Le séisme de Martinique -...

Le séisme de Martinique du 29 novembre 2007

Volume I : Rapport de mission / 5 - 8 décembre 2007 Victor DAVIDOVICI

Membre Associé du C.G.P.C. Dynamique Concept

Sommaire du volume I

1. Objet de la mission

2. Conclusion générale

3. L’événement sismique du 29

novembre 2007

4. Centre Hospitalier de Trinité

5. Maternité Victor Fouche

6. Centre Hospitalier du Saint-Esprit

7. Centre Hospitalier du Carbet

8. Préfecture, Bâtiment D

9. DRAM-CROSSAG

10. SDIS Lamentin

11. Collège de Dillon

12. Collège de Trinité Frantz-Fanon

13. Collège du Marin, Gérard-Café

14. Collège de Rivière-Pilote, Jacques Roumain

15. Collège Morne-Rouge

16. Lycée du Marin

17. Lycée Bellefontaine

18. Ecole de Roches Carrées

19. Ecole du François, Anne-Marc

20. Bâtiment Poste – Messageries, Fort-

de-France

21. Bâtiment Poste, Rivière-Pilote

22. Immeuble Plein-Ciel

23. Autres bâtiments

24. Références

Pages : 1 – 3 4 – 7 8 – 11 18 – 22 23 – 26 27 – 36 37 – 42 43 – 46 47 – 51 52 – 57 58 – 65 66 – 74 75 – 82 83 – 85 86 – 91 92 – 97 98 – 105 106 – 111 112 – 116 117 – 127 128 – 129 130 – 137 138 – 141 142


Volume II : Rapport de mission / 10 - 14 février 2008 Victor DAVIDOVICI


Sommaire du volume II

II-1. Objet de la mission II-2. Choix du niveau de protection

2.1 Définition et classification des actions 2.2 Valeurs représentatives des actions 2.3 Action sismique pour bâtiments nouveaux 2.5 Action sismique pour les bâtiments existants à la Martinique

II-3. Collège de Dillon

II-4. Lycée du Ducos

II-5. Pont sur la Rivière Salée

II-6. Immeuble SGBA

II-7. Académie de Martinique « Les Hauts de Terreville »

II-8. Académie de Martinique « Tartenson »

II-9. Palais de Justice de Fort-de-France II-10. La Poste de Fort-de-France

Pages : 1 - 3 4 - 11 12 - 14 15 - 22 23 - 25 26 - 27 28 - 30 31 - 36 37 - 40 41 - 43

1


Volume III : Rapport de mission / 6 - 8 avril 2008

Victor DAVIDOVICI


Martinique : Séisme du 29 novembre 2007 Volume III : Mission du 6 au 8 avril 2008

Victor DAVIDOVICI – Consultant – 25 mai 2008

2

Sommaire du volume III

III-1. Objet de la mission

III-2. Solutions de renforcement pour les bâtiments scolaires

III-2.1 Problématique

III-2.2 Contreforts en béton armé

III-2.3 Renforcement par réduction de la masse

III-2.4 Renforcement par panneaux de maçonnerie et TFC©

III-3. Centre de Découverte des Sciences de la Terre à Saint Pierre

III-3.1 Hypothèses de calcul

III-3.2 Construction avec la mise en œuvre des appuis parasismiques

III-3.3 Etude de faisabilité de l’isolation sismique du CDST par Philippe Salmon / Freyssinet

III-3.4 Quelques interprétations des signaux enregistrés au CDST lors du séisme du 29 novembre 2007 par Pierre SOLLOGOUB / CEA - Saclay

III-4. Palais de Justice de Fort-de-France

Pages : 1 - 3

4 - 13

14 – 41

42 - 45



3

III-1. Objet de la mission Le renforcement des bâtiments scolaires est une démarche qui implique à la fois le maître d’ouvrage, l’architecte, l’ingénieur-concepteur et l’entreprise. Il s’agit d’aborder, de présenter, d’expliquer, voire défendre diverses solutions avec les avantages et inconvénients, ainsi que les coûts associés. La solution de confortement par tabourets métalliques a été présentée dans le volume II. Un ensemble de solutions de renforcement, autres que les tabourets CM, ont été développées et présentées pour permettre une discussion et recueillir les avis correspondants avant la préparation de la phase DCE. Le bâtiment principal du Centre de Découverte des Sciences de la Terre est posé sur des « piles » munies dans leur partie supérieure d’appuis en élastomères, étudiés par Philippe Salmon, Freyssinet. Les accélérogrammes en champ libre et au-dessus des appuis, enregistrés lors du séisme du 29 novembre 2007, ont été analysés par Pierre SOLLOGOUB, CEA – Centre de Saclay. Le Palais de Justice a fait l’objet de réparations des ancrages des croix de Saint-André qui ont justifié une nouvelle visite.


Renforcement des bâtiments scolaires par contreforts en béton armé


4

III-2. Solutions de renforcement pour les bâtiments scolaires III-2.1 Problématique L’analyse et l’évaluation du risque sismique ou les dégâts constatés après séisme peuvent conduire les Maîtres d’Ouvrages à effectuer le renforcement (mise à niveau) des bâtiments existants. Pour chacun des bâtiments concernés, le problème de la décision à prendre se pose dans les termes suivants : (a) soit il n’y a rien à faire, le renforcement étant très important et la démolition n’étant pas d’une première urgence, auquel cas le bâtiment reste fermé, (b) soit le bâtiment est « traité », c’est à dire renforcé ou démoli puis reconstruit. Ce dernier choix, renforcement ou reconstruction après démolition, résulte d’une étude économique dans laquelle les coûts globaux des deux solutions sont comparés. Le premier choix - entre rien faire et tout « traiter » -, tient compte de trois groupes de critères :

(a) Critères de vulnérabilité : i. Il y a lieu de « traiter » en première urgence les bâtiments dont l’effondrement est probable, ii. On « traite » en deuxième urgence les bâtiments pour lesquels des détériorations importantes sont prévisibles, avec un danger certain pour les occupants, sans effondrement total,

(b) Critères de fonctionnement (stabilité) de groupe : i. Un groupe de bâtiments sans espacements doit être renforcé dans son ensemble ; autrement dit, on ne peut renforcer un bâtiment seul s’il est juxtaposé avec son voisinage,

(c) Critères de pérennité : i. La vétusté : inutile de s’occuper de bâtiments qui doivent être démolis à court terme, ii. La servitude : inutile de s’occuper de bâtiments condamnés à disparaître à court terme, en raison du nouvel aménagement des locaux.

Le parc de bâtiments scolaires à la Martinique datant des années 1970 est très important. Les études de vulnérabilité et les diagnostics de la plupart des bâtiments scolaires sont terminés. Parfois, on dispose même de plusieurs diagnostics pour un même bâtiment. Le comportement de ces bâtiments, pour différents niveaux d’agression sismique, est ainsi parfaitement connu. Le séisme du 8 juin 1999 avait permis de mettre en évidence les faiblesses de ce type de bâtiments. Avec le séisme du 29 novembre 2007 et les endommagements importants des éléments structuraux, s’ouvre une fenêtre d’opportunité pour aborder la phase décisionnelle de confortement. Cependant, la volonté des autorités locales est d’améliorer en première urgence les structures existantes, afin de réduire leur vulnérabilité vis-à-vis des occupants des bâtiments scolaires, en attente du renforcement définitif. Ce n'est donc pas une "réduction" de la solution définitive à 475 ans de période de retour, mais une démarche pragmatique et éthique qui part du principe qu'en terme de probabilité, il y a sans doute une probabilité non négligeable d'avoir dans les 2-3 ans à venir un séisme d'intensité modérée du type de celui du 29 novembre 2007.




5

En revanche, plus le temps passe, plus la probabilité d'un séisme plus fort augmente. La nécessité de procéder à des confortements adaptés à ce séisme potentiel (475 ans) "s'impose" donc et devient également réalisable d'un point de vue technique (tabourets CM), financier et de délais (échelonné sur 10 ans, par exemple). Les solutions de renforcement étudiées sont les suivantes : a) adjonction d’un nouveau système structural pour reprendre la totalité de l’action

sismique : tabourets CM (cf. volume II) ou contreforts BA et précontrainte additionnelle avec élimination de joints structuraux,

b) réparation des poteaux « courts » avec reprise en béton armé ou avec tissu de

fibre de carbone TFC©, c) adjonction d’éléments structuraux nouveaux : par exemple des murs en béton

armé projeté, d) transformation éventuelle d’éléments non-structuraux existants en éléments

structuraux : murs de remplissage renforcé avec TFC©, e) réduction des masses : diminution du nombre de niveaux et démolition, par

exemple des garde-corps lourds. En fonction du niveau d’importance B, C ou D, le choix du système de renforcement peut privilégier soit la résistance (fonctionnement en force), soit le déplacement (ductilité). Les différentes étapes du choix et de la mise en œuvre du renforcement sont regroupées dans le diagramme page suivante.

Augmenter la résistance locale pour éviter les ruptures fragiles

BC

D

Augmenter la résistance locale pour éviter les ruptures fragiles

BC

D




6

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7

III-2.2 Contreforts en béton armé Deux faits essentiels ont été à la base de la recherche d’une nouvelle solution :

réaliser le maximum de travaux pendant l’année scolaire, sans perturber la vie de l’établissement,

limiter au maximum l’intervention des entreprises à l’intérieur des bâtiments. La solution de renforcement par contreforts en béton armé, disposés au droit des pignons avec une précontrainte additionnelle, répond bien à ces deux exigences. Les contreforts sont exécutés au droit des pignons, donc dans des endroits pouvant être bien délimités pour l’emprise du chantier. La pose des câbles pour la précontrainte additionnelle nécessite uniquement l’exécution de trous à travers les poutres et les cloisons. Le contreventement longitudinal est reparti entre les deux contreforts situés en pignon. La précontrainte additionnelle, disposée à chaque niveau, ramène les efforts au droit de ces contreforts. Le contreventement transversal est aussi assuré par les contreforts et les voiles existants en pignon ; pour le transfert des efforts, on considère les planchers comme des poutres sur deux appuis simples. La quantité de précontrainte sera telle que le plancher sera toujours comprimé. On rencontre deux situations en fonction de la position des cages d’escalier :

Cages d’escalier situées à l’extérieur du bâtiment (fig. III-2.1), Cages d’escalier situées à l’intérieur du bâtiment au droit des pignons (Fig. III-2.2) et parfois au centre. Dans cette situation, le transfert des efforts dans le cas du séisme transversal nécessite le renforcement avec du TFC©, à disposer en-dessous des dalles.

Quelle que soit la direction de l’action sismique une fois le transfert effectué par les contreforts, les sollicitations sont équilibrées par les pieux d’environ 20 m de profondeur. Pour le choix de la précontrainte additionnelle, il est demandé :

l’indispensable qualification de l’entreprise, l’utilisation de torons gainés, graissés pour pouvoir retendre en cas de fluage ou après séisme : prévoir des sur-longueurs,

l’injection obligatoire au coulis de ciment pour protection en cas d’incendie ou de vandalisme,

un délai d’exécution à l’intérieur des bâtiments limité à 2 - 3 semaines. On obtient ainsi à partir d’un renforcement externe, mais avec la précontrainte additionnelle, un comportement monolithique du bâtiment.




8

Fig. III-2.1 Disposition des 2 contreforts en béton armé aux droits des pignons. Cas des cages escaliers situés à l’extérieur du bâtiment.

a) Disposition générale avec précontrainte additionnelle et injection des joints b) Fonctionnement du plancher en poutre sur deux appuis simples et transfert des efforts aux

contreforts c) Disposition dans le plan vertical des torons et ancrage dans les contreforts

Fig. III-2.2 Détail d’ancrage des torons

+/-x x

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1er

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AncrageToronsTorons

Frettage

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Fig. III-2.2 Disposition des 2 contreforts en béton armé aux droits des pignons. Cas des cages d’escalier situése à l’intérieur du bâtiment.

a) Disposition générale avec précontrainte additionnelle et injection des joints b) Niveau du rez-de-chaussée avec les pieux

c) Coupe verticale avec les tirants par précontrainte additionnelle d) Disposition du TFC© au droit des paliers des cages d’escalier

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S = 1,21 m2

S = 1,28 m2

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TFCX

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10

III-2.3 Renforcement par réduction de la masse La diminution de la masse sollicitée est une mesure assez radicale et efficace de « renforcement ». En fonction du nombre de niveaux enlevés, la structure restante peut, avec un renforcement réduit et à moindre coût, résister à l’action sismique. Pour compléter la réduction des masses, il peut être envisagé la dépose de garde-corps lourds en béton armé. Bien entendu, l’étanchéité de la nouvelle toiture doit être refaite.

Fig. III-2.3 Réduction de 1 ou 2 niveaux

4 niveaux

3 niveaux

2 niveaux

« Raboter » 1 étage

« Raboter » 2 étages

4 niveaux

3 niveaux

2 niveaux

4 niveaux

3 niveaux

2 niveaux

« Raboter » 1 étage

« Raboter » 2 étages




11

III-2.4 Renforcement par panneaux de maçonnerie et TFC© La solution de renforcement est intéressante pour les bâtiments à simple rez-de-chaussée ou au maximum à 1 étage dans les directions longitudinales et transversales. Le TFC© peut être mis en place sur la maçonnerie existante après dépose des enduits, avec une nouvelle maçonnerie exécutée à la place des fenêtres. Les fissures entre le poteau et la maçonnerie (fig. III-2.4 à -2.7) devront être systématiquement colmatées. L’analyse des coûts a conduit toutefois à une solution plus efficace et moins coûteuse pour R + 1 avec 2 travées fermées qui consiste dans :

la dépose des fenêtres, la démolition des panneaux de maçonnerie existante, l’exécution de nouveaux panneaux en maçonnerie de parpaings pleins de 20 cm entre les poteaux existants. Pour éviter la mise en place des tirants pour ramener les efforts au droit des panneaux, il suffit de placer ces panneaux au centre des façades (fig. III-2.8),

l’application du TFC©.

Fig. III-2.4

Fig. III-2.5

Fig. III-2.6

Fig. III-2.7




12

Fig. III-2.8 Renforcement par panneaux de maçonnerie pleine de 20 cm. a) Façade principale côté coursives,

b) Façade secondaire, c) Transmission par bielle – tirants de l’action sismique et disposition du TFC©.

a)

b)

a)

b)

Coutures à traversle plancher

Maçonnerie de 20 cm pleine

Mèches

Mèchesc) TFC©

Coutures à traversle plancher

Maçonnerie de 20 cm pleine

Mèches

Mèchesc) TFC©




13

A titre d’exemple à Mexico la plupart des bâtiments scolaires ont été renforcés par des panneaux en béton armé disposés plutôt aux extrémités du bâtiment


Centre de Découverte des Sciences de la Terre


14

III-3. Centre de Découverte des Sciences de la Terre à St. Pierre Le CDST a été conçu et réalisé dans la période 2001 à 2003 ; après une série d’essais (novembre 2003) de chargement statique sur l’important porte-à-faux (environ 15,00 m), l’ouvrage a été inauguré le 7 février 2004.




15

III-3.1 Hypothèses de calcul

Béton armé Poteaux et fût Voiles à partir du niveau

+ 47 m Plenum et les plots d’appui d’amortisseurs

B 30 → fc28 = 30 MPa → fbu = 24 MPa

B 25 → fc28 = 25 MPa → fbu = 20 MPa

B 40 → fc28 = 40 MPa → fbu = 33 MPa

Module d’élasticité → Ei28 = 32.200 MPa Coefficient de sécurité → γb = 1,15

Acier : Fe E 500 → fe = 500 MPa Coefficient de sécurité → γs = 1,00

Sol et fondations Sondage

pressiométrique

Description des formations (d’après GEODE Solen)

Profondeur en m/T.N. et classification des

sols

Classification des sites PS92

SP 1

TV, formation limono-sableuses avec passages graveleux Grave grossière dans matrice limoneuse (niveau de fondation) avec les contraintes de calcul au sol :

ELU = 0,9 MPa ELS = 0,6 MPa

0 -3.5 m groupe c 3 -12 m groupe b 12-14 m groupe a

S1

SP 2

TV, formation limono-sableuses avec passages graveleux Grave grossière dans matrice limoneuse (niveau de fondation)

0 -3m groupe c 3 -11m groupe b 11-14 m groupe a

S1

Hypothèses spécifiques sismiques Le Conseil Général de la Martinique, a confié à GEO-TER l’évaluation des mouvements sismiques tenant compte du contexte sismotectonique, et des conditions de sol du site du projet de construction du « Centre de Découverte de la Terre », prévu à Saint-Pierre. Ces mouvements sismiques, adaptés au site, ont été utilisés pour le dimensionnement sous séisme de l’ouvrage projeté. L’objectif principal était de définir l’aléa sismique sur le site du projet, en appliquant une démarche déterministe, normalement réservée à la catégorie des ouvrages à risque spécial, et d’apprécier l’influence des conditions locales du site sur les mouvements sismiques, susceptibles d’affecter les bâtiments projetés. Il doit être souligné que ce type d’étude est généralement réservé aux sites abritant des installations classées pour la protection de l’environnement (ICPE), pour lesquelles on recherche une protection intrinsèque. Les mouvements spécifiques sont alors calculés pour deux types de séismes : le SMHV (Séisme Maximum Historiquement Vraisemblable) et le SMS (Séisme Majoré




16

de sécurité). Ces mouvements traduisent les mouvements vibratoires les plus pénalisants susceptibles d’être observés sur le site. Il est en effet d’usage, pour un bâtiment de la catégorie dite à risque normal comme l’est le Centre de Découverte des Sciences de la Terre, d’utiliser directement les mouvements forfaitaires de la norme française (NFP 06-013, référence DTU Règles PS 92), qui vise la protection statistique des ouvrages courants. D’après les données disponibles, la configuration des sols correspond à un site de type S1 des PS 92, et B à C de la nouvelle classification MSI 98, soit des sites pour lesquels les effets de site consistent en une légère amplification, et un allongement de la durée du plateau du spectre correspondant à un site rocheux. La présence d’une épaisseur significative de sols, au-dessus du substratum rocheux, justifie donc la prise en compte d’effets de site. Deux alternatives ont été au préalable considérées par le Conseil Général de la Martinique pour retenir l’approche à mettre en œuvre pour caractériser l’aléa sismique sur le site :

La stricte application des règles parasismiques PS 92. Il convenait alors d’adopter les mouvements sismiques forfaitaires correspondant à un ouvrage de classe C ou D, situés en zone III de sismicité du zonage sismique de la France, et pour une catégorie de site S1. Le spectre de réponse élastique correspondant est calé à une accélération nominale de 0.4 g, et le plateau du spectre égal à 1 g jusqu’à la période de 0.4 sec.

Pour cette alternative, les spectres forfaitaires à adopter sur le site sont déduits directement des règles parasismiques, sans tenir compte des particularités du site.

L’évaluation déterministe de l’aléa sismique local, telle qu’elle était pratiquée pour les ICPE, en prenant le parti de définir des mouvements sismiques adaptés et spécifiques au site du projet. Ces mouvements résultent alors de la définition et de la prise en compte des sources sismiques régionales et locales influentes sur le site, de l’application de lois d’atténuation des mouvements sismiques depuis la source jusqu’au site, de la prise en compte des conditions réelles de site, et de la mesure instrumentale des effets des sites.

Suivant cette alternative, la définition de spectres spécifiques au site, a l’avantage d’être plus réaliste, de définir les mouvements sismiques les plus pénalisants pour le site, de permettre un dimensionnement des structures tenant compte des particularités de l’aléa local, et d’évaluer les écarts aux spectres forfaitaires des règles actuelles.

A la demande du Conseil Général de la Martinique, le programme d’études réalisé par GEO-TER s’inscrit dans le cadre de la seconde alternative avec les étapes suivantes :




17

L’identification des zones homogènes du point de vue des conditions de sols et de leur réponse sismique,

La définition des séismes de référence proche et lointain (voir spectres ci-après, figures 1 et 2), à partir d’une synthèse sismotectonique à caractère déterministe, en portant une attention particulière à la caractérisation de l’activité de la faille de Saint-Pierre /Morne-Rouge, considérée comme l’une des failles actives de la Martinique,

La définition des spectres de réponse pour une condition standard de sol (le rocher). Ces mouvements au rocher traduisent la forme spectrale moyenne, telle qu’elle résulte de l’exploitation statistique d’un grand nombre d’accélérogrammes représentatifs des caractéristiques des séismes de référence restant à considérer,

La définition des spectres de réponse tenant compte des conditions géotechniques du site, en utilisant des lois d’atténuation empiriques, intégrant des coefficients de site (cf. spectre donné ci-après, figure 3, pour les bâtiments classe C et D). Ces spectres traduisent la réponse moyenne des sites, compte tenu d’une part des caractéristiques des sources sismiques et d’autre part des conditions géotechniques du site.

Fig. III-3.1 Séisme source proche. Spectre de réponse élastique SMS tenant compte des conditions de site

Composante horizontale, amortissement 5 %




18

Fig. III-3.2 Séisme source lointaine. Spectre de réponse élastique SMS tenant compte des conditions de site

Composante horizontale, amortissement 5 %

Fig. III-3.3 Spectre élastique enveloppe SMS, spécifique du site, Amortissement 5 %

Classe de bâtiment C, site S1

0,20 0,40

0,20 0,40




19

III-3.2 Construction avec la mise en œuvre des appuis parasismiques Ayant poursuivi avec le Conseil Général de la Martinique la réflexion sur la fiabilité, l’économie et la durée de l’exécution de l’ouvrage, il est apparu que a solution avec des appuis parasismiques serait la plus adaptée. La solution retenue prévoit la disposition sous la dalle du caisson (plenum) d’appuis en élastomère, soit au niveau + 44,715 (figures III-3.5, -3.6 et -3.7). Dans le fût, la cage de l’ascenseur reste solidaire de la partie basse et est prolongée ensuite sur toute la hauteur desservie par l’ascenseur. Les déplacements provoqués par le séisme nominal ne devront pas entraîner d’entrechoquement entre ce voile lié à la partie basse, et la partie haute qui se déplacera sur appuis. Un système de palier coulissant de 25 cm est prévu au dernier palier, au droit de la porte de l’ascenseur. Les appuis (figures III-3.8 à 3.14) sont dimensionnés pour le séisme nominal. Leur souplesse entraînera des déplacements dans le caisson (salle d’exposition), qui seront ressentis par le public et les occupants de l’ouvrage. Deux solutions sont possibles pour le traitement de ces déplacements :

On utilise un système qui filtre les efforts jusqu’à un certain niveau de sollicitations. L’objectif recherché est alors de limiter fortement les mouvements de l’ouvrage pour des sollicitations courantes : vent normal, faibles séismes, etc… Le système est celui des « fusibles » fonctionnant par rupture brutale, interdit par les Recommandations AFPS 90. Ou encore, de limiter les mouvements dans le cas du séisme nominal, en utilisant alors des amortisseurs.

On laisse le plenum se mouvoir sur ces appuis (20 à 25 cm). C’est l’option qui présente le plus d’inconfort pour les occupants (la plage de sensibilité de l’homme se situe dans la zone de fréquence des appuis), mais c’est également celle qui illustre le mieux le comportement des appuis parasismiques, ce qui correspond à un des objectifs pédagogiques de l’ouvrage.

Finalement, c’est cette deuxième option qui a été retenue tout en ménageant l’avenir par la réalisation de réservations pour l’éventuelle mise en place d’amortisseurs (figure 11). Le modèle avec appuis en élastomère est bien entendu plus souple : Mode de translations dans le sens X → 1,51 sec Mode de translations dans le sens Y → 1,43 sec Mode de rotation → 2,19 sec On constate sur le spectre de la figure III-3.4 qu’à cause de grande souplesse apportée par la présence des appuis, l’effort sismique est divisé par 3.




20

Fig. III-3.4 Spectre élastique enveloppe SMS, spécifique du site, Amortissement 5 %

Classe C et D, site type S1

Fig. III-3.5 Coupe longitudinale et Vue en plan des fondations

0,20 0,40

0,65

Avec appuis parasismiques

Sans appuis parasismiques

0,20 0,40

0,65

Avec appuis parasismiques

Sans appuis parasismiques

50,00

1 3 5 7 9 11 14 18

AB

C

Introduction de 2 longrines longitudinalesd’environ 0,50 x 1,50

50,0050,00

1 3 5 7 9 11 14 18

AB

C


1 3 5 7 9 11 14 18

AB

C





21

Fig. III-3.6 Coupe transversale dans le fût

Fig. III-3.7 Coupe transversale dans le fût, détail. Au-dessus du niveau des appuis en élastomère, un joint sismique est prévu sur toute la hauteur

entre la cage d’ascenseur et le reste de la structure

+ 52,15

+ 46,95

+ 44,95

+ 37,95

+ 34,00

Fût B.A. de 0,70 m

2,00

∅ = 6,20

Fût B.A. de 0,35

Appuis parasismiques

+ 52,15

+ 46,95

+ 44,95

+ 37,95

+ 34,00

Fût B.A. de 0,70 m

2,00

∅ = 6,20

Fût B.A. de 0,35


+ 52,15+ 52,15

+ 46,95+ 46,95

+ 44,95+ 44,95

+ 37,95+ 37,95

+ 34,00+ 34,00

Fût B.A. de 0,70 m

2,00

∅ = 6,20

Fût B.A. de 0,35


Joint de dilatationautour de la cage

d’ascenseur

Appuis en élastomères

Joint de dilatationautour de la cage

d’ascenseur

Appuis en élastomères




22

Fig. III-3.8 Détail type sur appui en élastomère

Fig. III-3.9 Réservation pour une disposition éventuelle des amortisseurs. Coupe et vue en plan




23

Fig. III-3.10 Dispositions des appuis en élastomère sur le fût

Fig. III-3.11 Mise en œuvre des appuis en élastomère sur le fût. On remarque la cage d’ascenseurs séparée du fût cylindrique




24

Fig. III-3.12 Dispositions des appuis en élastomère sur les poteaux

Fig. III-3.13 Démarrage exécution fût

Fig. III-3.14 Coffrage au niveau d’appuis

Fig. III-3.15 Appuis en élastomère

Fig. III-3.16 Fût et cage d’ascenseurs

14119 14119




25

Fig. III-3.17 Vue d’ensemble

Fig. III-3.18 Fût

Fig. III-3.19 Vide escalier

Fig. III-3.20 Joint entre la cage d’ascenseurs et le fût

Fig. III-3.21 Plot d’appui en cas de déplacement extrême

Fig. III-3.22 Appuis élastomère




26

Fig. III-3.23 Poteau avec appuis

Fig. III-3.24

Fig. III-3.25 Vue du porte-à-faux de 15 m

Fig. III-3.26




27

III-3.3 Etude de faisabilité de l’isolation sismique du CDST

par Philippe SALMON / Freyssinet

L’étude dynamique réalisée sur le Centre de Découverte des Sciences de la Terre montre que, pour éviter la forte torsion due à la présence excentrée du fût (escalier + ascenseur), il faut séparer, comme pour les ouvrages d’art, l’infrastructure constituée par les piles de la superstructure du CDST (« tablier »). La solution classiquement adoptée pour isoler une structure consiste à utiliser des éléments de liaison flexibles, principalement des appareils d’appui en caoutchouc fretté (Fig.1).

Fig. III-3.27 Appuis élastomère frettés

Ces appareils maintiennent la structure en position de service et de par leur souplesse en déplacement horizontal augmente la période fondamentale de vibration de la structure à protéger, afin de réduire la réponse de l’accélération sous séisme (Fig. III-3.28).

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3T (s)

RE

Fig. III-3.28 Spectres élastiques normalisés

L’efficacité de ces isolateurs est directement liée à la recherche de la raideur horizontale des appuis, ce qui induit de grands déplacements de la structure sous séisme.




28

Les isolateurs sont introduits entre la structure et ses supports, afin de récréer des conditions d’appuis rigides verticalement, mais souples horizontalement. L’isolateur parasismique permet de protéger un ouvrage, sans en solliciter la ductilité, tout en restant dans leur domaine élastique de fonctionnement, même lors de séisme majeur. C’est pourquoi ces dispositifs sont d’une conception appropriée pour toute structure faisant l’objet d’exigences parasismiques particulières (critères de confinement, par exemple) qui imposent un fonctionnement quasi-élastique. Les isolateurs parasismiques sont aussi performants sous sollicitation horizontale longitudinale que transversale, et sont bien adaptés aux structures circulaires (réservoirs de gaz liquéfié, centrales nucléaires,…). Ils agissent comme des ressorts horizontaux qui recentrent la structure après séisme. Les isolateurs parasismiques sont des appuis élastomère frettés renforcés qui autorisent de très fortes charges verticales et de grandes distorsions. Ces composites combinent la rigidité de l’acier et la souplesse de l’élastomère. Ils permettent une dissipation d’énergie modérée, de l’ordre de 7%. Ils sont dimensionnés conformément aux normes et règlements de calcul applicables aux appuis élastomère frettés, et en complément sont vérifiés par rapport aux documents de calcul relatifs à la résistance des structures sous sollicitations sismiques (AFPS 92) Ils sont fournis avec ou sans platines d’appui métalliques, lisses, striées ou munies de dispositifs de retenue. Des essais de compression et distorsion sous sollicitations quasi-statiques et dynamiques sont entrepris pour vérifier la bonne tenue structurelle des appuis et leurs valeurs de raideurs statiques et dynamiques (Fig. III-3.29).

Fig. III-3.29 Montage en opposition




29

Application au CDST Il s’agit d’une structure de 50x18x8 mètres reposant sur 1 fût béton armé de 6.20 mètres de diamètre et 0.70 mètres de paroi et sur 2x3 poteaux de 1,00x2,50 mètres (Fig. III-3.30).

Fig. III-3.30 Coupe longitudinale CDST La masse de la superstructure est égale à 2673 tonnes. Les hypothèses spécifiques sismiques sont :

Zone de sismicité III Site de type S1 avec un spectre plafonné à 0.4 s. Classe de l’ouvrage : C Accélération nominale : aN=0.40g Coefficient d’amplification topographique : τ=1 Coefficient d’amortissement : ζ = 4% ⇒ ρ=1,09 L’accélération spectrale est donc égale à :

)(44.0)()( TRgTRaTR DDN ×=×××= τρ

Calcul des appareils d’appui frettés

La raideur des appareils est égale à : mNK /10.36150

5009.024 62

=×

=

La période propre est : sKMT 71.12 == π

8 0

18 0

50 00

COUPURE




30

584.01)( ==T

TRD d’après le spectre élastique

252.2257.0584.044.0)( smggTR ==×=

Le déplacement est égal à : mTTRd 186.04

).( 2

2

==π

On doit vérifier que PcPus ≤×δ Où 3=sδ

Et hdGASPc 24=

A : aire de l’appareil = 0.25 m² S : Coefficient de forme = 12.5 d : épaisseur d’un feuillet élastomère + épaisseur frette acier= 13 h : hauteur totale de l’appareil = 195 mm Pc=9375 kN

Or kNPu 6.109224

81.92673000=

×=

==PcPu

p 0.1165<0.33

Le déplacement admissible par un appareil est égal à 150x )25.0)(7.0(47.0 0 p−−+= δδ =150x1.39=209 mm>186 mm Le coefficient de frottement appareil support est donné par l’expression :

mf

σ6.010.0 += =0.19

L’effort horizontal est égal à H=K.d=36.106/24x0.186=279 kN/appui. Par conséquent H étant supérieur à f.V (i .e. 207 kN) il faut prévoir un dispositif anti-cheminement matérialisé par 2 tôles externes adhérisées lors de la vulcanisation des appareils d’appui, sur lesquelles prennent appui 2x4 vis M20 classe 10.9. Finalement les appuis parasismiques retenus sont ceux présentés par les figures III-3.10 et III-3.12.




31

III-3.3 Quelques interprétations des signaux enregistrés au Centre de Découverte des Sciences de la Terre à Saint Pierre / CDST lors du séisme du 29 novembre 2007

par Pierre SOLLOGOUB / CEA - Centre de Saclay Le séisme du 29 novembre 2007 a touché, en particulier, le Centre des Sciences de la Terre qui est une structure sur appuis parasismiques. Des capteurs ont enregistré l’événement et ont conduit à des accélérations notables (autour de 0.1g). Dans le monde, le nombre de bâtiments sur appuis ayant subi un séisme est encore faible et tout retour d’expérience est intéressant. On ne présente qu’une analyse des signaux enregistrés lors de l’événement :

Deux capteurs ont été considérés : CGLTR et CGCP. Le capteur de la station CGLR est situé au sol (bâtiment administratif), à côté du local poubelle et le capteur de la station CGCP est situé à l'étage (centre pédagogique) au niveau du bureau d'accueil, sous les gradins de la salle de projection.

Chaque station est équipée d'un capteur de type FBA ES-T de Kinémetrics (capteur triaxial). 0-0 est la direction verticale; 0-1 et 0-2 sont les capteurs horizontaux.




32

Signal au Sol CGLR 0-1 :

– Accélération max: 0,089g – Contenu fréquentiel plutôt élevé 8-15Hz; durée importante du signal – Spectre de pseudo-accélération

III-3.3-1 Accélérogramme au sol CGLR-01

III-3.3-2 Spectre sur toute la gamme de fréquences

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90-0.1

-0.08

-0.06

-0.04

-0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1CGLR 0-1

Temps (s)

Acc

el (

g)

0 5 10 15 20 250

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

Fréquence (Hz)

Sa(

g)

CGLR 0-1

2%

5% 7%

10%




33

III-3.3-3 Zoom du spectre à « basse » fréquence

0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

Fréquence (Hz)

Sa(

g)CGLR 0-1

2%

5% 7%

10%




34

Signal CGCP 0-1 dans la structure isolée L’accélération maximale est 0,072g Cette valeur est à rapprocher de la valeur spectrale du signal de sol (CGLR 0-1) à 1,2Hz –fréquence du bâtiment sur appuis: 0,06g pour 5% et 0,087g pour 2% -amortissement du bâtiment isolé

Le contenu fréquentiel de la réponse est « quasi-monomodal »

III-3.3-4 Accélérogramme CGCP 0-1dans le CDST sur appuis


0 10 20 30 40 50 60 70 80 90-0.08

-0.06

-0.04

-0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.08

Temps (s)

Acc

él (

g)

CGCP 0-1

0 5 10 15 20 250

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

Fréquence (Hz)

Sa(

g)

CGCP 0-1

2%

5% 7%

10%




35


0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

Fréquence (Hz)

Sa(

g)

CGCP 0-1

2%

5% 7%

10%




36

Signal au sol CGLR 0-2 : – Accélération max : 0,114g – Contenu fréquentiel plutôt élevé 8-12Hz ; durée importante du signal – Spectre de pseudo-accélération

III-3.3-7 Accélérogramme au sol CGLR-02


0 10 20 30 40 50 60 70 80 90-0.1

-0.05

0

0.05

0.1

0.15

Temps (s)

Acc

él (

g)

CGLR 0-2

0 5 10 15 20 250

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

Fréquence (Hz)

Sa(

g)

CGLR 0-2

2%

5% 7%

10%




37


0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

Fréquence (Hz)

Sa(

g)

CGLR 0-2

2%

5% 7%

10%




38

Signal CGCP 0-2 dans la structure isolée L’accélération maximale est 0.089g Cette valeur est à rapprocher de la valeur spectrale du signal de sol (CGLR 0-2) à 1.2Hz –fréquence du bâtiment sur appuis : 0,1g pour 5% et 0,15g pour 2% et 0,085g pour 7% -amortissement du bâtiment isolé

Le contenu fréquentiel de la réponse est « quasi-monomodal »

III-3.3-10 Accélérogramme CGCP 0-2 dans le CDST sur appuis


0 10 20 30 40 50 60 70 80 90-0.08

-0.06

-0.04

-0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.08

Temps (s)

Acc

él (

g)

CGCP 0-1

0 5 10 15 20 250

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

Fréquence (Hz)

Sa

(g)

CGCP 0-2

2%

5% 7%

10%




39


0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

X: 1.141Y: 1.109

Fréquence (Hz)

Sa

(g)

CGCP 0-2

2%

5% 7%

10%




40

Signaux verticaux

Dans le bâtiment

Au sol

Dans le sens vertical, le signal d’entrée a un contenu à fréquences élevées, ce qui est assez normal pour cette composante. On voit un premier pic autour de 8Hz (dû à un effet local ?) et entre 15 et 20Hz.

Dans la structure, on peut déceler un pic vers 12Hz, ce qui peut correspondre à une fréquence globale de pompage de la structure.

La valeur de l’accélération verticale maximale dans le bâtiment peut être appréciée en regardant le spectre du sol à cette fréquence. La valeur mesurée de 0.098g inférieure aux valeurs sur la figure (0.15g pour 10% d’amortissement) indique un amortissement élevé du mode de pompage.

Les mesures accélérométriques semblent cohérentes avec le comportement vertical. Ceci pourrait être confirmé à partir des modèles de comportement de la structure.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90-0.08

-0.06

-0.04

-0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.08

Temps (s)

Acc

élér

atio

n (g

)

CGLR 0-0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90-0.1

-0.08

-0.06

-0.04

-0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

Temps (s)

Acc

élér

atio

n (g

)

CGCP 0-0

0 5 10 15 20 250

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

Fréquence (Hz)

Sa(

g)

CGLR 0-0

2%

5% 7%

10%

0 5 10 15 20 250

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

Fréquence (Hz)

Sa(

g)

CGCP 0-0

2%

5% 7%

10%




41

Conclusions

Le séisme du 29 Novembre 2007 a provoqué des accélérations qui ont été enregistrées par les capteurs du Centre de Découverte des Sciences de la Terre, qui a pour particularité d’être construit sur appuis parasismiques.

L’examen des signaux sur la structure isolée montre un comportement tout à fait conforme à ce qui est attendu dans ce cas:

• spectres de planchers plats, à l’exception du voisinage de la fréquence propre de la structure sur appuis, que l’on peut estimer à 1,2Hz

• accélérations maximales de la structure isolée qui peuvent se déterminer par simple lecture du spectre de sol à la fréquence isolée et à l’amortissement des appuis. Dans une des directions (0-1), on trouve ce résultat pour un amortissement compris entre 2% et 5%, ce qui est plausible ; dans l’autre direction, il faudrait un amortissement plus élevé (entre 5% et 7%).

Le système d’appuis a donc bien joué son rôle de « filtre »

Les résultats devraient être comparés aux valeurs prises au dimensionnement, la présente étude ayant été réalisée sans examen des plans de la structure.


Palais de Justice de Fort-de-France


42

III-4. Palais de Justice de Fort-de-France Les commentaires suite à une première visite se trouvent dans le volume II, chapitre II-9. On a remarqué l’état des ancrages des croix de Saint-André, dont les circlips ou segments d’arrêt ont cassé et dont certains axes sont tombés. Les Circlips ne doivent travailler en aucun cas comme des butées. Normalement, ils évitent le cheminement de l'axe sous vibrations, mais ne reprennent aucune contrainte. Les circlips sont placés de part et d'autre (fig. III-4.6 et -7) et avec le jeu et la mise en résonance du tirant, il y a finalement toujours un des circlips qui travaille en butée soumise à torsion. Il existe en mécanique une règle d'ajustage pour les perçages et les axes cisaillés, c'est précisément ce qui évite de faire travailler les circlips en butée. De telles précisions ne peuvent pas être exigées en construction métallique. Y a-t-il une règle de dimensionnement qui compense ce défaut au niveau du diamètre de l'axe ? Les circlips sont réalisés en acier à ressort, donc peu ductiles et qui cassent comme du verre aux chocs ou à la torsion. Cette nouvelle visite avait pour objectif d’examiner l’état des ancrages après réparation et accessoirement d’examiner la structure du Palais. On retrouve encore dans la salle des pas perdus 3 circlips en bon état et les débris des autres.

Fig. III-4.1




43

Les circlips sont couramment utilisés en mécanique, protégés contre la corrosion (huile, graisse). Ce système ne convient généralement pas pour fixer des axes de pièce maitresse d'une charpente. Il est fort probable que la profondeur de gorge était insuffisante et que les circlips étaient sous tension, ce qui ne doit jamais être le cas. La profondeur de gorge doit être suffisante pour qu'il y ait un jeu et que le circlips ne soit pas sous tension. Les axes étant très courts du fait de l'utilisation des circlips, il faudra donc envisager leur probable changement par des axes à épaulement avec rondelle et vis de blocage, la vis étant elle même montée au "frein filet" sorte de résine qui empêche un desserrage intempestif. Une autre solution pour ce type d'articulation est en général constituée par l'axe qui est décolleté pour former une butée ; de l'autre côté, on dispose une rondelle et un écrou. Mais aussi avec cette disposition constructive, il faudrait changer tous les axes. Pour l’instant, la réparation a consisté dans le remplacement des circlips avec le même modèle. On ne dispose pas de renseignements sur l’éventuel changement complet du système d’ancrage.




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Fig. III-4.2 Vue d’ensemble

Fig. III-4.3

Fig. III-4.4

Fig. III-4.5

Fig. III-4.6 Détail d’ancrage de la figure III-4.5

Fig. III-4.7 On remarque le serre-clip en place




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Par ailleurs, suivant les indications du service technique, les fissures des figures III.4.-8 et 9 se sont ouvertes davantage après le séisme du 29 novembre 2007. Ces fissures indiquent :

une conception insuffisante du ferraillage de la poutre, une exécution non-conforme ne respectant pas les enrobages.

Les fissures à 45° montrent un probable fonctionnement en voûte de décharge. Cet état est inquiétant. Il est donc urgent de faire faire une expertise et de proposer des solutions de renforcement. Il est peut-être nécessaire de procéder à un étayement de la poutre.

Fig. III-4.8 Fissures inquiétantes à 45°

Fig. III-4.9 La deuxième travée de la même poutre avec une fissuration symétrique

Le séisme de Martinique -...

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