la trompette de 0,30 m de longueur minimum doit être solidaire de la tête;

-

la disposition de l'ensemble «tête, trompette et ferraillage du parement » doit être telle que le bétonnage par béton projeté ou banché puisse se réaliser correctement;

-

il faut prévoir des tubes de remplissage et d'évent pour la mise en place des produits de protection entre trompette et clou, de même qu'entre trompette et terrain. On sera

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 particulièrement attentif à la zone située juste audelà de la trompette, zone qui doit être parfaitement enrobée; -

en cas d'existence d'élément drainant proche des têtes, le scellement du tube trompette au terrain sera réalisé avec un produit non pénétrant ou avec un système isolant, type séparateur injectable.

Les schémas des figures 2a, 2b et 2c donnent des exemples de protection de têtes de clou (têtes de clous noyées ou non, parement en béton projeté ou coffré, plaques préfabriquées, etc.). • Pour les têtes non noyées, on appliquera des Recommandations TA 86 de la protection P2, avec possibilité de remplissage au coulis de ciment.

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POINTS DELICATS DE LA LIAISON ‘TETE - CLOU – PAREMENT’ (A) Surface de rupture du béton qui doit être calculée suivant le BAEL 83 (B) Zone de liaison tête-trompette qui doit être parfaitement enrobée. La solidarisation de la trompette à la tête est une bonne méthode. (C) Cette zone devient une zone dangereuse si elle est mal enrobée; il est nécessaire de s'assurer de l'enrobage par remplissage de coulis. (D) Cette zone doit être remplie, car elle témoigne du remplissage correct de C.

① ② ③ ④ ⑤ ⑥ ⑦

Plaque d'appui disposée pour que h et e permettent la transmission des efforts et empechent la formation d'épaufrure. Clou: généralement barre nervurée ou acier haute adhérence. Béton de structure du parement en béton: projeté ou banché. Trompette en acier ou plastique. Coulis ou mortier de remplissage de la trompette Coulis ou mortier de remplissage du forage. Acier de structure.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 8. SUIVI DU VIEILLISSEMENT Les recommandations présentées dans ce chapitre, qui s'appliquent à des ouvrages dont la durée de service est de plusieurs dizaines d'années et qui traitent de phénomènes dont l'évolution n'est pas toujours bien connue, ne peuvent se concevoir que si elles sont associées à un suivi précis de l'évolution dans le temps des phénomènes de vieillissement. Ce suivi, qui passe par un contrôle périodique de l'état des armatures vis-àvis des phénomènes de corrosion, doit être réalisé au moyen de témoins de durabilité. Des éléments d'armature, mis en place lors de la construction de l'ouvrage, sont extraits à intervalles réguliers, afin de s'assurer que la corrosion suit une évolution qui ne remet pas en cause les hypothèses prises en compte pour le dimensionnement des ouvrages. Les modalités pratiques (procédures de mise en place, nombre, calendrier, essais à réaliser) concernant ces témoins de durabilité sont décrites au paragraphe 4.2.3.4. du chapitre 7, auquel on se reportera. BIBLIOGRAPHIE AFNOR (1990), Corrosion pour les sols. Évaluation de la corrosité : Canalisations enterrées en matériaux ferreux non et peu alliés. Norme A05250. Évaluation de la corrosité: Ouvrages en acier enterrés (palplanches et pieux). Norme A05251. Acier galvanisé ou non mis au contact de matériaux naturels de remblais (sols). Norme A05252. BUREAU SECURITAS (1986), Recommandations concernant la conception, le calcul, l'exécution et le contrôle des tirants d'ancrage (TA 86), Ed. Eyrolles, 1986. DARBIN M., JAILLOUX J.M., MONTUELLE J. (1979), Expériences et recherches concernant la durabilité des armatures de Terre Armée - Bulletin de liaison des Laboratoires des Ponts et Chaussées n° 99, janvier/février 1979. LCPC - SETRA (1979), Ouvrages en Terre Armée - Recommandations et Règles de l'art, septembre 1979. NEVEUX M. (1968), La corrosion des conduites d'eau et de gaz, Eyrolles.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 RAHARINAIVO A. (1985), La durabilité des matériaux pour le renforcement des sols. Congrès européen de corrosion, Nice, novembre 1985. ROMANOFF N. (1957), Underground corrosion. National Bureau of Standard, 579 USN/1957.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

ANNEXE MODES OPÉRATOIRES DES ESSAIS SPÉCIFIQUES 1. DETERMINATION DE LA VALEUR DU pH D’UN ÉCHANTILLON DE SOL On mélange avec de l'eau distillée l'échantillon de sol dans la proportion d'une partie de sol pour deux parties d'eau (en masse). Les sols dont la teneur en eau est élevée (> 40%), sols boueux, vase par exemple, sont analysés à l'état de réception. Dans tous les cas, le sol doit avoir une consistance nettement fluide. On utilise pour la détermination du pH des appareils usuels, on se réfèrera aux normes suivantes pour les procédures d'étalonnage et de mesures: -

NF T 01 - 012 pH métrie - Solutions étalon pour l'étalonnage d'un pH mètre.

-

NF T 01 - 013 pH métrie - Mesure électrochimique au moyen d'une électrode de verre. Vocabulaire et méthode de mesure

2. DETERMINATION DU DEGRE D’HUMIDITE D’UN ECHANTILLON DE SOL • Au laboratoire On pèse environ 5 g de l'échantillon de sol dans un creuset en porcelaine ou dans une coupelle à incinération. On chauffe dans une étuve pendant deux heures à 105°C. On laisse refroidir dans un dessicateur, on pèse et on chauffe une nouvelle fois à 105°C pendant une heure. On poursuit le séchage jusqu'à obtenir un poids constant. Le degré d'humidité est calculé comme suit: Degré d'humidité =(P0-P)/P0x100 P0= poids de l'échantillon avant séchage (g) P = poids constant après séchage (g) • Sur site On pèse environ 100 g de l'échantillon de sol que l'on aura «émietté» dans un récipient métallique.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 On arrose l'échantillon avec de l'alcool à brûler (environ 20 cm3). On brûle ce mélange. On pèse à nouveau l'échantillon après combustion de l'alcool. Le degré approximatif d'humidité de l'échantillon est calculé comme pour l'essai en laboratoire. Degré d'humidité =(P0-P)/P0x100 P0= poids de l'échantillon avant séchage P = poids de l'échantillon après séchage. 3. DÉTERMINATION SUR SITE DE LA RÉSISTIVITÉ D'UN SOL • Méthode de Wenner dite «des quatre terres» (Cf. fige 1) C'est une mesure qui s'effectue à partir de la surface. On dispose de façon équidistante sur une ligne droite quatre piquets métalliques (longueur 50 cm, diamètre 1 cm). On raccorde ces piquets par des conducteurs à un pont de résistance quadripolaire en courant alternatif.

La profondeur du sol englobée par la mesure correspond approximativement à l'écartement a entre piquets. La résistance spécifique apparente du sol peut être calculée d'après la formule: p=2 π a R où R est la résistance électrique mesurée entre les deux piquets centraux. • Méthode de la canne-sonde (Cf. fig. 2) Elle consiste a enfoncer dans le sol une sonde portant deux ou quatre électrodes reliées à un pont de résistances en courant alternatif (Kohlrausch ...). Elle n'intéresse qu'un volume réduit de terre à la profondeur envisagée. Pour plus de précisions, voir Neveux, 1968.

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4. DÉTERMINATION SUR SITE DE LA RÉSISTIVITÉ D’UN ÉCHANTILLON DE SOL L'échantillon de terre prélevé est débarrasé des graviers et cailloux qu'il peut contenir. On effectue la mesure de la résistivité dans une cellule spécifique (à deux ou quatre électrodes). Le sol naturellement humide est fortement comprimé dans la cellule de manière à retrouver une compression voisine de celle qu'il avait dans le sol. On cernera le minimum de résistivité que peut atteindre le terrain analysé en effectuant la mesure de la résistivité de l'échantillon avec addition d'eau déminéralisée: des ajouts d'eau de 10, 20 et 30% en volume seront mélangés à l'échantillon de sol; on veillera à obtenir une bonne homogénéité et la mise en solution des sels solubles du terrain avant d'effectuer la mesure de la résistivité. La valeur minimale de la résistivité trouvée après addition d'eau sera prise en compte pour la cotation du tableau de la corrosivité absolue. Cette valeur de résistivité aura été corrigée de l'effet de température selon la relation ci-dessous: ρ(t0) = ρ(t) / [1 + x (t0 - t)] où t = température du sol au moment de la mesure en degré Celsius. t0 = 18°C x = 0,03 pour t < 18°C x = 0,02 pour t > 18°C.

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CHAPITRE 7 SPÉCIFICATIONS ET CONTRÔLES 1. SPÉCIFICATIONS ET CONTRÔLES DES MATÉRIAUX REMARQUE PRELIMINAIRE Le clouage passif est fréquemment associé à l'emploi de tirants d'ancrage précontraints, notamment en site urbanisé, pour limiter l'amplitude des déplacements des ouvrages. Il est extrêmement important de souligner que la distinction entre clous passifs et tirants d'ancrage précontraints ne saurait en aucun cas se limiter au seul fait que ces derniers soient préalablement mis en tension, d'autant plus qu'il n'est pas rare que, pour des raisons diverses, les clous dits passifs puissent être bloqués contre le parement après une mise en tension (ou en traction) partielle. La distinction entre clous passifs et tirants d'ancrage précontraints s'étend bien au-delà de cet aspect particulier de leur mise en œuvre et porte plus encore sur leur technologie, la nature et les qualités des aciers employés, les dispositions relatives à la protection et la durabilité de ces aciers, celles relati ves aux contrôles durant les travaux et à la surveillance des ouvrages en service, et même les justifications de ces derniers. Pour les tirants d'ancrage précontraints, l'ensemble de ces dispositions est traité dans les Recommandations TA 86 établies par le Bureau SECURITAS, auxquelles il conviendra donc de se reporter. Seules celles relatives aux inclusions passives sont présentées ci-après. 1.1 Matériaux constitutifs des armatures des clous 1.1.1. Armatures métalliques On limite l'utilisation des armatures métalliques aux aciers suivants: -

armatures à haute adhérence en acier pour béton armé qui figurent sur la liste des armatures agréées ou autorisées (liste établie par le Commission d'agrément et de contrôle des armatures pour béton armé) et dont la limite d'élasticité spécifiée est inférieure ou égale à 500 MPa ;

-

aciers non alliés ne relevant pas d'une procédure d'agrément (profilés ou laminés

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 marchands, barres, barres refoulées ...), qui sont conformes aux normes françaises les définissant (normes «Nuances et Qualités», normes «Dimensions et Tolérances») et dont la limite d'élasticité spécifiée est inférieure ou égale à 400 MPa ; -

aciers non alliés mi-durs type pétrolier.

L'emploi d'armatures de précontrainte (limite d'élasticité spécifiée supérieure à 500 MPa) pour les inclusions passives est toutefois déconseillé en raison essentiellement de leur faible résistance à des efforts parasites de flexion. Il est rappelé, par ailleurs qu'en raison de leur forte sensibilité à la corrosion fissurante sous tension, l'utilisation des armatures de précontrainte impose, sans aucune exception, l'application des dispositions prévues pour la protection des tirants d'ancrage précontraints, conformément aux Recommandations TA 86. Les têtes d'ancrage doivent correspondre à des dispositifs agréés pour les armatures de précontrainte et les pièces d'ancrage (écrous, manchons, plaques d'appui, etc.) doivent être en acier non allié pour éviter la formation de couple galvanique. En tout état de cause, les armatures de précontrainte doivent figurer sur la liste d'agrément établie par la Commission interministérielle de la Précontrainte. REMARQUE: Pour les différentes raisons indiquées dans le chapitre 6 les aciers passivables et alliés ne doivent pas être utilisés pour le clouage. 1.1.2. Armatures non-métalliques En règle générale les armatures des inclusions sont métalliques. Toutefois, dans certains cas particuliers et pour répondre à des exigences très particulières d'autres matériaux ont été parfois utilisés. Cela a été le cas par exemple des fibres de verre dont l'emploi a été réalisé à titre provisoire pour faciliter la destruction ultérieure des inclusions. Les matériaux autres que l'acier n'ont cependant été utilisés que dans des ouvrages cloués provisoires et à titre expérimental, en raison notamment des connaissances encore insuffisantes que nous avons actuellement sur le comportement de ces matériaux et, tout particulièrement, sur leur comportement et leur durabilité à long terme. Pour les raisons précédentes, et dans l'attente d'une meilleure connaissance de ces matériaux, seules les inclusions métalliques en acier font l'objet de spécifications.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 1.2 Procédés et produits de protection des armatures des clous contre la corrosion 1.2.1. Protection des aciers ordinaires Il convient de se reporter aux recommandations exposées dans le chapitre 6. 1.2.2. Protection des aciers pour précontrainte La nature de la protection et ses conditions de mise en œuvre doivent être conformes aux Recommandations TA 86 établies par le Bureau SECURITAS (janvier 1986). 1.3 Coulis de scellement des clous Ne sont examinés dans ce paragraphe que les coulis à base de ciment qui sont utilisés dans la grande majorité des cas. 1.3.1. Spécifications relatives aux constituants 1.3.1.1. Ciments Les ciments doivent être conformes aux spécifications de la norme NFP 15-301 et figurer sur les listes NF- VP publiées par l'AFNOR. Le type de ciment doit être choisi en fonction des conditions d'agressivité du milieu (terrain-eau), de la nature de l'ouvrage (permanent ou provisoire) et de la durée des phases d'excavation. Dans les milieux considérés comme agressifs (Cf. Chap. 6) on doit se référer pour le choix du ciment aux listes d'aptitude établies par la COPLA. D'autres critères peuvent intervenir dans le choix du ciment, telles que la résistance à court terme ou la régularité de prise dans les premiers jours. Dans le cas d'utilisation éventuelle d'acier de précontrainte, on doit respecter les spécifications indiquées dans le TA 86 concernant les teneurs en chlore et en soufre: -

chlore total

: ≤0,05 % du poids du ciment,

-

soufre des sulfures

:≤ 0,15 % du poids du ciment.

1.3.1.2. Eau L'eau entrant dans la composition du coulis doit être conforme à la norme NFP 18-303. 253/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 1.3.1.3. Adjuvants et ajouts spécifiques Les adjuvants utilisés doivent répondre aux spécifications des normes NFP 18-103, NFP 18-331 à 338 et bénéficier d'un droit d'usage de la marque NF ou être choisis parmi ceux figurant sur la liste des adjuvants établie par la COPLA. Dans le cas des parois clouées temporaires ou permanentes, les adjuvants ne doivent contenir aucun élément agressif vis-à-vis des aciers. Une étude de compatibilité doit être faite si plusieurs adjuvants sont utilisés. 1.3.2. Spécifications relatives à la composition et au dosage Les coulis sont des mélanges de ciment et d'eau, éventuellement stabilisés par une faible quantité de bentonite. Le rapport pondéral C/E est généralement compris entre 1,5 et 2,2. Le dosage en bentonite n'excède pas 10 à 15 kg/m3. Des coulis particuliers peuvent être utilisés dans des terrains fissurés, karstiques ou très ouverts, dans le but de limiter les surconsommations. Il peut s'agir : -

de coulis avec charge (fillers, sables fins ou cendres volantes),

-

de coulis rigidifiés et à prise accélérée par l'emploi d'adjuvants (le silicate de soude est le produit le plus couramment utilisé),

-

éventuellement de coulis spéciaux ...

1.3.3. Contrôle de la qualité du coulis 1.3.3.1. Contrôle de conformité des constituants Il convient de vérifier que les constituants sont conformes aux spécifications du paragraphe 1.3.1. et aux spécifications des documents du marché. 1.3.3.2. Essais de convenance et contrôle d'exécution Les essais courants qui peuvent être réalisés de façon simple, soit avant démarrage du chantier (essais de convenance et essais réalisés à l'occasion d'essais préalables de traction), soit en cours d'exécution, ont pour objet de contrôler: la composition, la régularité de fabrication, la conformité 254/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 aux essais de convenance, la résistance mécanique du coulis. Il s'agit des essais suivants: -

mesures de densité,

-

mesures de viscosité,

-

mesures de résistance en compression simple.

Ces essais sont suffisants dans la plupart des cas. D'autres essais peuvent être exécutés dans des cas particuliers (mesure de temps de prise, mesure de température, mesure de décantation en éprouvette, mesure d'essorage au filtre presse), mais ne sont pas à prévoir de manière systématique. • Mesures de densité Elles sont réalisées indifféremment : -

à la balance BAROID sur coulis liquide,

-

par pesée hydrostatique sur coulis durci.

Ces mesures constituent un contrôle de la composition du coulis. En effet, en considérant les poids volumiques des matériaux: -

ciment

γc = 29,5 kN/m3 (CLK) à 31 kN/m3 (CPA)

-

bentonite

γb = 25,5 à 26,5 kN/m3

-

eau

γw = 10 kN/m3

et les dosages pondéraux respectifs de ciment (C), de bentonite (B) et d'eau (E), la densité du coulis s'exprime en fonction des rapports pondéraux C/E et B/C par la formule:

C B 1+ E 1+ C d= γ 1+ C γ + γ B γ C E w

w

c

b

• Mesures de viscosité La mesure de viscosité s'effectue classiquement au moyen du cône d'écoulement Marsh à ajutage de 5 mm de diamètre.

255/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 La viscosité v s'exprime en secondes et correspond au temps d'écoulement de 946 cm3 de coulis (norme API 13 B). La viscosité initiale des coulis est généralement réglée, quelle que soit leur composition, de manière à assurer leur stabilité (absence ou faible taux de ressuée). L'expérience montre que ce résultat est obtenu pour des valeurs de l'ordre de 50 secondes. Dans cette gamme de valeurs, l'essai au cône Marsh, simple de réalisation, convient parfaitement. Par contre, pour des viscosités plus élevées, les valeurs deviennent rapidement non significatives (v > 80 secondes). Dans ce cas, on utilise le cône Marsh modifié - encore appelé cône LCPC à ajutage variable. • Mesures de résistance en compression simple Il n'existe pas actuellement de mode opératoire pour ce type d'essai et les dimensions des éprouvettes ne sont pas normalisées. Le prélèvement du coulis dans des moules cylindriques de faible section (environ 12 cm 2), hermétiquement fermés, est la méthode recommandée. Les éprouvettes doivent avoir un élancement de 2. Toutefois, d'autres modes de prélèvement sont acceptables, notamment sous forme de cubes. Il est alors nécessaire de préciser la forme des éprouvettes. Les résistances en compression simple sont mesurées pour des âges de coulis de 7 jours et 28 jours, et dans la mesure du possible à 24 ou 48 heures. La nécessité de connaître la résistance à court terme du coulis provient du fait que les clous sont sollicités dès la réalisation de la tranche d'excavation suivant celle de leur mise en oeuvre (souvent dans un délai n'excédant pas 24 heures). Dans la mesure où des essais d'écrasement à très court terme ne sont pas toujours réalisables sur chantier, on peut se référer pour le choix des coulis aux diagrammes joints ci-après (Fig. 1), donnant l'évolution des résistances du coulis dans le temps en fonction: -

de la classe et de la nature du ciment,

-

du rapport C/E.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

L'examen de ces diagrammes permet de faire les constatations suivantes: . -

la dispersion des résultats d'essais est relativement élevée pour les coulis à base de ciment CPA classe 55, dosé à C/E = 1,5. Ce ciment à hautes performances n'est pas spécialement recommandé en milieu dilué et son évolution de résistance est sensible aux conditions de température;

-

la dispersion observée avec les ciments CLK s'explique essentiellement par les différences de composition des laitiers de diverses provenances.

Dans le cas où les clous sont sollicités dans un délai de 24 heures, une résistance minimale indicative de 5 MPa à 24 heures peut être demandée pour les coulis. Une résistance supérieure peut être obtenue avec des coulis spéciaux. L'attention est attirée sur le fait que la résistance à la compression simple peut présenter des dispersions très élevées pour des délais aussi courts. Si besoin est, des essais complémentaires de traction à des jeunes âges pourront être effectués pour vérifier l'adhérence coulis-armature. 1.3.3.3 Fréquence des essais Les mesures de densité et de viscosité doivent être réalisées lors des essais de convenance et en cours d'exécution une fois par poste de travail. Les mesures de résistance en compression simple sont à prévoir lors des essais de convenance.

257/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Par contre, en contrôle d'exécution, ce type d'essai n'est pas à prévoir de manière systématique, compte tenu du fait que les délais d'obtention des résultats d'essais sont souvent incompatibles avec les délais de travaux. 1.4 Armatures du parement en béton Les armatures du parement peuvent être constituées de barres à haute adhérence ou de treillis soudés. Les aciers utilisés doivent répondre aux spécifications des normes NF A 35-015 à NF A 35-022. De plus, les barres à haute adhérence et les treillis soudés doivent être agréés par la Commission interministérielle d'homologation et de contrôle des armatures pour béton armé. Les fiches d'agrément doivent être fournies préalablement au commencement des travaux. 1.5 Béton du parement (béton projeté ou coulé en place) 1.5.1. Béton projeté Il existe actuellement deux méthodes de mise en œuvre du béton projeté. • Projection par voie sèche Le mélange des granulats et du ciment est transporté dans un flux d'air comprimé. L'addition de l'eau de gâchage s'effectue au niveau de la lance. • Projection par voie mouillée Le béton frais, préalablement malaxé avec l'eau de gâchage, est transporté jusqu'à la lance de projection. Le transport peut se faire soit de façon pneumatique (flux dilué), soit à l'aide d'une pompe à béton (flux dense). 1.5.1.1. Spécifications relatives aux constituants • Granulats Les granulats employés pour la projection par voie sèche ou par voie mouillée doivent être conformes aux normes en vigueur: NFP 189-301 ou NFP 18-302. Les courbes granulométriques doivent être continues de manière à obtenir un bon rendement de

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 projection. On peut à titre indicatif se reporter aux fuseaux granulométriques qui sont indiqués dans les Recommandations AFTES ou AFB et sont joints ci-après (Fig. 2).

La tolérance admissible par rapport à la courbe granulométrique optimale retenue par le maître d'œuvre à la suite d'essais préalables ou de convenance doit être inférieure à 10 %. Il est conseillé

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 d'utiliser un sable avec un faible pourcentage de grains plats et un gravillon dont le coefficient d'aplatissement est inférieur à 0,30. On emploie de préférence des granulats roulés à des granulats concassés. Pour la projection par voie sèche, la teneur en eau des granulats doit être homogène et rester faible (2 à 4 %). Il est recommandé d'entreposer les granulats sous un abri. • Ciments Les ciments doivent être conformes aux spécifications de la norme NFP 15-301 et figurer sur les listes NF- VP publiées par l'AFNOR. Dans le cas des ciments exposés aux eaux de mer et aux eaux à haute teneur en sulfate, il convient de se référer aux listes d'aptitude des ciments établies par la COPLA et publiées annuellement par le ministère compétent. En présence d'eau acide ou d'eau très pure le choix du ciment doit être justifié. Les ciments CLK et CHF peuvent être utilisés. • Eau L'eau doit être conforme à la norme NFP 18-303. • Adjuvants et ajouts spécifiques On peut faciliter la mise en œuvre du béton projeté ou améliorer sa qualité en place en utilisant les produits suivants : -

des adjuvants traditionnels pour béton: par exemple accélérateurs de prise, fluidifiants, etc. qui doivent répondre aux spécifications des normes NFP 18-103 et NFP 18-331 à 338 et bénéficier d'un droit d'usage de la marque NF ou être choisis parmi ceux figurant sur la liste des adjuvants établie par la COPLA ;

-

des raidisseurs qui doivent être conformes à la norme NFP 18-103 qui les définit comme des «adjuvants dont la fonction principale est de permettre l'adhérence et le maintien en place immédiats, sans fluage, du béton dès sa projection sur le support quelle que soit l'inclinaison de celui-ci ».

Il est recommandé de procéder à des essais préalables ou de convenance sur le chantier pour fixer le dosage d'adjuvant compte tenu du ciment utilisé et des conditions de mise en œuvre.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 En cas d'emploi de plusieurs adjuvants une étude de compatibilité doit être faite avant l'épreuve de convenance. L'emploi de chlorure de calcium et d'adjuvants chlorés n'est autorisé que dans les limites prévues par le DTU n° 21-4 «Prescriptions techniques concernant l'utilisation du chlorure de calcium et des adjuvants contenant des chlorures dans la confection des coulis, mortiers et bétons». NOTA: On utilise le terme adjuvant dans le cas où ces produits représentent moins de 5 % du poids du ciment et le terme d'ajout pour un pourcentage supérieur à 5 %. 1.5.1.2. Spécifications relatives à la composition et au dosage du béton frais • Composition et fuseaux granulométriques La composition du béton projeté doit être définie en tenant compte du fait que le béton en place a une teneur en ciment supérieure à sa teneur initiale, ceci en raison des rebonds qui modifient le pourcentage de gros éléments (en particulier pour la projection par voie sèche). Le béton projeté doit avoir une proportion d'éléments fins (≤0,08 mm) supérieure ou égale à 17 % en poids du mélange (granulats, ciment et fines éventuelles). On peut se référer, à titre indicatif, aux fuseaux granulométriques indiqués dans les Recommandations AFTES ou AFB pour la voie sèche et mouillée, et joints ci-après (Fig. 3).

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

• Dosage en ciment Pour la projection par voie sèche, le dosage en ciment doit être au moins égal à 300 kg par mètre cube de sable et gravier. Pour la projection par voie mouillée le dosage en ciment est supérieur et doit atteindre au minimum 400 kg par mètre cube de béton. • Rapport E/C Pour la projection par voie sèche, il est recommandé d'avoir un rapport E/C compris entre 0,4 et 0,5 de façon à réduire le rebond et à améliorer la résistance. Dans le cas de la projection par voie mouillée, le rapport E/C dépend principalement des conditions de maniabilité imposées par le procédé employé. Toutefois, ce rapport ne doit pas être 262/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 trop élevé car il peut en résulter des phénomènes de retrait. Un fluidifiant peut être utilisé pour réduire le rapport E/C. 1.5.1.3. Contrôle de la qualité du béton projeté • Contrôle de conformité des constituants du béton projeté Il convient de vérifier que les constituants sont conformes aux spécifications du paragraphe 1.5.1.1. et aux spécifications des documents particuliers du marché. Les principaux éléments à fournir sont les suivants: -

courbe granulométrique des granulats,

-

fiche technique du ciment,

-

analyse de l'eau,

-

fiche technique des adjuvants et des ajouts.

• Essais de convenance et contrôles d'exécution du béton projeté Les contrôles courants qui peuvent être réalisés soit avant démarrage du chantier (essais de convenance) soit en cours d'exécution, comprennent: -

des prélèvements de béton frais pour analyses en laboratoire,

-

des prélèvements de béton durci pour essais mécaniques en laboratoire.

• Prélèvements de béton frais Les prélèvements doivent être effectués dans le parement en béton immédiatement après la projection. On contrôle, sur ces prélèvements, la granulométrie et la composition réelles du béton en place. • Prélèvements de béton durci Les prélèvements peuvent se faire: a) En place dans le parement en béton. Les prélèvements sont réalisés par carottage, après durcissement suffisant du béton. Cette méthode présente toutefois un inconvénient: les carottes obtenues peuvent contenir des

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 fragments d'armatures susceptibles de fausser les résultats des essais mécaniques. b) Dans des caisses fabriquées spécialement à cet effet. Cette méthode est la plus couramment utilisée. Pour la méthodologie du prélèvement, on peut se référer aux Recommandations AFTES ou AFB qui sont rappelées ci-après. La projection du béton se fait dans des caisses plates selon un mode opératoire rigoureusement identique à celui des travaux: machine, constituants, méthodes, adjuvants, ajouts, etc. On utilise des caisses à fond en bois, de surface supérieure ou égale à 0,25 m2, et de largeur supérieure ou égale à 0,40 m. Le petit côté de la caisse est placé verticalement ou avec une inclinaison inférieure à 20° par rapport à la verticale. L'épaisseur du béton est de l'ordre de 15 cm, de manière à pouvoir obtenir par carottage et sciage des éprouvettes de 12 cm de hauteur et de 6 cm de diamètre (élancement égal à 2). Ces éprouvettes sont prélevées dans la partie centrale de la caisse à l'intérieur d'un cercle de 30 cm de diamètre environ (Fig. 4).

Le conditionnement et la conservation des caisses de prélèvement et des échantillons doivent être conformes aux normes en vigueur pour le béton. • Essais en laboratoire sur éprouvettes de béton durci On procède le plus souvent aux essais suivants: -

densité apparente,

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 -

résistance à la compression simple.

Dans certains cas particuliers, des essais de traction ou de fendage peuvent également être effectués. • Fréquence des prélèvements et essais a) Essais de convenance Des essais de convenance doivent être faits systématiquement pour les ouvrages temporaires et permanents. Ils comprennent au minimum: -

3 mesures de la résistance à la compression à 7 jours,

-

3 mesures de la résistance à la compression à 28 jours.

Les essais de convenance sont également recommandés pour les ouvrages provisoires. b) Essais en cours de travaux La fréquence des prélèvements ainsi que la nature et le nombre des essais doivent être définis par les documents du marché. A titre indicatif, pour des volumes de travaux importants, il est recommandé d'effectuer au minimum tous les 80 m3 : -

3 mesures de la résistance à la compression à 7 jours,

-

3 mesures de la résistance à la compression à 28 jours.

1.5.2. Béton coulé en place Le parement de la paroi clouée peut être réalisé en béton coulé en place à l'aide de banches. 1.5.2.1. Spécifications relatives aux constituants, à la composition et au dosage Ces spécifications doivent être conformes au DTU 2.3.1 «Parois et murs en béton banché». Le dosage en ciment est en général au moins égal à 350 kg par mètre cube en béton. 1.5.2.2. Contrôle de la qualité du béton • Contrôle de la conformité des constituants

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Ce contrôle est identique à celui défini pour le béton projeté (Cf. § 1.5.1.3.1). • Contrôle en cours d'exécution Le contrôle en cours d'exécution consiste à réaliser des essais de compression simple sur des éprouvettes prélevées lors du coulage du béton banché. La fréquence des prélèvements ainsi que la nature et le nombre des essais doivent être définis par les documents du marché. A titre indicatif, pour des volumes de travaux importants, il est recommandé d'effectuer au minimum tous les 80 m3 : -

3 mesures de la résistance à la compression à 7 jours,

-

3 mesures de la résistance à la compression à 28 jours.

1.6 Dispositifs et matériaux de drainage 1.6.1. Objet du drainage Le drainage doit éviter toute mise en charge accidentelle du parement, les parois clouées n'étant généralement pas étudiées pour supporter une pression hydraulique. Les dispositifs de drainage doivent faire face: -

aux nappes saisonnières ou suspendues éventuelles et aux écoulements souterrains aléatoires,

-

aux infiltrations des eaux météoriques ou aux fuites accidentelles de réseaux.

1.6.2. Dispositifs de drainage utilisés Les ouvrages de drainage peuvent comporter les éléments suivants: -

des barbacanes, éventuellement associées à des complexes drainants (densité minimale 1/10 m2),

-

des drains subhorizontaux constitués de tubes crépinés mis en place par forage. Ces drains peuvent être protégés par un géotextile filtrant,

-

des éléments drainants disposés verticalement à l'arrière du parement béton:

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 demi-coquilles, dalles poreuses, saignées, complexes géotextiles, etc., -

de plus, il est nécessaire de capter les eaux de ruissellement circulant audessus de la paroi (cunettes, fossés, etc.).

1.6.3. Matériaux de drainage Les matériaux de drainage doivent être conformes aux normes, aux recommandations en vigueur et aux fiches techniques préalablement fournies par les fabricants. • Tubes drainants crépinés Il s'agit de tubes PVC ou métalliques crépinés en usine. L'ouverture des crépines est comprise entre 0,5 et 2 mm. La densité et l'ouverture des crépines sont déterminées par l'analyse des débits et les possibilités de colmatage. L'attention est attirée sur le risque de corrosion des tubes métalliques. • Céramiques ou bétons poreux Les fiches techniques des fabricants doivent préciser la composition granulométrique et le dosage de ces éléments ainsi que leur perméabilité et leur pouvoir drainant. • Sables et graviers drainants Ils sont constitués de matériaux non évolutifs. Leur passant à 80 μm ne doit pas dépasser 3 à 5 %, et l'équivalent de sable doit être supérieur à 50. • Géotextiles filtrants Ils doivent être conformes aux Recommandations du Comité français des géotextiles. 2. CONTRÔLE D’EXÉCUTION DU MUR EN SOL CLOUÉ 2.1 Documents à établir avant le commencement des travaux 2.1.1. Document précisant le dimensionnement du mur en sol cloué -

Vue en plan, coupes et élévations du mur en sol cloué avec report sur celles-ci des couches présumées de terrains, des bâtiments existants et des réseaux (situés en arrière du mur en sol cloué sur une distance au moins égale à 1,5 fois la hauteur de la fouille),

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 du fond de fouille général et des foujlles plus ou moins localisées pour semelles, longrines, ascenseurs, etc. -

Epaisseur et ferraillage du parement en béton armé.

-

Type de clous, longueur, diamètre, inclinaison, espacements horizontal et vertical.

-

Dispositions prévues pour assurer la liaison entre les clous et le parement en béton armé.

2.1.2. Dispositif de drainage -

Description, dimensionnement et positionnement des ouvrages drainants.

-

Mesures prévues pour la collecte des eaux.

2.1.3. Plan de phasage détaillé des différentes opérations de terrassement, de clouage et d'exécution du parement en béton armé 2.2 Contrôles à effectuer en cours de travaux 2.2.1. Contrôle de la conformité des terrains et de l'hydrogéologie avec les documents géotechniques -

Vérifier au cours des terrassements et du forage des clous que les terrains correspondent à ceux définis par l'étude géotechnique: nature, épaisseur, pendage des différentes couches de terrains.

-

Établir un relevé des zones fracturées, des poches de terrains perméables ainsi que des venues d'eau, suintements, etc.

-

En cas de divergence entre les constatations effectuées et les hypothèses prises en compte pour l'établissement du projet, il y a lieu de procéder dans les délais les plus rapides aux aménagements nécessaires.

2.2.2. Contrôle de la conformité des travaux avec les documents d'exécution Les déformations présentées par les parois clouées dépendent de façon notable des conditions d'exécution. On doit contrôler plus particulièrement les opérations suivantes:

268/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 2.2.2.1. Mise en place des clous • Clous scellés dans des forages -

Réalisation des forages: la méthode de forage doit être adpatée aux terrains rencontrés.

-

Conditions d'injection du coulis ou du mortier de scellement: le coulis de scellement doit être injecté par le fond du forage.

-

En cas de perte de coulis ou du mortier, des mesures doivent être prises.

-

Centrage des clous: on doit prévoir des centreurs en nombre suffisant et régulièrement répartis. Dans le cas contraire (armatures de petits diamètres) il conviendra de justifier la qualité de l'exécution des clous (Cf. Chap. 5, § 2.3).

-

La mise en place de chaque clou doit s'accompagner de l'établissement d'une fiche individuelle ou collective suivant la densité de clous et les spécifications du maître d'œuvre, fournissant les renseignements suivants:  date, responsable de l'équipe,  zone d'implantation et numéro des clous,  température,  matériel de forage, fluide de foration,  longueur, inclinaison et diamètre du forage,  consommation de coulis ou de mortier de scellement, pression d'injection,  longueur et diamètre des armatures des clous,  incidents constatés au cours du forage, du scellement ou de la mise en place des armatures: venues d'eau, perte du fluide de foration, perte du coulis de scellement, difficultés d'enfoncement des armatures, etc.

• Clous battus - Pénétration des clous dans le terrain: en cas de difficultés d'enfoncement (terrains résistants, présence de blocs), il peut s'avérer nécessaire de revoir le choix du matériel de battage, de modifier la section des cornières ou éventuellement de changer de technique

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 de mise en place des clous. - Une fiche doit être établie pour chaque poste de 8 heures. Cette fiche doit fournir des renseignements sur le battage des clous:  date, responsable de l'équipe,  nombre de clous battus, zone d'implantation des clous,  matériel de battage,  longueur, inclinaison et caractéristiques des armatures,  nature du terrain au droit du parement,  incidents constatés au cours du battage: difficultés de pénétration, déviation, enfoncement rapide, etc. 2.2.2.2. Phasage d'exécution des travaux -

En cas de rencontre de terrains instables, on peut être amené à réduire la longueur et la hauteur des passes de terrassement (et éventuellement à construire par plots alternés).

-

De plus, le terrassement et la mise en place du béton du parement doivent s'effectuer dans la même journée.

-

Un délai minimal doit être respecté entre les passes successives de terrassement afin que le coulis ou le mortier de scellement des clous et le béton du parement présentent une résistance suffisante.

2.2.2.3. Mise en place du béton projeté Des précautions doivent être prises pour assurer un bon accrochage du parement en béton projeté sur les terrains présentant une mauvaise tenue. 3. ESSAIS DE TRACTION SUR LES CLOUS EN COURS DE CHANTIER Comme le recommande le chapitre 4, des essais de contrôle en cours de chantier doivent être réalisés sur des clous non réutilisés afin de vérifier les hypothèses de calcul prises en compte pour le dimensionnement des longueurs de scellement. Le nombre et les modes opératoires de ces essais de contrôle sont définis dans le chapitre 4.

270/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 Il y a lieu de prévoir des essais de conformité complémentaires sur des clous non réutilisés en cas de rencontre d'anomalies, d'hétérogénéités locales ou de difficultés d'exécution pouvant remettre en cause les résultats des essais préalables ou de conformité. Ces essais doivent être effectués selon les modes opératoires indiqués dans le chapitre 4. 4. CONTRÔLE DU COMPORTEMENT DU MUR EN SOL CLOUÉ 4.1 Contrôle du comportement du mur en sol cloué pendant son exécution 4.1.1. Nécessité du contrôle Tout mur en sol cloué provisoire, temporaire ou permanent doit faire l'objet de contrôles pendant son exécution. Certains types de contrôle sont obligatoires, d'autres sont conseillés et peuvent être imposés par le maître d'ouvrage ou le maître d'œuvre. 4.1.2. Définition des contrôles Les contrôles doivent être définis préalablement aux travaux de terrassement et de clouage par un cahier des charges précisant: -

le responsable et l'exécutant des contrôles,

-

la nature des contrôles et leur obligation,

-

la fréquence des contrôles,

-

les seuils prévisibles et les seuils admissibles,

-

les mesures à prendre en cas de dépassement de ces seuils.

4.1.3. Nature des contrôles et leur obligation 4.1.3.1. Contrôle des déformations • Contrôle des déplacements horizontaux et verticaux du parement Ce premier contrôle est obligatoire. Il est effectué généralement par des visées optiques entre une base fixe et des plots repères scellés sur le parement. Ce contrôle peut également, dans le cas d'une fouille en tranchée, être réalisé par des mesures de convergence à l'aide d'instruments extensomètriques.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 • Contrôle des déformations dans la masse du massif cloué Ce contrôle peut être effectué dans certains cas particuliers: -

site en pente instable,

-

massif supportant des structures sensibles aux déformations,

-

etc.

Ce contrôle est réalisé à l'aide d'inclinomètres qui sont descendus dans des tubes scellés dans le massif cloué à une profondeur telle que leur base soit fixe (au minimum ancrage de 4 à 5 m). Des inclinomètres peuvent éventuellement être implantés à l'arrière du massif cloué. 4.1.3.2. Contrôle de la traction dans les clous Dans certains cas particuliers, on peut vérifier les efforts de traction dans quelques clous au moyen de dispositifs appropriés (cales dynamométriques, jauges de déformation, etc.). 4.1.3.3. Examens visuels du parement béton et contrôle du drainage et des niveaux piézomètriques Il y a lieu de procéder obligatoirement à un relevé des venues d'eau sur le parement béton et dans les drains, et de suivre leur évolution en fonction des conditions climatiques. Les résultats de ces examens visuels peuvent conduire à modifier le système de drainage prévu par les plans d'exécution. Dans le cas particulier où des piézomètres sont mis en place en arrière du parement béton, il convient de contrôler obligatoirement l'évolution des niveaux d'eau. 4.1.4. Fréquences des contrôles Les contrôles doivent être effectués: -

systématiquement à chaque nouvelle phase de terrassement,

-

après achèvement de la paroi: périodiquement jusqu'à stabilisation des déformations.

En cas de déformations importantes, la fréquence des contrôles doit être accrue. Si des piézomètres ont été posés, leur relevé doit s'effectuer au moins une fois par semaine en

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 phase d'exécution. 4.2 Contrôle du comportement du mur en sol cloué en service 4.2.1. Nécessité du contrôle Les murs en sol cloué doivent faire l'objet d'un contrôle périodique pendant leur durée de service. Ce contrôle s'impose particulièrement dans les cas suivants : -

mur en sol cloué de hauteur importante (≥ 10 m),

-

site en pente,

-

massif supportant des structures sensibles aux déformations.

4.2.2. Définition des contrôles Les contrôles du mur en sol cloué pendant sa durée de service doivent être définis dans un cahier des charges spécifique précisant: -

le ou les organismes chargés des contrôles et de leur exploitation;

-

la nature des contrôles et leur obligation;

-

la fréquence des contrôles;

-

les valeurs de mesures normalement prévisibles et les seuils d'alerte.

4.2.3. Nature des contrôles et leur obligation 4.2.3.1. Contrôle des déformations Les contrôles à effectuer sont identiques à ceux définis en 4.1.3.1. Le contrôle des déplacements du parement est obligatoire. Le contrôle des déformations dans la masse du massif cloué peut être rendu nécessaire dans certains cas particuliers: -

site en pente instable,

-

massif supportant des structures sensibles aux déformations.

4.2.3.2. Contrôle de la traction dans les clous Les types de contrôles pouvant être effectués sont identiques à ceux définis au paragraphe 273/280

RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 4.1.3.2. 4.2.3.3. Contrôle du drainage et des niveaux piézométriques Le contrôle du fonctionnement des dispositifs drainants doit obligatoirement comporter les relevés suivants : -

état du parement (zones humides, égouttures, etc.),

-

débits d'exhaure des drains et barbacanes,

-

niveau de l'eau dans les piézomètres.

Il convient de signaler les modifications de l'état des dispositifs drainants : concrétions, altérations, colmatage, corrosion, etc. 4.2.3.4. Contrôle de durabilité des clous: témoins de durabilité Pour les murs en sol cloué temporaires ou permanents, on doit obligatoirement prévoir un contrôle périodique de l'état des armatures vis-à-vis des phénomènes de corrosion. Ce contrôle nécessite la pose préalable de témoins de durabilité au cours de l'exécution du mur en sol cloué. Ils sont constitués d'éléments d'armatures identiques à celles des clous et de faible longueur (1,0 m à 1,5 m environ). Dans le cas de clous scellés, les témoins ne sont pas enrobés de coulis afin de tenir compte d'une fissuration de ce coulis dans le temps. La mise en place des témoins s'effectue par enfoncement ou par battage à travers des réservations ménagées dans le parement. Les témoins doivent être conçus de manière à être extraits ultérieurement (extrémité filetée par exemple). La tête des témoins doit être protégée contre la corrosion (brai, coulis, graisse, etc.). Le choix des emplacements des témoins doit tenir compte de la corrosivité des terrains, qui sont répartis en classe de corrosivité I à IV conformément au chapitre 6. Les témoins doivent être représentatifs des différents degrés de corrosivité existant sur le site. Toutefois, il n'y a pas lieu de disposer des témoins de durabilité dans les terrains où sont réalisés des clous munis d'une gaine de protection.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 A vant sa mise en place, chaque témoin doit être numéroté, pesé et localisé sur un plan de récollement conservé par le maître d'ouvrage. Les contrôles à réaliser sur chaque témoin sont les suivants: -

examen visuel des armatures pour vérifier l'importance de la corrosion et la profondeur des piqures ;

-

pesée comparative du témoin débarrassé totalement de la rouille (décapage, lavage, brossage);

-

essais mécaniques de traction pour déterminer la résistance résiduelle à la rupture.

4.2.4. Fréquence des contrôles 4.2.4.1. Contrôle des déformations de la paroi clouée et de la traction dans les clous Ces contrôles sont effectués au moins une fois par an pendant les dix premières années, puis tous les cinq ans par la suite. En cas d'anomalies, ces fréquences doivent être augmentées. 4.2.4.2. Contrôle du drainage La fréquence des contrôles du drainage doit être adaptée au contexte hydraulique de l'ouvrage. Elle peut être identique à la fréquence des contrôles de comportement définis en 4.2.4.1. Dans certaines régions la fréquence des contrôles du drainage doit être augmentée pour avoir lieu en saison humide et en saison sèche. 4.2.4.3. Contrôle de durabilité La fréquence des contrôles doit être adaptée au degré de corrosivité des terrains. Pour les terrains peu ou moyennement corrosifs le contrôle doit être réalisé au moins tous les dix ans. Il est recommandé d'effectuer un premier contrôle dans les cinq premières années. A chaque contrôle, deux témoins au minimum sont extraits pour chaque classe de corrosivité. Ces témoins ne sont pas remis en place.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 4.2.5. Entretien du réseau de drainage L'entretien du réseau drainant doit autant que possible être pris en compte dans la conception du mur en sol cloué en prévoyant des ouvrages accessibles et visitables. Cet entretien comporte le nettoyage des tubes drainants, barbacanes et collecteurs (lançage, curage ...). En cas de colmatage des tubes drainants et d'impossibilité d'améliorer leur fonctionnement par nettoyage, on doit procéder à un renouvellement de ces dispositifs. BIBLIOGRAPHIE RESSE C., VENUAT M. (1981), Projection des mortiers, bétons et platres. BUREAU SECURITAS (1986), Recommandations concernant la conception, le calcul, l'exécution et le contrôle des tirants d'ancrage (TA.86) - Ed. Eyrolles, 1986. AFTES, Groupe de travail n° 6, Texte des recommandations relatives à la technologie et à la mise en œuvre du béton projeté, juillet 1982. Association française du Béton (AFB) Guide du béton projeté - Recommandations pour la mise en œuvre. DTU n° 21-4 (1977), Prestations techniques concernant l'utilisation du chlorure de calcium et des adjuvants contenant des chlorures dans la confection des coulis, mortiers et bétons, octobre 1977. DTU n° 23-1 (1976), Parois et murs en béton banché, janvier-février 1976. Recommandations du Comité français des géotextiles.

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991

LISTE DES SYMBOLES ET DÉFINITIONS GEOMETRIE Notation Unité H m L m Sv m Sh m La m Ls m Dc m Da m θ degré β degré η degré i degré Aa m2 Ac m2

Signification Hauteur du mur cloué Longueur des clous Espacement vertical des clous Espacement horizontal des clous Longueur d'ancrage des clous Longueur de scellement des clous Diamètre du forage (armatures scellées) Diamètre de l'armature Inclinaison des clous par rapport à l'horizontale Angle d'inclinaison du talus sur l'horizontale Fruit du parement Angle d'incidence des clous par rapport à la normale de la surface de rupture Section des armatures métalliques Section du coulis

EFFORTS - MOMENTS Notation Tc Tn M T0 Tmax TC TL TG

Unité kN kN kN.m kN kN kN kN kN

Signification Effort tranchant dans le clou Effort normal (ou traction) dans le clou Moment fléchissant dans le clou Effort normal (ou traction) dans le clou au parement Effort normal (ou traction) maximal dans le clou Effort normal critique de fluage Traction limite conventionnelle par rupture d'adhérence Traction limite élastique conventionnelle de l'armature

CONTRAINTES Notation σ τ p σ0 Δσ σv

Unité kPa kPa kPa kPa kPa kPa

Signification Contrainte normale Contrainte tangentielle Pression latérale sur le clou Contrainte initiale normale au clou Accroissement de la contrainte normale dû à la dilatance Contrainte normale verticale dans le sol

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 REPÈRES, DÉPLACEMENTS, DÉFORMATIONS Notation x y z X Y,Z δX, δY, δZ δh δv εij

Unité m m m m m m m m sans

Signification Axe horizontal parallèle au mur cloué Axe horizontal perpendiculaire au mur Axe vertical Axe longitudinal selon le clou Axes transversaux au clou Déplacements relatifs sol-clou Déplacement horizontal en tête du parement Déplacement vertical en tête du parement Tenseur des déformations linéarisé

VITESSES Notation V

Unité m/s

Signification Viscosité du coulis

ACCÉLÉRATIONS Notation ah av an

Unité m/s2 m/s2 m/s2

Signification Accélération horizontale Accélération verticale Accélération nominale

COEFFICIENTS DE SÉCURITÉ Notation Γm Γs1, ΓQ, ΓT

Unité Sans Sans

Signification Coefficient de sécurité partiel Coefficients de pondération des actions

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 CARACTÉRISTIQUES DU SOL ET DES CLOUS Notation Unité Signification φ' degré Angle de frottement effectif du sol φu degré Angle de frottement non drainé du sol υ degré Angle de dilatance du sol μ sans Coefficient de frottement réel sol-clou μ* sans Coefficient de frottement apparent sol-clou c' kPa Cohésion drainée du sol cu kPa Cohésion non drainée du sol wL % Limite de liquidité wP % Limite de plasticité IP % Indice de plasticité Ic % Indice de consistance Sr % Degré de saturation w % Teneur en eau wOPN % Teneur en eau à l'Optimum Proctor Normal e sans Indice des vides K sans Coefficient de pression des terres K0 sans Coefficient de pression latérale des terres au repos Ka sans Coefficient de poussée des terres Kp sans Coefficient de butée des terres p0 kPa Pression horizontale des terres entre les clous 3 γ kN/m Poids volumique total du sol γ' kN/m3 Poids volumique déjaugé 3 γd kN/m Poids volumique du sol sec γw kN/m3 Poids volumique de l'eau 3 γs kN/m Poids volumique des grains I m4 Moment d'inertie du clou E kPa Module d'Young Ea kPa Module d'Young de l'armature Ec kPa Module d'Young du coulis EM kPa Module pressiométrique du sol Es kPa Module de réaction du sol (Es = ksD) l0 m Longueur de transfert du clou ks kN/m3 Coefficient de réaction du sol 3 kβ kN/m Pente initiale de la loi de mobilisation du frottement latéral sol-clou p1 kPa Pression limite pressiométrique qs kPa Frottement latéral unitaire sol-clou Rn kN Résistance du clou à la traction simple Rc kN Résistance du clou à l'effort tranchant M0 kN.m Moment de plastification du clou en flexion simple Mmax kN.m Moment de plastification du clou en flexion composée σe kPa Limite élastique de l'acier σc kPa Contrainte de traction de rupture du coulis

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RECOMMANDATIONS CLOUTERRE 1991 CARACTÉRISTIQUES DU COULIS Notation C B E C/E γc γb

Unité kN/m3 kN/m3 kN/m3 sans kN/m3 kN/m3

Signification Dosage pondéral du ciment Dosage pondéral de la bentonite Dosage pondéral de l'eau Rapport pondéral ciment/eau Poids volumique du ciment Poids volumique de la bentonite

Unité kN kN kN kN

Actions permanentes Actions dues à l'eau Actions variables Actions accidentelles

ACTIONS Notation G Fw Q FA

Signification

DIVERS Notation d n N C ΣA I R ρ

Unité sans sans sans sans sans sans Ω Ω cm

pH

sans

Signification Densité de clouage Nombre total de clous Nombre minimal d'essais préalables Indice de classification des ouvrages Indice global de corrosivité Indice global de classification des ouvrages Résistance mesurée (Méthode de Wenner) Résistance spécifique apparente Opposé du logarithme décimal de la molarité en ions H3O+ exprimée en molesllitre

CONVENTIONS DE SIGNES EFFORTS

Tn : positifs en traction

CONTRAINTES

σ,p: positives en compression

DEPLACEMENTS

X : orientés de la tête du clou au pied (vers l'intérieur du massif cloué)

ANGLES

θ : positif au-dessous de l'horizontale i : positif au-dessous de la normale à la surface de rupture β : positif au-dessus de l'horizontale η : positif pour un parement incliné vers l'aval.

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