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Mcanique des Sols Avance

Stabilit des pentes

Reiffsteck Ph. LCPC div. MSRGI sec. CSOG

Mcanique des sols avance : Stabilit des pentes

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Sommaire

1. CLASSIFICATION DES MOUVEMENTS 5

1.1. LES ECROULEMENTS 5 1.2. LES GLISSEMENTS 6 1.3. LES COULES 7 1.4. MOUVEMENTS DE FLUAGE 7

2. ANALYSE DE STABILIT 7

2.1. CALCULS A LA RUPTURE 7 2.1.1. QUATION D'QUILIBRE 8 2.1.2. CAS PARTICULIERS 10 2.1.3. EXPLOITATION PRATIQUE - RFLEXIONS SUR LA NOTION DE COEFFICIENT DE SCURIT 12 2.2. PERSPECTIVES D'AVENIR : CALCULS EN DFORMATION 12

3. OUVRAGES SPCIFIQUES 13

3.1. LES REMBLAIS SUR SOLS MOUS 13 3.2. LES TRANCHES DE DBLAI 13 3.2.1. DESCRIPTION GNRALE 13 3.2.2. ANALYSE DE STABILIT 14 3.2.3. MTHODES CONFORTATIVES 21 3.3. LES VERSANTS NATURELS 28 3.3.1. RAPPEL GOMORPHOLOGIQUE 29 3.3.2. CARACTRISTIQUES DES MOUVEMENTS 30 3.3.3. ANALYSE DE STABILIT 31

4. INVESTIGATIONS - SURVEILLANCE - ALERTE 37

4.1. RECONNAISSANCES PRLIMINAIRES 37 4.1.1. GOMORPHOLOGIE 37 4.1.2. GOLOGIE 37 4.1.3. TOPOGRAPHIE - TUDE DES MOUVEMENTS VENTUELS 38 4.1.4. HYDROGOLOGIE 38 4.1.5. CARACTRISTIQUES MCANIQUES 38 4.2. SURVEILLANCE - ALERTE 39

5. CONCLUSION 39

6. REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES 41

7. EXERCICES 43

7.1. EXERCICE 1 43 7.2. EXERCICE 2 43 7.3. EXERCICE 3 43 7.4. EXERCICE 4 44


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7.5. EXERCICE 5 44 7.6. EXERCICE 6 45 7.6.1. ETUDE DE STABILIT A COURT TERME 45 7.6.2. TUDE DE LA STABILIT A LONG TERME 45


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Par "stabilit des pentes" on entend l'tude de l'quilibre mcanique des masses de sol ou de roches

pouvant tre mises en mouvement, soit par des phnomnes naturels -rosion des versants montagneux, tremblement de terre- ou anthropiques -terrassements de dblais, mise en uvre de remblais, constructions-.

Les mouvements de terrain historiquement connus et rpertoris (PASEK) ont fait de l'ordre de 150.000 victimes. L'un des plus anciens qui nous touche de prs, est l'croulement du Mont Granier, au nord de Chambry, qui, en novembre 1248, fit, pense-t-on, entre 1.500 et 5.000 victimes (GOGUEL - PACHOUD 1972).

Plus rcemment, des coules de boue ont aussi entran des pertes humaines (Roquebillires dans les Alpes Maritimes, 17 victimes en 1926, Sanatorium du Plateau d'Assy, 43 victimes en 1970). Par ailleurs, d'un simple point de vue matriel, les glissements de terrains affectant, soit des zones urbaines, soit des ouvrages routiers ou autoroutiers, ncessitent des rparations dont le cot dpasse souvent le million de francs (2,8 millions la tranche de dblai de la Galaure sur l'autoroute A7 au sud de Vienne, en 1963, plus d'un million et demi de Francs pour la rparation de la rectification des virages d'Houdangeau sur le RN 13 en 1974).

Ils peuvent parfois mettre en cause l'conomie de certains projets, surtout ceux qui, pour des raisons diverses, n'ont pas fait l'objet d'tudes prliminaires suffisantes.

Le domaine de la stabilit des pentes est vaste. Il est difficile traiter. On va, dans ce qui suit, tenter

d'en analyser les diffrents aspects : I.- Classification des mouvements II.- Analyse de stabilit III.- Ouvrages spcifiques - remblais sur sols mous - dblais - versants naturels IV.- Mthodes d'investigations Nota - Ces lments de cours ont t labors en sappuyant sur les notes de cours de Francis

Blondeau, Gilles Cartier, Gilles Sve et Pierre Pouget ainsi que sur les documents normatifs ou de la littrature spcialise cite en bibliographie.


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1. CLASSIFICATION DES MOUVEMENTS Nous avons, en introduction, voqu des mouvements de type croulement, coule de boue, glissement de dblai ou remblai. Ce sont les diffrents aspects des mouvements de terrains que l'on peut classer en quatre classes distinctes (COLAS - PILOT 1976).

1.1. LES ECROULEMENTS Ce sont des chutes soudaines (quelques secondes) de masses rocheuses importantes. Ils peuvent tres dus des causes internes au massif

- Dislocation d'une masse rocheuse diaclase (Fig. 1) par altration interne ou accroissement de

pressions interstitielles, par exemple.

Fig. 1 : croulement rocheux par dislocation interne

Le Col du Drochoir, dans la Chane des Fiz (Haute-Savoie), a subi trois croulements de ce type jusqu'en 1750. On a, depuis, construit sur le chaos d'boulis.

- Glissements banc sur banc d'une masse rocheuse stratifie (Fig. 2).

Fig. 2 : croulement par glissement banc sur banc

Un exemple de ce type de mouvement est donn par le "Clap" du Luc en Diois (Drme) (1442). Sur l'autoroute Bayonne - Hendaye, un glissement analogue s'est produit en 1975 la tranche de dblai de Maritchou, ncessitant le terrassement de 100.000 m3 pour rtablir une pente de talus parallle au pendage du flysch crtac dans lequel il est taill.

Ils peuvent aussi provenir de phnomnes externes au massif rocheux : - croulements de masses mises en surplomb par rosion ou dislocation de couches tendres sous-

jacentes (Fig. 3)

Fissure

Calcaire

Marnes


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Fig. 3 : croulement de surplomb

- croulement par fluage ou glissement d'une couche sous-jacente (Fig. 4).

Fig. 4 : croulement par fluage d'une couche sous-jacente

L'croulement du Mont Granier, cit en introduction, est de ce type (500 millions de m3 en mouvement se sont tals sur 20 km2, certains lments ont parcouru 7 km).

1.2. LES GLISSEMENTS Ils affectent les matriaux meubles, de type sols, et sont gnralement beaucoup plus lents que les croulements (quelques heures). Ils seront dvelopps dans la suite de cet expos, aussi n'en donne-t-on que les schmas lmentaires.

Les glissements simples sont assimilables des mouvements de type rotationnel ou plan. Glissements rotationnels Ils sont caractriss par un basculement de la masse glisse (Fig. 5), le long d'une "surface de

rupture" dont la forme est parfois assimilable un cylindre directrice circulaire, c'est le cas en particulier des ruptures de remblais sur sols mous et de dblais en sols homognes.

Fig. 5 : Glissements rotationnels

Glissements-Plans

Calcaires

Marnes

Grs tendres

Calcaires

Argiles


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Ils se produisent lorsqu'existe une surface topographique pouvant guider une rupture plane : couche de caractristiques mdiocres, contact manteau d'altration - substratum (Fig. 6). On en verra une application dans le cas des versants naturels.

Fig. 6 : Glissements plans

Lorsque le sol est htrogne, ou anisotrope, il peut y avoir formation de glissements "complexes", dont certaines parties correspondent des mouvements rotationnels et d'autres des mouvements plans. C'est le cas, en particulier, des remblais sur versants (Fig. 7).

Fig. 7 : Glissement complexe d'un remblai sur versant et schmas type de coules

1.3. LES COULES Elles sont dues la mise en mouvement, gnralement brutale, de masses de sol l'tat "liquide" qui, dans leur coulement, peuvent transporter un dbit solide important (rochers, troncs d'arbres, dbris de constructions, etc.) dont l'impact sur les structures peut tre dsastreux. Nous avons cit les cas de Roquebillires et du Plateau d'Assy qui relvent de ce type de mouvement.

En France, les coules se produisent essentiellement en montagne, souvent du fait dune rencontre de matriaux ayant gliss et dun courant de torrent. Notons que la fonte des neiges est favorable la formation de coules boueuses.

1.4. MOUVEMENTS DE FLUAGE Par opposition aux mouvements prcdents, localiss dans le temps et caractriss par une zone de rupture nettement dfinie, les mouvements de fluage constituent la manifestation externe des dformations du sol dans sa masse. Ce sont des mouvements lents, de faible amplitude, qui se dvloppent dans une zone dont les contours sont gnralement difficiles dfinir, tant en extension qu'en profondeur.

Les cas de fluage pur (dformation sans modification des sollicitations extrieures) sont trs rares et trs dlicats mettre en vidence (BIAREZ BOUCEK 1973). Par contre, de nombreux glissements d'ouvrages sont prcds de mouvements lents de fluage dont l'volution provoque la rupture. C'est le cas de certains remblais construits sur versants (BLONDEAU - KHIZARDJIAN 1974).

Parmi les mouvements prcdemment dcrits, nous allons dvelopper les glissements, qui relvent de la mcanique des sols et pour lesquels on dispose de thories et d'expriences suffisantes pour dimensionner la plupart des projets. La stabilit des talus rocheux fait l'objet de thories dveloppes par ailleurs (Cf. cours mcanique des sols et des roches et cours d'option mcanique des roches).

2. ANALYSE DE STABILIT

2.1. CALCULS A LA RUPTURE Classiquement, l'analyse de stabilit d'un talus se fait par des "calculs la rupture", dans un espace deux dimensions. Le talus (Fig. 8) est suppos infiniment long et la surface de rupture potentielle (S) est cylindrique. L'tude se fait pour une tranche de talus d'paisseur unit.


8

Le calcul consiste comparer les contraintes de cisaillement s'exerant le long de S, la rsistance au cisaillement max du sol dont on admet un comportement rigide-plastique.

On admet galement que la rupture se produit simultanment en tout point de Le coefficient de scurit F est dfini par

max=F

F


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Fig. 9 : Schma des forces mcaniques

L'quilibre d'une tranche lmentaire de talus (Fig. 10) se traduit par les quations suivantes

Fig. 10 : quilibre d'une tranche lmentaire

- Projection sur OX 0.cos..sin. =++ dsdsdE (1)

- Projection sur OY

dxhdsdsdT ...sin..cos. =+ (2) avec

)()( xyxzh =

cosdxds =

- moment par rapport M

02222

. =

++

+

++ ydeedEEydeedFEdxT :

Soit

( ) 0.2

. =++dxdEyedeET

Les conditions aux limites sont : e (x0) = y (x0) - e (x1) = y (x1) E (x0) = 0 E (x1) = 0 (4) T (x0) = 0 T (x1) = 0 La dfinition de F se traduit par


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Fc 'tan'.' +=

soit: FF

uc 'tan.'tan.' += (5)

F est suppos constant le long de AB (ce qui n'est, en fait, pas exact). Les quations (3) et (4) ne sont pas indpendantes, puisque E (x0) = E (x1) = 0 et e (x0) = y (x0) e(x1) = y(x1) reports dans (3) impliquent T (x0) (= T (x1) ) = 0 Nous disposons donc d'un systme de trois quations diffrentielles (1), (2), (3) rsoudre,

comportant quatre fonctions inconnues (x), T(x), e(x) et la valeur de F cherche. ( est exprim en fonction de par (5) ).

Ce systme ne peut se rsoudre sans l'adjonction d'une quation complmentaire reliant certaines des fonctions inconnues.

Les diverses mthodes existantes divergent sur l'quation complmentaire indispensable la

rsolution du systme.

2.1.2. Cas particuliers Nous prsentons -ou rappelons- ici trois cas particuliers : a - Rupture plane

C'est un cas la fois dgnr et simplifi du cas gnral. Si l'on suppose le versant infini de pente , on a par invariance des efforts dans la direction (Fig. 11)

E = Cte T = Cte De plus, h = Cte = Les quations (1) et (2) deviennent

0cos.sin. =+ (1) cos..sin.cos. h= (2)

soit 2cos..h=

cos.sin..h=

Fig. 11 : Rupture plane

Si l'coulement est parallle la pente et caractris par la hauteur d'eau h au-dessus du plan de

rupture tudi (Fig. 11), le coefficient de scurit vaut alors : ( )

cos.sin..'tan.cos.' 2

hhcF wwh +=

b - Rupture circulaire : mthode de BISHOP simplifie Cette mthode repose sur deux hypothses particulires - la surface de rupture est circulaire


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- les efforts intertranches sont horizontaux (T = 0) Dans sa forme originale, elle a t prsente sous forme discrte (quilibre de tranches d'paisseur

finie b voir Fig. 12) et l'expression du coefficient de scurit est alors

( )( )

sin.

'tan.tan1.cos

1.'tan..'.

+

+

=W

F

buWbc

F

On peut montrer que cette expression du coefficient de scurit F est quivalente

motrices forces desMoment srsistance forces desMoment F =

Avec : forces rsistances = Efforts rsistants le long du cercle de rupture S forces motrices = Poids du sol limit par S

Les moments sont pris par rapport 0. Trs couramment employe, cette mthode pose cependant certaines difficults de convergence

mathmatique (BLONDEAU 1972).

Fig. 12 : Mthode des tranches de BISHOP.

c Rupture non circulaire : mthode des perturbations Cette mthode a t mise au point au L.C.P.C. par MM. RAULIN, ROUQUES et TOUBOL (1974) et

modifie par M. VOGIEN (1975). Elle a pour but de : pouvoir calculer des surfaces de rupture non circulaires (elle s'applique naturellement aussi

la rupture circulaire) suppler aux mthodes existantes qui posaient des difficults de convergence mathmatique

(MORGENSTEIN et PRICE par exemple). L'ide directrice de cette mthode est que la contrainte normale est fonction directe du poids des

terres sus-jacentes (plus prcisment de sa projection sur la normale a(S) : 2cos..h ), ainsi que de la gomtrie du talus et de la surface de rupture considre.

En terme de contraintes effectives, cela revient adopter pour hypothse complmentaire une expression de la forme

( ) ( )( )22 '..cos..' yuhx += Dans laquelle

2cos..h = projection normale du poids u = pression interstitielle en M

y dxdy

=

et sont deux paramtres d'ajustement dtermins par le calcul. Une telle valeur de ' constitue une "perturbation" de la valeur correspondant la simple projection

du poids ( 2cos..h ). Cette mthode n'a pas prsent de difficults mathmatiques de convergence et les valeurs

obtenues pour F se raccordent celles de BISHOP dans le cas de la rupture circulaire.


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2.1.3. Exploitation pratique - Rflexions sur la notion de coefficient de scurit Hormis le cas de la rupture plane, il est exclu de faire des calculs de stabilit sans l'aide d'abaques ou d'un ordinateur.

Au stade du dimensionnement prcis et dans le cas de gomtries ou de rgimes hydrauliques complexes, il faut faire appel l'informatique. Le Laboratoire Central des Ponts et Chausses, ainsi que plusieurs autres firmes, disposent actuellement de programmes de calcul permettant de calculer en rupture circulaire et non circulaire toute configuration gomcanique et hydraulique (Talren de Terrasol, Goslope de, ).

Le calcul en rupture circulaire permet une recherche systmatique de la surface de rupture critique au moyen d'un balayage de cercles de coordonnes (x y R) imposes en donnes du programme (Fig. 13). Il faut, en gnral, calculer 150 200 cercles pour obtenir un rsultat prcis.

Fig. 13 : Exploitation de la rupture circulaire

Une prospection systmatique et complte n'est gure possible en rupture non circulaire. On dispose de version des programmes sur PC avec environnement ergonomique. L'entre des donnes la souris, permet de traiter rapidement un grand nombre de cas de figures et d'optimiser ainsi en peu de temps la surface de rupture non circulaire donnant le coefficient de scurit minimum.

Quelle que soit la mthode utilise, la valeur obtenue pour F est directement fonction des paramtres gotechniques introduits dans le calcul. Toute incertitude sur la valeur de ces paramtres se traduit par une incertitude induite sur la valeur du coefficient de scurit. Il est impratif d'apprcier la fourchette d'erreur finale sous peine de dboires graves. Ceci implique les remarques suivantes :

On ne connat jamais, a priori, la valeur exacte du coefficient de scurit d'un talus. La seule valeur contrlable a posteriori est F= 1 lorsqu'il y a eu rupture du talus.

Il faut toujours chiffrer l'incidence des divers paramtres (c, , u) sur F, ou, en d'autres termes, la sensibilit de F aux variations (c, , u) afin d'apprcier une bonne minimale raisonnable de F en fonction des paramtres cits.

On se proccupe actuellement d'introduire la statistique dans la dtermination de la scurit des ouvrages en terre ou rocheux, mais l'exprience dans ce domaine est encore trop rcente pour que l'on puisse considrer une telle voie comme oprationnelle.

L'exprience acquise a permis de dgager une valeur du coefficient F qui met, dans la plupart des

cas, l'abri des glissements ou de dformations trop importantes : F = 1,5

Cette valeur, faible, doit tre respecte. Nous verrons cependant, dans le cas des versants naturels, que ceci est parfois difficile.

2.2. PERSPECTIVES D'AVENIR : CALCULS EN DFORMATION Malgr leur imperfection, les mthodes de calcul la rupture seront vraisemblablement employes longtemps encore, car elles s'appuient sur une exprience acquise sur de nombreux cas concrets. Elles ont cependant un dfaut majeur qu'il est impossible de corriger tant que l'on considre le sol comme rigide plastique : elles ne permettent pas de dterminer les efforts internes -pousses sur des ouvrages tels que pieux ou soutnements, efforts d'ancrages- ni les dformations, en particulier en surface. Or, les mouvements peuvent avoir une incidence fcheuse sur des structures existantes -ouvrages d'art ou habitations, par exemple-.


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C'est dans cet esprit que se dveloppent actuellement des mthodes de calcul "en dformation"

bases sur l'utilisation des lois de comportement des sols et leur traitement par la mthode des lments finis. L'outil mathmatique est actuellement oprationnel (il ncessite cependant l'usage de trs gros ordinateurs) et des recherches sont en cours pour mettre au point les mthodes d'essais permettant de dterminer la loi de comportement des sols introduire dans les calculs

3. OUVRAGES SPCIFIQUES Les glissements de talus sont de nature diffrente, par leur gomtrie et leur dveloppement dans le temps, selon le type de pente affecte. On distingue habituellement

. les remblais sur sols mous,

. les tranches de dblai,

. les versants naturels (et les ouvrages s'y rapportant),

. les barrages en terre.

3.1. LES REMBLAIS SUR SOLS MOUS (pour mmoire, Cf., cours spcifique)

3.2. LES TRANCHES DE DBLAI

3.2.1. Description gnrale a - Dfinition et caractristiques gomtriques d'un dblai

On appelle talus de dblai un talus bordant une tranche ralise par excavation et dchargement du terrain en place (Fig. 14). La hauteur H de tels ouvrages (diffrence de cotes entre crte et pied) peut dpasser 50 mtres dans le cas de tranches exceptionnelles (70 mtres pour la tranche de MARITCHOU sur l'autoroute BAYONNE - HENDAYE).

Classiquement, les pentes (tg b) adoptes pour les dblais dans les sols, valent 2/3, 1/2, 1/2,5 ou 1/3 ; selon les conditions locales, certaines pentes plus raides -voire verticales- peuvent tre adoptes titre provisoire ; des pentes plus douces (1/4) sont retenues dans le cas de sols de qualit exceptionnellement mauvaise ou soumis un rgime hydraulique particulirement svre.

On verra que, pour des raisons de stabilit, le parement du talus peut parfois tre subdivis par une ou plusieurs risbermes horizontales.

Fig. 14 : Schma d'un talus de dblai

b - Nature des glissements _de dblais

Les principales caractristiques gomtriques d'un glissement de dblai sont les suivantes :

Fig. 15 : Coupe schmatique d'un glissement de dblai.

- surface de glissement assimilable un cylindre directrice circulaire (Fig. 15) passant par le pied de talus


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- profondeur d du glissement, relativement faible (infrieure H/3), et d'autant plus faible que le sol est plus frottant et moins cohrent.

Il y a des exceptions ces rgles trs schmatiques : en particulier, toute htrognit marque du

sol peut, soit induire une rupture locale (Fig. 16), soit modifier la forme de la surface de rupture (Fig. 17).

Fig. 16 : Rupture locale dans une formation plus faible

Fig. 17 : Rupture guide par une zone faible

3.2.2. Analyse de stabilit L'analyse de stabilit se fait par calcul en rupture circulaire ou non circulaire si l'htrognit du sol le justifie a priori, il existe, par ailleurs, des abaques pour le traitement des cas simples (Cf. annexe).

Dans un tel calcul, rentrent trois types de paramtres caractrisant - la gomtrie - le rgime hydraulique - la rsistance au cisaillement. L'introduction des donnes concernant la gomtrie ne pose gnralement pas de problmes. Le

rgime hydraulique est, par contre, souvent trs dlicat apprcier avec prcision car, d'une part, le rgime ' initial n'est pas toujours connu et, d'autre part, comme on le verra au paragraphe suivant, son volution dans le temps est trs difficile prvoir.

Les paramtres de rsistance au cisaillement introduire dans les calculs se dterminent essentiellement par des essais de laboratoire. Les valeurs prendre en compte doivent faire l'objet d'une rflexion approfondie et ne se dduisent pas toujours simplement des rsultats d'essais bruts.

a- Rle de l'eau dans la stabilit. Court terme - long terme Plus de 70 % des ruptures de dblais sont imputables la prsence d'eau dans les talus, il est donc utile d'examiner son incidence sur la stabilit.

Sur la Fig. 18, on a schmatis un cas simple de dblai : terrain homogne, horizontal, nappe phratique initiale parallle au terrain naturel.

Initialement, les contraintes totales s'exerant en P sur la surface de rupture sont o, o (points A des figures 18 e et f). La pression interstitielle, donne par la hauteur d'eau au-dessus de P est uo (Fig. 18 a, b, c, d). Les contraintes effectives sont donc o (o = o - uo) et o (o = o) (points A' des Fig. 18 e et f).

Le terrassement du dblai a eu pour effet de modifier les contraintes totales qui deviennent 1 = o + (avec < 0) points B des Fig. 18 e et f 1 = o + (avec > 0) Dans le mme temps, le sol se dforme avec tendance variation de volume, d'o apparition de

surpression interstitielle u s'il est peu permable.


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Pendant un certain laps de temps, dfinissant la phase de court terme, le sol est sollicit volume constant. On peut, pour schmatiser, quantifier la variation de pression interstitielle par la formule de HENKEL :

u = oct + .oct avec < 0 si le sol est surconsolid

> 0 si le sol est normalement consolid Compte tenu des valeurs algbriques respectives de oct ( 0) et ( 0), on peut

donc avoir u < 0 pour les sols surconsolids u > 0 ou u < 0 pour les sols normalement consolids. En fin de chantier, la pression interstitielle

vaut u1 = uo + u (Fig. 18 a, b, c, d) et les contraintes effectives sur S deviennent 1 = 1 - u1 points B' des Fig. 18 e et f 1 = 1 Lorsque les travaux sont termins, les contraintes totales n'voluent plus, mais le rgime hydraulique

tend vers un rgime d'quilibre (Fig. 18 a et b) de nappe rabattue par la tranche. La pression interstitielle en P devient u2 et les contraintes effectives deviennent

2 = 1 - u2 points B" des Fig. 18 c et f 2 = 2 L'examen des chemins de contraintes montre que :

dans le cas des sols surconsolids ( < 0), c'est pendant le passage de B' B", c'est--dire pendant le passage long terme, que risque de se produire la rupture, si le chemin de contraintes coupe la courbe intrinsque (c', ').

dans le cas des sols normalement consolids, la rupture peut se produire, soit court terme (2 >0, fort), soit long terme ( 1 >0, faible).

Dans les sols peu permables, le passage long terme (B' B") peut prendre des mois, voire des annes. VAUGHAN et WALBANKE (1973) ont dtermin des pressions interstitielles ngatives (donc de court terme) dans l'argile surconsolide de Londres, plus de dix ans aprs le terrassement d'un dblai.

Plus le sol est impermable, plus le temps de passage long terme est important. Cependant, la plupart des sites sont htrognes (prsence de passages permables : lits de sables, bancs grseux, fractures) ou sont forms de sols surconsolids fissurs, dans lesquels l'volution du rgime hydraulique est conditionne plus par la permabilit "en grand" que par la permabilit intrinsque des sols concerns. Ceci modifie beaucoup l'impression que l'on peut avoir a priori de la facult de passage long terme de sites aprs terrassements.

On ralise, de plus, l'examen des Fig. 18 e et f, que plus la pression interstitielle finale u2 est forte,

c'est--dire plus la nappe est haute, plus le point B" a de chances de se trouver dans la zone de rupture dlimite par la courbe intrinsque. Ceci traduit le fait bien connu que plus il y a d'eau dans un talus, plus il y a risque de glissement.


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Fig. 18 : volution de la stabilit au cours du temps

A titre d'exemple, on indique, Fig. 19, l'incidence de la hauteur YE de la nappe, suppose horizontale, sur le coefficient de scurit F d'un dblai homogne, frottant et cohrent.

Fig. 19 : Incidence de la nappe sur F


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On constate, dans le cas prsent, que le coefficient de scurit diminue de prs de 70 % lorsque le niveau de la nappe passe du pied la crte du talus. Cet ordre de grandeur est tout fait classique.

Remarque importante

On a montr, dans le cours de tronc commun, l'quivalence entre les deux systmes reprsents Fig. 20.

Fig. 20 : quivalence pressions interstitielles - forces d'coulement

Dans le calcul de stabilit, il faut donc utiliser, soit l'un, soit l'autre. Dans le premier cas, on entrera les valeurs des pressions interstitielles et le poids spcifique , dans le second, on utilisera les poids spcifiques djaugs pour les sols sous la nappe et on ajoutera les forces d'coulement. Il faut bien se garder d'ajouter ces dernires aux pressions interstitielles (sous peine d'avoir beaucoup de difficults assurer la stabilit thorique des ouvrages ! ...)

b - Rsistance au cisaillement

Les paramtres mcaniques introduire dans les calculs sont fonction de deux types de considrations :

-type de calcul effectu : stabilit court terme ou long terme (il faut, en principe, faire les deux types de calcul)

-terrassement dans un sol qui n'a jamais subi de glissement ou, l'inverse, terrassement dans un sol initialement instable. En particulier, la reprise de glissements de dblais se rattache cette deuxime catgorie.

Analyse court terme

Si la formule de HENKEL permet, en thorie, d'exprimer de faon simple l'effet du terrassement sur la pression interstitielle, il est difficile, en ralit, de l'appliquer des prvisions prcises d'volution du rgime hydraulique court terme. On ne connat donc pas, a priori, les valeurs de la pression interstitielle court terme, on ne peut donc pas prvoir les contraintes effectives pendant cette phase. Les calculs de stabilit se font alors en contraintes totales l'aide de la cohsion non draine -Cu- qui traduit la rsistance au cisaillement globale du sol sollicit volume constant, ce qui est le cas des sols fins pendant les terrassements. En sol homogne, le coefficient de scurit est alors fonction linaire du

coefficient h

CN u.

= soit )(. 00

NFNNF = avec les notations de la Fig. 21.

Il est donc proportionnel la cohsion non draine inversement proportionnel la hauteur du talus.

u= pression interstitielleAr

= pousse dArchimdeEr

= forces dcoulement

u


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Fig. 21 : Schma de calcul court terme

Fig. 22 : Abaques de FELLENIUS d'un dblai homogne

Des abaques correspondant ce cas de figure ont t calculs par la mthode sudoise (FELLENIUS) et on peut les trouver sous leur prsentation initiale (TERZAGHI, 1961) ou sous une prsentation modifie.

Dans le cas limite du talus vertical - qui se pose pour toute tranche provisoire de drainage de VRD- le coefficient de scurit, en rupture circulaire, est donn par F = 0,38 . 10 . N soit F = 3,8 . N ce qui

donne une hauteur critique (F = 1) gale

uCH .8,3= comparer celle que donne le calcul en

rupture de pousse

uCH .4= .

L'analyse court terme, malgr son caractre thoriquement simple, soulve en ralit plusieurs difficults:

la premire concerne la dure de la priode "court terme" qu'il est impossible de prvoir sans exprience de sites semblables celui tudi

l'htrognit est la rgle et l'homognit l'exception" (LONDE - Symposium d'Orlans). Les poseurs de canalisations qui ont faire des tranches provisoires savent bien que les zones de transition entre sols de nature diffrente constituent des points sensibles. Chaque interface est une zone particulire vis--vis de la rsistance mcanique et de la permabilit qui peut constituer une surface de rupture potentielle

la mesure de la cohsion non draine se fait o soit en place l'aide du scissomtre (seulement pour les sols mous - Cu < 50 kN/m2) o soit en laboratoire au moyen d'essais triaxiaux non consolids non drains (UU) pour

les sols mous ou raides o Quelle que soit la mthode employe, la valeur mesure de Cu est influence par les

paramtres de l'essai vitesse de rotation du scissomtre en place vitesse de cisaillement dimensions de l'prouvette en laboratoire

Or, vis--vis du calcul de stabilit, il faut, soit effectuer un essai reproduisant au mieux les conditions de sollicitation du sol en place (vitesse d'essai trs faible, dimensions d'prouvettes trs grandes), soit affecter les valeurs obtenues sur essais classiques (raliss en quelques minutes sur prouvettes de petites dimensions) des coefficients correcteurs fonction de l'essai et de la nature du sol.

A titre d'exemple, la Fig. 23 montre les variations de Cu mesures sur deux argiles raides fissures,

en fonction de la vitesse de cisaillement (rupture obtenue en quelques minutes ou en une semaine) et de la dimension des prouvettes cisailles ( 38 mm 300 mm) (BLIVET - BLONDEAU - UNG SEN Y - 1976).

L'incidence de la dimension est apprciable (40 % de chute de Cu) et, dans ce cas prcis, un diamtre de 150 mm semble reprsentatif de la ralit. Selon que l'on fait le cisaillement en 10 min ou en une semaine, Cu chute de 30 % pour l'argile de Dozul et 13 % pour l'argile de Provins. Il semble que cet effet est d'autant plus marqu que l'argile est plus raide.

On a, a priori, intrt travailler sur prouvettes de gros diamtre (100 150 mm) et vitesse faible (cisaillement en une journe).


19

Fig. 23 : a - Incidence de la vitesse d'essai sur la mesure de Cu b - Incidence du diamtre des prouvettes sur la

mesure de Cu

Analyse long terme Les calculs se font en contraintes effectives, l'aide des paramtres c', ' et avec introduction de la

pression interstitielle. Les paramtres c', ' sont dtermins par essai triaxial (de type consolid drain (CD) ou consolid

non drain (CU) avec mesure de la pression interstitielle) ou par essai de cisaillement direct la boite de Casagrande (de type consolid-drain). Par analogie avec le paragraphe prcdent, on peut considrer que, tous autres paramtres gaux par ailleurs, F est une fonction croissante du paramtre N = c'/H (Fig. 24). On peut l'assimiler une fonction linaire par segments, ce qui permet de reprsenter le coefficient de scurit sous forme d'abaques (BLONDEAU et al., 1975) calculs pour des valeurs de N particulires entre lesquelles on interpole linairement.

Comme on l'a indiqu prcdemment, le rle de l'eau, visible sur les abaques o la nappe intervient par sa cote YE, est trs important vis--vis de la stabilit.

Fig. 24 : Stabilit long terme

Remarquons que, dans la plupart des cas, la nappe est introduite dans les calculs de stabilit par son toit, que l'on suppose horizontal, dans la mesure o l'on ne dispose en gnral d'aucun lment permettant d'en prvoir la gomtrie finale. Ceci revient prendre en compte des pressions interstitielles lgrement plus fortes que dans la ralit (Fig. 25), ce qui va dans le sens de la scurit. Les abaques LCPC sont calculs avec cette hypothse, la diffrence des abaques KERISEL qui prennent en compte une nappe rabattue selon un schma choisir par le projeteur.


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Fig. 25 : Schmatisation de la nappe

D'un point de vue pratique, deux problmes majeurs se posent: Quel est le rgime hydraulique exact (initial et final) ? Cette question n'est cependant pas

spcifique aux dblais, on verra qu'elle est encore plus courante pour les versants naturels. Certains moyens d'investigation (pizomtres) permettent d'y rpondre, au moins partiellement.

Quelle est la reprsentativit des caractristiques c', ' mesures en laboratoire ? La rponse cette question n'est pas trs claire, mais certaines expriences tant en place qu'en laboratoire permettent de dgager les principaux lments suivants :

1. L'angle de frottement de pic, ', mesur en laboratoire, est apparemment significatif de la rsistance du sol et, de plus, est peu sensible aux conditions d'essai (vitesse, dimension des prouvettes notamment),

2. La cohsion c' mesure est toujours surestime par rapport sa valeur mobilisable en place. Il y a cela, entre autres, deux raisons :

les appareils d'essais sont souvent affects de frottements parasites, qui augmentent les efforts mesurs,

la cohsion traduit la rsistance des liens de diagnse du sol, qui sont des liens fragiles. Nous verrons, au chapitre des versants naturels, comment, par rupture progressive, ces liens se brisent in situ, sans que pour autant le sol ne subisse de grandes dformations. L'existence de fissures en particulier constitue un facteur d'absence locale de cohsion en place, alors que, par dfinition de l'essai de laboratoire, l'chantillon cisaill est a priori intact et la rsistance mesure est celle de la matrice du sol.

SKEMPTON (1970) a examin plusieurs ruptures de dblais dans l'argile de Londres. Connaissant F (F = 1 la rupture) et supposant ' ='pic il en a dduit c' mobilis au moment de la rupture (c'=c (F, ', u) ).

La Fig. 26 donne les rsultats obtenus pour sept glissements dont le plus diffr s'est produit 80 ans aprs le terrassement.

Fig. 26 : Diminution de C' mobilis dans le temps

Il faut cependant noter que, dans un tel calcul, le rgime hydraulique (u) pris en compte a une incidence trs importante sur les conclusions que l'on peut en tirer. Il est craindre que celui-ci ne soit pas toujours connu avec prcision sur les cas tudis.

Quoi qu'il en soit, tout concourt laisser penser que la cohsion mobilise tend vers zro dans le temps.


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Trois cas sont alors considrer : "Premier glissement". Le dblai est terrass dans un sol vierge, qui n'a jamais gliss. On prendra ' = ' pic c' ~ 0 (5 kPa par exemple) Ces caractristiques ont t dnommes "caractristiques ramollies" par SKEMPTON (1970). " Ractivation d'un glissement." Le dblai est terrass dans un sol qui a dj subi des glissements (

l'chelle historique, voire gologique. Il faut adopter des caractristiques rsiduelles ' = 'res c ' = 0 que nous verrons au chapitre des versants naturels. "Rparation d'un glissement". Un glissement constitue le meilleur essai de cisaillement dont on puisse

disposer, puisqu'il mobilise la rsistance en vraie grandeur (c'est d'ailleurs le principe des tranches exprimentales que l'on terrasse jusqu' la rupture (Cf. BLONDEAU QUEYROI, 1976). La dmarche se fait alors en deux temps : a.- Calage des caractristiques mcaniques et hydrauliques - initiales.

On cherche, compte tenu de ce que F = 1, le jeu des paramtres c', ', u qui assurent F (c', ', u) = 1 (Fig. 27)

On admet, a priori, que les valeurs de frottement ' mesures en laboratoire, qui sont gnralement comprises dans une fourchette min < ' < max , sont reprsentatives.

.Si le rgime hydraulique est connu avec prcision, on en dduit les valeurs de c' mobilises (c'mob).

.Si le rgime hydraulique n'est pas connu a priori -cas beaucoup plus frquent- il faut en essayer plusieurs (u1, u2 ...) afin de dterminer celui qui, considr comme raisonnablement le plus dfavorable, donne pour c' des valeurs relativement faibles ( < 10 kPa).

Fig. 27 : Calage des paramtres

b.- Calcul de la solution confortative .Si les mouvements ont t faibles (infrieurs une dizaine de centimtres par exemple) on fera les

calculs du systme confortatif sur la base de c=0 'min < < 'max u dtermin par le calage initial et l'on cherchera obtenir une valeur du coefficient de scurit F('moyen) 1,5, avec F('min) >1. .Si les mouvements ont t importants (rupture avec glissement sur plusieurs dizaines de

centimtres, voire plusieurs mtres), on adoptera alors pour le calcul de la solution confortative, les paramtres rsiduels.

c=0 = 'res u dtermin par le calage initial L'exprience indique que, dans ces cas, on a alors, autant que faire se peut, intrt purger toute la

masse glisse afin d'liminer la zone faible que constitue la surface de rupture. Il est vident que le schma de calcul prsent ci-dessus est simplifi et doit tre adapt chaque

cas particulier. Certains glissements demeurent d'ailleurs trs difficiles expliquer a posteriori par cette mthode.

3.2.3. Mthodes confortatives Quatre types d'action peuvent tre menes pour, partir d'un tat initial donn, amliorer la stabilit gnrale d'un dblai. Elles portent sur :


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la gomtrie : modification du profil, le rgime hydraulique : drainage, les forces mcaniques : soutnement, cloutage, la nature du sol : injection, substratum. Il faut, de plus, assurer la prennit de l'tat de surface du talus et le prserver de l'rosion en le

protgeant par une vgtation approprie. Les lments ncessaires au choix et la dfinition dun dispositif de confortement pour un glissement de terrain peuvent tre trouvs dans le Guide technique crit par SEVE et POUGET, 1998.

A - Action sur la gomtrie

Le meilleur moyen d'amliorer la stabilit d'un dblai est de le supprimer. Ceci n'est en principe possible qu'au niveau d'un avant-projet de trac neuf o l'on est encore matre de la cote du projet par rapport au terrain naturel. Certains grands projets (train grande vitesse Paris-Lyon, par exemple) ont t modifis pour diminuer, voire supprimer, certains dblais susceptibles de poser des problmes de stabilit long terme.

A dfaut de le supprimer compltement, on peut essayer d'en rduire la hauteur H, soit par dchargement en tte (allgement en tte), si l'emprise le permet, soit par chargement ou lvation du niveau de la plateforme en pied (bute en pied), si le profil en long de celle-ci l'autorise(Fig. 28).

Fig. 28 : Diminution de la hauteur d'un talus de dblai.

Si l'on ne peut modifier la hauteur du talus, on peut alors essayer d'en abaisser la pente par reprofilage (Fig. 29). Le coefficient de scurit est pratiquement linairement dcroissant en fonction de tan . Cette solution, trs efficace, a cependant le double inconvnient :

d'augmenter les emprises, ce qui n'est pas toujours possible, d'augmenter le volume des terrassements.

Fig. 29 : Incidence de la pente sur le coefficient de scurit.

Si hauteur et emprise sont imposes, il reste alors la possibilit ventuelle de crer une ou plusieurs risbermes (Fig. 30) ce qui revient, au plan mcanique, faire un transfert de masses de la tte du talus, o elles sont "motrices", au pied, o elles sont "rsistantes".

Dchargement en tte

Chargement en pied


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Fig. 30 : Effet d'une risberme

Il faut alors s'assurer que la stabilit est correcte vis--vis des trois types de rupture (1) talus amont (2) talus aval (3) stabilit gnrale. La largeur L de la risberme doit tre de l'ordre de H/3, voire H/2 pour que celle-ci soit efficace (30 % d'amlioration sur F).

Cette solution a l'avantage de conserver emprises et volume des terrassements, tout en amliorant la stabilit d'ensemble par rapport au talus pente unique.

De plus, en cas de sol htrogne de type marne sur calcaire, par exemple (Fig. 31), elle a l'avantage de prserver la plateforme d'ventuels dsordres de la partie suprieure. Elle sert alors de voie de service pour l'entretien du talus.

A l'inverse, elle a l'inconvnient de crer des talus, de hauteur plus faible, pente plus raide. Le talus aval peut tre instable, en particulier s'il y a prsence d'eau. On peut alors adjoindre dans cette partie un masque drainant dont on verra le principe plus loin (Fig. 30 b).

Fig. 31 : Rle protecteur d'une risberme

Il faut assurer un drainage parfait de la risberme afin de ne pas accumuler d'eau en tte de talus aval. Dans cet esprit, elle sera, soit pente vers l'aval, avec risque d'augmenter les quantits d'eau de ruissellement sur le talus aval, soit pente vers l'amont avec ncessit de mettre un drain d'vacuation.

On peut aussi modifier la gomtrie en introduisant un soutnement qui a pente donne de talus, pourra, dans certains cas, diminuer sensiblement la hauteur du dblai, le volume des terrassements et les emprises (Fig. 32). Il faut alors chercher optimiser la somme des cots de terrassement et de soutnement.

Fig. 32 : Effet gomtrique d'un soutnement

B - Action sur le rgime hydraulique C'est gnralement, au mme titre que l'action gomtrique, le procd le plus efficace pour

amliorer la stabilit d'un talus. On a vu la chute du coefficient de scurit du fait de la prsence d'une nappe (jusqu' 70 % pour l'exemple cit Fig. 19), le gain sera dans la mme proportion si l'on draine.

Masque drainant

Parfois appel "cavalier", le masque drainant est un volume de matriaux, en parement de talus, qui, soit pas sa permabilit propre, soit grce un dispositif particulier de drainage, n'est pas soumis aux pressions interstitielles.

Il peut tre, soit intgr au profil du talus -ce qui est le cas le plus frquent (Fig. 33)- soit hors profil -ce qui est le cas en particulier lorsqu'on conforte un glissement par rechargement en pied (Fig. 33 b).


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Fig. 33 : Coupes de masques drainants

Du point de vue de la stabilit, lorsqu'il est hors profil, le masque joue le mme rle qu'une banquette vis--vis d'un remblai, c'est--dire un rle mcanique rsistant, par augmentation des contraintes totales en pied de talus.

Lorsqu'il est dans le profil, son rle revient diminuer les pressions interstitielles u, donc augmenter les contraintes effectives ' ( ' = - u), c'est--dire la rsistance au cisaillement ' max (max = c' + '.tan ' ) (Fig. 34).

Des abaques permettent de dimensionner un masque drainant dans les cas simples (sol homogne, nappe horizontale). On prsente, titre d'exemple (Fig. 35) l'efficacit d'un masque sur le coefficient de scurit, en fonction de sa gomtrie.

L'exemple prsent est trs schmatis, car, pour des raisons vidente de ralisation, s'il ne monte

pas jusqu' la crte du talus et s'il est assez haut (> 3 - 4 m), le masque doit avoir en tte une largeur l qui permette la circulation d'engins de terrassement (l 2 - 2,5 m).

Fig. 34 : Incidence du masque sur les

pressions interstitielles Fig. 35 : Incidence du masque selon son volume

Il est a priori inutile qu'il monte au-dessus de la cote maximale du toit de la nappe si celle-ci est bien identifie.

Pour tre efficace (F/F > 30 %) le masque doit avoir, en gnral, une largeur moyenne suprieure la moiti de la hauteur du talus (Fig. 35b).

HHH .43

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+ 10 m).

Tranches drainantes longitudinales

La tranche drainante (Fig. 37) a pour but de rabattre le niveau de la nappe, donc de diminuer les pressions interstitielles. En coupe, elle est constitue de matriau drainant et d'un drain collecteur (0 100 mm par exemple) en PVC. L'adjonction d'un non tiss tapissant les parois permet d'assurer une non contamination du matriau drainant, donc la prennit de l'ouvrage.

Ses caractristiques gomtriques sont limites par celles des engins de terrassement (pelles hydrauliques) et par les conditions de stabilit court terme des parois verticales. On admet gnralement une profondeur maximale de l'ordre de 4 5 m (au-del il faut mettre en place un blindage important) et une largeur de 0,75 1 m.

Certaines machines rcentes, en cours de dveloppement, semblent pouvoir raliser des tranches jusqu' 11 m de profondeur (0,23 m de large) avec blindage et mise en place automatique du drain. Les premiers essais raliss sur A 13 (dblai de Dozul) sont prometteurs, tant du point de vue technique que financier. Ceci n'est valable que dans les sols fins ne contenant pas de blocs.

L'avantage de la tranche drainante est double elle est faite l'avancement des terrassements (voir avant) et permet ainsi d'assainir

ventuellement le chantier, elle convient aux talus de grande hauteur (H > 10 m), puisqu'on peut en raliser un nombre a

priori quelconque en parallle (Fig. 37) Son inconvnient est aussi double

elle est limite en profondeur par la tenue court terme des parois (et le blindage cote cher) si le matriau drainant n'est pas d'excellente qualit, elle se colmate et ne remplit plus son

rle. Ceci implique une surveillance et un entretien rguliers.

Fig. 37 : Tranches drainantes longitudinales

perons drainants Dans le cas de talus de faible hauteur (< 5 m), lorsque la ralisation de masque drainant ou de

tranche drainante n'est pas possible -ou ne s'impose pas- on peut envisager la solution "perons drainants" (Fig. 38) qui consiste faire des saignes perpendiculaires au talus et remplies de matriau drainant. Ils permettent notamment le drainage de zones de suintement.

Pour tre efficaces, ces perons doivent entamer trs profondment le talus (plusieurs mtres) et ne pas tre trop espacs (d H).

L'avantage d'un tel systme est de pouvoir tre ralis sans mettre en cause la stabilit du talus et de limiter en extension d'ventuels dsordres, en jouant le rle de prdcoupage latral.

Ils n'ont naturellement pas la mme efficacit qu'un masque continu de mme section.


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Fig. 38 : Schma d'perons drainants

Drains subhorizontaux Lorsque l'eau est localise dans des formations permables, sans exutoire, il peut tre utile de la

dcharger au moyen de drains subhorizontaux (Fig. 39). Ce sont des tubes crpins en PVC ( 50 mm) mis en place pas forage subhorizontal. Leur rayon d'action est trs faible (quelques centimtres) dans les milieux cohrents, aussi faut-il en rserver l'usage au cas spcifique de nappes piges dans des milieux permables.

Fig. 39 : Type de drainage subhorizontal

Leur longueur est limite couramment une cinquantaine de mtres, mais peut, dans certains cas,

atteindre 80 100 m. Ils sont gnralement mis en place par nappes, chaque nappe comportant un ou plusieurs faisceaux de drains. Leur efficacit est certaine lorsquils atteignent effectivement la zone drainer.

linverse, il nest pas toujours facile de couper les venues deau et il faut compter sur un pourcentage non ngligeable de dchet. ce titre, il est souhaitable de raliser des essais de faisabilit avant de lancer une campagne complte de drains subhorizontaux si celle-ci doit porter sur plusieurs centaines, soit plusieurs milliers de mtres fors.

Le colmatage est craindre long terme, ce qui suppose une surveillance et un entretien rguliers (dcolmatage lair comprim, leau sous pression, reforage de drains complmentaires). Puits drainants

Lorsque la nappe est trop profonde par rapport au terrain naturel, il peut tre impratif davoir recours des puits drainants. Un tel systme a t utilis, en particulier, sur lautoroute Nancy - Metz, au lieu-dit Le Chteau Sous-Clvent (PILOT, 1969) (Fig. 40) afin de dcharger une nappe pige dans les grs mdioliasiques par les boulis du toarcien sous-jacent. La combinaison puits - drains subhorizontaux a permis de dcharger la nappe de plus de 7 m. On notera sur cet exemple la longueur du collecteur intermdiaire (67 m) for partir du puits relai vers la chambre de travail du puits amont ( 4,50 m).

Fig. 40 : Coupe du systme de drainage du Chteau Sous-Clvent


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C Action mcanique Elle est de plusieurs types :

Blindage des tranches provisoires. Le calcul de tels ouvrages est trs empirique. Notons quil existe des systmes de coffrage glissants

permettant de raliser des blindages rapides et peu onreux dans le cas de tranches de faible profondeur. Soutnement en pied du talus, soit par un mur classique en bton arm, soit par un mur cellulaire de type Gabions, Peller, Armco , etc, soit par un mur en terre arme, soit par un rideau (palplanches, parois moules). La ralisation dun soutnement, quel quil soit, hormis les rideaux, ncessite un surcrot de terrassement, larrire du mur, pouvant poser des problmes demprise et de stabilit court terme. Tirants actifs (prcontraints)

Le but de tels tirants est daugmenter leffort normal, donc la rsistance au cisaillement, le long dune surface de rupture potentielle, tout en diminuant le moment moteur du talus. Il ny a aucune mthode satisfaisante de calcul des tirants dans cette configuration.

Une mthode conservatrice consiste dduire du moment moteur Mm dun cercle de rupture donn le moment moteur ngatif

= ii dAM .tirants d aux tirants. On calcule donc

moteur

resistantinitial M

MF = . On en dduit

=ii dAMm

MF.

resistanttirantsavec -

Fig. 41 : Principe de calcul

Fig. 42 : Schma de confortation par tirants

Gnralement, les tirants sont mis par nappes de forages parallles. Lespacement entre tirants dune mme nappe est fonction de leffort total dsir et de la tension admissible par tirant. Le problme est donc double :

trouver la raction dancrage, car on a en gnral affaire des sols meubles peu propres la prcontrainte,

rpartir leffort sur le parement du talus, ce qui se fait, soit au moyen dun soutnement en bton arm, soit laide dun maillage de longrines (Fig. 42)

On vrifiera dans le cas des ancrages actifs, que le sol natteint pas ltat de bute, auquel cas il y aurait plastification du sol derrire les plaques de raction entranant une diminution de la tension dans les ancrages. Il est judicieux de prvoir un dispositif de suivi des dformations du terrain. Cette technique nest pas recommande en premire solution, et sera limite des sites de faible extension et qui nont pas encore gliss.

Cloutage au moyen de barrettes, puits, pieux, micropieux, IPN, etc.

Cette solution est plus rarement employe. Son but est darmer le sol au moyen de clous rsistant au cisaillement (Ti) ; le rayon dinfluence de chaque clou tant trs difficile prvoir, leur densit est pratiquement impossible calculer. Cependant, pour des petits talus, ceci peut parfois convenir. Pour la mthode de dimensionnement se rfrer aux recommandations CLOUTERRE 1991. La SNCF a, en particulier, utilis des stocks de vieux rails pour stabiliser certains ouvrages par cette technique. (Fig. 43). Une technique plus rcente consiste injecter sous faible pression (3 4 bars) un maillage serr (1,5 m x 1,5 m) de forages de faible diamtre ( 100 ou 150) arms dun rond bton ( 20 mm).


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Fig. 43 : Cloutage

Les pieux et barrettes, compte tenu de leur inertie importantetravaillent en flexion/cisaillement alors que les clous et micropieux travaillent en traction/flexion. Gnralement in dispose deux ou trois ranges de pieux dans le tiers central de la pente instable. Pour la mthode de dimensionnement se rfrer DELMAS et al. 1986.

D Action sur les caractristiques du sol

Il reste la possibilit damliorer les caractristiques mcaniques du sol soit en lui substituant un matriau de meilleure qualit, ceci se rapproche de la technique du

masque : o substitution totale des matriaux glisss aprs purge au del de la surface de rupture, o substitution partielle (sur une profondeur infrieure 5 m) et ralisation de contreforts,

bches, perons ou masque en matriaux frottants et drainants, soit en ralisant des injections de coulis, mais tous les sols ne sy prtent pas : le recours

cette technique est exceptionnel. Dautres techniques, cuisson, conglation, lectroosmose, sont, soit trs onreuses, soit inefficaces

et, de toutes faons, rserves des cas tout--fait exceptionnels, du moins en France. Elles sont cependant dveloppes dans certains pays (ex union sovitique) ou lnergie est un prix abordable.

E Protection superficielle

La stabilit gnrale du talus tant assure, il faut se proccuper de lui conserver son tat de surface, sous peine de le voir se dgrader par rosion sous laction des agents mtoriques pluie, vent, gel. On trouvera, par ailleurs (REIFFSTECK et al., 2004), des lments prcis concernant ce problme. Nous rappelons ici les principales caractristiques des mthodes de protection superficielle

Semis classiques de graines (lgumineuses et gramines) effectus soit sur le sol brut sil est convenable, soit sur sol trait ou recouvert de terre vgtale. Concernant cette dernire, rappelons que la pente maximale admissible est 2/3, pour des paisseurs ne dpassant pas 10 15 cm, sous peine de dcollements pelliculaires. Il y a, de toute faon, risque drosion pendant la phase de germination.

Procds particuliers Pour viter le risque drosion, on projette sur le talus, en mme temps que graines et semences, un

produit destin fixer la surface pendant la germination. Ce sont des plastiques liquides, des films latex ou autres produits collants.

Certains procds consistent utiliser comme fixateur un produit formant couche poreuse, qui servira de rservoir tampon et rgularisera lalimentation en eau des graines incorpores. Ce produit peut tre de la paille hache (mlch) encolle avec du bitume, de la cellulose ou, plus rcemment, une couche de mousse de synthse fort pouvoir de rtention deau.

Lorsque lrosion est intense (berges de canaux par exemple), on est parfois amen mettre en place des produits sensiblement plus rsistants de type tapis de paille aiguillet (avec semences et engrais incorpors), grillages plastiques avec ventuellement adjonction de plots stabilisateurs en bton.

Plus le produit est sophistiqu, plus il est cher. Il faut cependant tre conscient de limportance de la protection superficielle et de la ncessit de ne pas traiter cette question au rabais sous peine de subir des checs trs coteux.

3.3. LES VERSANTS NATURELS On regroupe dans ce chapitre tous les problmes poss par la stabilit intrinsque des versants, ainsi que par la stabilit des ouvrages que lon y construit. Lurbanisation intensive de la priphrie des villes, la construction de stations de sport dhiver et dautoroutes de montagne font que, de plus en plus, on construit des btiments, des routes ou des ouvrages dart sur les versants.

Les enqutes sur les glissements de talus routiers ralises par le Rseau Technique de lquipement dans les annes 70 et ultrieures avait montr que 18 % des glissements taient


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constitus par des glissements de pentes naturelles (Fig. 44). En plus, on doit galement considrer les glissements de remblais sur sol inclin qui reprsentaient 15 % du total. La subdivision des glissements de talus de dblai, selon que le terrain naturel en crte de talus est plat ou non, fournit encore environ 22 % de dblais dans un versant. On voit quau total, 55 % des glissements de terrain se sont produits sur des versants. Cette proportion a tendance augmenter actuellement puisque lon construit de plus en plus en zones accidentes.

talus de dblais40%

pentes naturelles18%

remblais sur sols inclins15%

talus de remblais13%

talus rocheux5%

remblais sur sols mous4%

divers5%

Fig. 44 : Rpartition des ruptures de talus routier (enqute RST)

Par ailleurs, si on considre lampleur des glissements, cest sur les versants que se produisent videmment les mouvements les plus importants. Nous avons cit en introduction gnrale le glissement de Roquebillire (Alpes Maritimes), o une coule de boue avait fait 17 victimes en 1926 ; un glissement plus rcent (1971) a affect le mme versant sur 15 hectares environ, jusqu 60 mtres de profondeur (1,5 2 millions de mtres cubes), obligeant faire vacuer le village (Menneroud, 1976).

On peut citer aussi, titre dexemples frappants : - La commune du Beausset (Var) a subi des glissements chroniques depuis 40 ans, sur plus de 200

hectares, - La route d'accs au tunnel du Frjus (Savoie) se situe en partie sur un versant instable qui, aprs

avoir subi un glissement important en 1924, est soumis depuis des mouvements rguliers, - La R.N. 57 (Nancy-Metz) a subi trois glissements depuis le dbut du sicle dans la zone de Corny

(1937, 1956, 1970), 36 hectares sont affects sur 15 mtres de profondeur, - Le glissement de Pitroso, en Corse, a affect la route d'accs au village, sur une centaine de

mtres environ. Plus de deux millions de mtres cubes ont subi un dplacement d'une trentaine de mtres en quelques heures.

Si on place sur une carte les principales zones instables connues, on y note des zones lies la lithologie (Fig. 45)

- La zone des argiles du Gault et du Kimmridgien en Normandie, dont l'affleurement donne lieu aux glissements des falaises de Trouville Hennequeville et du Pays d'Auge,

- La molasse de l'Agenais et de la rgion de Toulouse, - Les marnes du Keuper en Provence, - En Lorraine, 90 % des glissements rpertoris sont au niveau des affleurements des argiles du

Rhtien (argiles de Levallois) et du Toarcien (schistes cartons). Bien d'autres formations, en France, prsentent des signes d'instabilit. Le problme est tel, que la

Protection Civile a demand que soit mise au point une procdure de cartographie des zones instables (PPR) en vue d'une rglementation de l'urbanisation des sites suspects. Les Laboratoires des Ponts et Chausses, le B.R.G.M. et diverses autres institutions participent cette opration et l'on trouvera, par ailleurs, des exemples d'essais de cartographie ralise dans cet esprit (guides de prparation des PPR dition la Documentation Franaise).

Un bref rappel de gomorphologie permettra de situer le problme de la stabilit des versants naturels dans son contexte gologique, qui est fondamental. la suite de quoi, nous analyserons les points dsormais classiques caractristiques des mouvements, analyse de stabilit, mthodes de construction.

3.3.1. Rappel gomorphologique Les versants que l'on observe actuellement se sont forms au quaternaire. Le climat a comport une

alternance d'poques froides (priglaciaires) et d'poques chaudes (parfois plus chaudes qu'aujourd'hui) (Fig. 46).


30

Chaque cycle froid a correspondu au faonnement des versants par la glifluxion avec mise en mouvement, mme sur des pentes douces, de matriaux sursaturs en eau au dgel. Simultanment le creusement des valles et l'rosion fluviatile intense ont provoqu des glissements en masse. Ces cycles ont entran une diminution de la pente vers une valeur en quilibre avec la nature lithologique des matriaux et l'exposition de la pente. Ces priodes froides ont vu se dposer galement des limons oliens.

Extension maximale des glaciers.

Steppe froide loess. Prdominance de l'accumulation olienne qui entrave la solifluxion.

Dsert de glivation (Frosts-chuttundra de J. Bdel), ) cryoturbation intense, actions oliennes

Steppe froide arbore. Glivation attnue, caractre surtout local. Prdominance des boulis de glivation ordonns ou non.

Rgions dpts de loess. Ces loess datent en grande partie d'aprs le maximum wrmien. Avant leur mise en place, la rgion qu'ils couvrent tait un dsert de glivation. Steppe arbore loess. Froid intense, mais climat continental permettant une vgtation buissonnante. A aussi probablement fonctionn en grande partie aprs le maximum glaciaire.

Domaine forestier. Pas de vritables actions priglaciaires, seulement influence plus grande que de nos jours du gel dans le systme morpho-gntique.

Fig. 45 : Carte des principales zones prsentant des signes d'instabilit naturelle

Fig. 46 : Synthse climatique et stratigraphique du quaternaire

La phase chaude suivante a entran le dpt d'une terrasse et l'altration en profondeur du substratum par la vgtation.

Le cycle froid suivant causera une destruction du couvert vgtal et l'ablation des formations d'altration ainsi qu'un dblaiement des manteaux de solifluxion et des dpts du cycle prcdent par suite de la reprise d'rosion.

Il est donc vraisemblable que les dpts et les manteaux de solifluxion et les masses glisses que l'on rencontre actuellement sont d'ge relativement rcent et correspondent aux derniers cycles climatiques (RISS et WRM). Les pentes naturelles instables sont des pentes raides pour les caractristiques mcaniques du matriau et n'ont pas atteint leur pente limite d'quilibre lors de la dernire phase froide. Elles sont gnralement situes dans une zone o une rosion fluviatile relativement rcente s'est produite (rive concave d'un mandre) et voluent lentement sous le climat actuel, ou le long d'un cours d'eau n'ayant pas atteint son profil d'quilibre (rosion actuelle).

Un versant est donc constitu d'une srie de replats et de pentes correspondant diffrentes phases d'rosion. Il est recouvert d'une plus ou moins grande paisseur de matriaux glisss soliflus ou dposs par gravit masquant la topographie du substratum.

Il est important, au niveau des tudes, de reconnatre avec le maximum de prcision la topographie du substratum car celui-ci constitue une zone privilgie pour le dveloppement des surfaces de ruptures et pour les coulements hydrauliques.

3.3.2. Caractristiques des mouvements A - Gomtrie


31

Les glissements affectant les versants naturels se caractrisent par une importante extension en plan recouvrant gnralement plusieurs hectares. On a cit certains cas particulirement frappants.

La profondeur des zones en mouvement varie selon les sites. Elle atteint gnralement la dizaine de mtres. Dans certains cas, elle peut dpasser 50 m (Roquebillire). La base du mouvement se situe souvent au contact sol en place - manteau d'altration. La gomtrie du substratum joue alors un rle fondamental, en particulier les thalwegs fossiles qui peuvent canaliser les mouvements (BLONDEAU -KHIZARDJAN - 1976).

Vus en coupe, les glissements se rattachent au type plan. Cependant, l'htrognit des configurations gomtriques et gotechniques, ainsi que l'extension, dj mentionne, des zones en mouvement, font que l'on est gnralement en prsence de mouvements embots (Fig. 47) dont l'enveloppe infrieure est assimilable un plan. L'existence d'une couche particulirement plastique au pendage voisin de celui du versant peut conditionner la forme et la position d'une surface de rupture ventuelle.

Fig. 47 : Configuration schmatique d'un glissement de versant

Les glissements affectant les ouvrages que l'on y construit sont schmatiss Fig. 48 et se caractrisent par les lments suivants :

- Dblai : Rupture initiale analogue celle d'un dblai en site horizontal, mais possibilit d'extension vers l'amont du fait de la pente du versant. C'est ce que l'on nommera un glissement dgressif (Fig. 48).

- Remblai (Fig. 48 b) : Deux types de ruptures sont possibles, . une rupture du talus aval, que l'on peut assimiler une rupture circulaire, . un dcrochement de l'ensemble du remblai sur une surface assimilable un plan (Fig. 48 b). On retiendra que, dans le cas des versants, plus la pente est raide, plus les mouvements de sols

ncessaires pour rtablir l'quilibre statique sont importants, donc plus l'extension des glissements est grand.

Fig. 48 : a Dblai - b - Remblai/versant

B - chronologie

Les glissements sont, soit induits par une intervention humaine, gnralement un terrassement en dblai ou en remblai, soit dus une ractivation d'anciens glissements du fait de l'rosion en pied de versant ou bien de prcipitations importantes. On connat, en effet, certains sites (Corny en Meurthe-et-Moselle, le Beausset dans le Var) qui ont t affects plusieurs fois au cours des 60 dernires annes par des glissements rpertoris.

Les mouvements observables en surface sont la manifestation extrieure de tout ou partie du processus suivant :

- Fluage d'une zone d'extension limite sous l'action des contraintes de cisaillement - Rupture localise aux points que les dformations de fluage amnent l'tat plastique.

3.3.3. Analyse de stabilit A - Paramtres rhologiques

Deux notions sont particulirement attaches la stabilit des versants naturels : le fluage, la rsistance rsiduelle. Le fluage


32

On dnomme fluage le mouvement du sol soumis une sollicitation constante. En ralit, dans la nature, si les contraintes totales peuvent tre constantes -cas d'un versant naturelles contraintes effectives sont variables du fait des variations de pressions interstitielles induites par les fluctuations de nappes. Malgr cette imprcision, les mouvements lents observs sur certains versants, en l'absence de toute action anthropique sont imputs au phnomne de fluage.

En ralit, il est extrmement difficile de distinguer les cas de fluage pur (dformation de l'ensemble d'une masse de sol) des mouvements de glissement (le long d'une surface de rupture franche).

Les rcentes observations faites sur sites exprimentaux (BLONDEAU - PERROT - 1976) tendent indiquer qu'en phase draine le phnomne de fluage est trs limit et que le sol est trs rapidement l'tat de rupture. En phase non draine, par contre, le fluage peut tre important avant la rupture. C'est le cas des remblais sur versants qui, pendant le terrassement, peuvent subir des dformations sensibles avant la rupture gnralise. Ceci est important car le suivi de ces mouvements permet ventuellement de prvenir une catastrophe.

En effet, les courbes de fluage d'un sol fin se prsentent schmatiquement sous l'une des deux formes prsentes Fig. 49.

Fig. 49 : Courbes de fluage

Fluage amorti (Fig. 49 a) dans lequel la dformation sous charge constante atteint une asymptote.

Fluage non amorti (Fig. 49 b) dans lequel, aprs une phase pseudolinaire (BC), la dformation s'accrot brusquement pour atteindre la rupture (CD). L'amorce du coude en C est signe de la rupture imminente.

L'utilisation de caractristiques de fluage dans l'tude des versants naturels en est encore au stade exprimental.

La rsistance rsiduelle Cette notion, mise en vidence par SKEMPTON en 1964, intervient par contre directement dans

l'analyse de stabilit. L'tat rsiduel est l'tat d'un sol surconsolid qui a subi une rupture avec dplacement important le

long de la surface de glissement. La courbe de cisaillement de sols surconsolids (surconsolidation mcanique ou diagntique) prsente en effet un pic prononc (Fig. 50) au-del duquel la rsistance que peut offrir le sol chute de faon importante pour atteindre une valeur asymptotique. La relation entre ' et ' est de mme nature que la relation de Coulomb relative au pic de cisaillement

' res = cres + '.tan res Gnralement, la cohsion rsiduelle est nulle. La mesure des paramtres correspondants (cres et res) se fait, soit la boite de cisaillement, soit

l'appareil triaxial (plus rarement) (BLONDEAU - JOSSEAUME - 1976). A titre d'exemple, nous donnons dans le tableau suivant des valeurs types relatives des sols

notoirement fragiles.

Fig. 50 : Schma de la rsistance au cisaillement rsiduel


33

Tableau 1 - Principaux rsultats d'essais de cisaillement rsiduel L.P.C. Paramtres mcaniques Nature du sol

Provenance ' (degrs) c (kPa) ' res (degrs) Argile du Toarcien (At) Ville-au-Val 17-24 10 10-16

Argile du Toarcien (At) Corny 20-26 10 9-13

Argile de Levallois (At) Bioncourt 22 20 7

Argile du sparnacien (At) Boulogne 13 7 5

La fragilit peut tre dfinie par le paramtre

'tan'tan'tan

res

BI

=

Les rsultats obtenus sur une vingtaine de sols diffrents indiquent que plus la fraction argileuse (< 2 m ) est forte, plus la rsistance rsiduelle est faible (Fig. 51) et plus la fragilit est forte (Fig. 52). On constate en particulier que certains sols contenant 60 70 % de fraction argileuse, voient leur rsistance au cisaillement chuter de 60 70 % aprs rupture. Nous verrons plus loin l'incidence de ce phnomne sur le dveloppement des ruptures progressives.

SKEMPTON a montr, en 1970, qu'avant d'arriver au stade rsiduel, un sol surconsolid passe par l' "tat ramolli" caractris par :

c' = 0 = pic que nous avons dj voqu dans le chapitre "Dblais". Ce stade correspond l'ouverture des fissures induites par le dbut de cisaillement. Il n'y a pas

encore de mouvement relatif le long de ces fissures. Seules les liaisons de diagnse, qui constituent une grande partie de la cohsion du sol, sont brises. Celui-ci conserve intacte sa capacit de frottement. La cohsion est rduite zro. Cette phase prcde la rupture lorsqu'il s'agit d'un "premier glissement".

Au-del, les mouvements relatifs amnent le sol l'tat rsiduel.

Fig. 51 : Incidence de la fraction argileuse sur le

frottement rsiduel

Fig. 52 : Incidence de la fraction argileuse sur la fragilit.

B - Rupture progressive Le dveloppement exact des ruptures n'a encore jamais t mis rellement en vidence. Les modles mathmatiques actuellement disponibles permettent thoriquement de traiter le cas des versants naturels, mais on ne dispose pas encore des appareils d'essais permettant de dterminer les conditions aux limites et les paramtres rhologiques injecter dans les modles.

Aussi, nous contenterons nous d'exposer le schma de rupture progressive propos par BJERRUM en 1967 qui, par sa simplicit, permet de comprendre le phnomne.

Considrons le cas schmatique d'un versant infini de pente A, au pied duquel, soit l'rosion, soit l'excution d'un dblai, se traduit par un dfaut de bute (Fig. 53).


34

Supposons A suffisamment loin pour que la force interne E prexistante demeure inchange par ce qui se produit en O.

L'quilibre du massif OOAA' veut que la force de bute E que l'on a supprime en OO' soit reprise le

long de OA sous forme d'un accroissement de contrainte moyenne OAE

m = dont la rpartition n'est

pas uniforme et que l'on peut caractriser en O par OAEko .= k reprsentant un "facteur de

concentration" de la contrainte tangentielle en O qui devient OAEkz .cos.sin.. += (Fig. 53 b).

Fig. 53 : Schma de rupture progressive (BJERRUM, 1967)

Deux cas sont possibles : < max ( = c' + '.tan ) Il n'y a pas de rupture. max Il y a amorce de rupture en O, et la dformation relative amne une chute de rsistance

au cisaillement jusqu' la valeur res. La dformation relative le long de la surface de rupture diminue de O vers A (Fig. 53 c) et la rsistance au cisaillement vaut max en P1 pour une dformation relative correspondant au pic de rupture du sol (Fig. 53 b) ce qui permet de dterminer la courbe des contraintes tangentielles le long de OA aprs cette premire phase de rupture.

Faute de connatre la loi rhologique du sol, on ne connat pas la valeur de la contrainte latrale EP agissant sur P1 et P'1 ce stade de rupture, mais on en connat une valeur maximale.

( ) cos.sin..1max1

zOE resPP = obtenue en supposant que la rsistance mobilise sur OP1 vaut sa valeur minimale res. On se retrouve alors dans la situation prcdente en considrant l'quilibre du bloc P1BBP'1 et en

remplaant par (1P

EE ) dans l'quation de , c'est--dire :

BPEE

z PP .cos.sin..

1

1

1

+=

avec max11 PP

EE < Ceci nous amne la conclusion simple : . Si res est faible ou fort, max1PE est faible donc 1PEE fort et voisin et voisin de E. La contrainte sera

voisine de o et la rupture progressive se dveloppera vers l'amont, provoquant, la limite, une rupture gnralise.


35

. A l'inverse, si res est fort ou faible, le terme PE aura tendance crotre vers l'amont et la rupture progressive s'arrtera lorsque l'on aura :

max.cos.sin.. 1


36

Une fois cette opration ralise, on dtermine les fourchettes du coefficient de scurit obtenu sur les ouvrages projets, compte tenu des fourchettes de caractristiques admissibles. Il est videmment souhaitable que la valeur minimale de F ainsi calcule soit suprieure 1 et que sa valeur moyenne soit voisine de 1,5. Cette dernire valeur est malheureusement trs difficile obtenir sur des ouvrages de grande ampleur et l'on est souvent oblig de se contenter de valeurs de l'ordre de 1,3.

Si l'analyse prcdente semble trop imprcise et si l'ouvrage le ncessite, il peut tre envisag de raliser un ouvrage d'essai afin de le tester en vraie grandeur sur une zone d'tendue limite.

D- Mthodes de constructions - Confortations La stabilisation d'un versant est toujours une question dlicate et coteuse eu gard aux superficies et aux volumes de sols concerns.

Si le versant est initialement instable, le seul dispositif confortatif a priori envisageable est de type hydraulique. On a dj cit l'exemple du drainage de l'autoroute Nancy-Metz au Chteau Sous-Clvent. Tous les versants ne sont pas susceptibles d'un systme aussi complexe, mais les ouvrages sont toujours consquents. La difficult majeure rside dans la dtermination prcise du rgime hydraulique afin de reprer les zones propres au drainage. On est, en gnral, en prsence de deux coulements distincts :

Un coulement dans le manteau d'altration, aliment par infiltration pluviomtrique, ragissant rapidement aux prcipitations,

Un coulement dans le substratum, parfois en charge sous la couverture, ragissant plus lentement aux pluies.

Le drainage doit donc comporter : Un dispositif de surface (tranches drainantes), . Un dispositif en profondeur (puits, drains). Vis--vis des ouvrages que l'on peut tre amen raliser, il faut avoir l'esprit un certain

nombre de rgles simples. Au niveau du projet et de son excution : Eviter, dans toute la mesure du possible, les zones instables, car toute solution -pour les

stabiliser cote cher quand elle est efficace, Coller le plus possible au terrain afin d'en modifier au minimum la gomtrie initiale, Toute amorce de dsordre localis peut donner lieu un mouvement s'tendant trs

rapidement sur une grande surface. Il faut donc viter toute situation, mme provisoire, susceptible de donner lieu une amorce de rupture. Ceci implique, d'une part d'effectuer les terrassements par plots, en particulier pour l'excution de tranches ou de masques drainants, d'autre part, de juguler immdiatement les glissements ventuels ,

Les ouvrages doivent tre surveills pendant leur excution ! Observation des dformations,

des pressions interstitielles. Ceci est en particulier valable pour les remblais qui se dforment suffisamment avant rupture pour que l'on puisse, partir d'observation des dplacements de surface, adapter la cadence des terrassements afin d'viter les glissements,

Si le versant ou les terrassements prsentent un danger vis--vis d'ouvrages adjacents (route, voie ferre, maisons, etc.) il faut mettre en place un dispositif de surveillance et d'alerte permettant d'viter d'ventuelles catastrophes. On en prcisera la nature au chapitre suivant,

Il est extrmement difficile de stabiliser un versant au moyen de soutnements classiques. On peut montrer en effet (BLONDEAU - VIROLLET - 1976) que, si le versant est susceptible d'instabilit (par rupture progressive par exemple), l'tat de contraintes derrire un soutnement correspond alors un tat de bute B (Fig. 55 a), ce qui entrane deux consquences :

- les efforts dvelopps sont trs importants, ce qui impose des ouvrages considrables, - si l'ouvrage est stable, le versant continue glisser et se dverse par-dessus.


37

Fig. 55 : inefficacit d'un soutnement en site instable.

Si l'on veut stabiliser par soutnement, il faut alors envisager plusieurs niveaux d'ouvrages, afin de dcouper le versant en zones dont la longueur soit suffisamment faible pour viter le dveloppement de coins de bute (Fig. 55 b).

4. INVESTIGATIONS - SURVEILLANCE - ALERTE

4.1. RECONNAISSANCES PRLIMINAIRES Dans le cas des dblais et plus spcialement des versants naturels, le comportement d'un ouvrage dpend non seulement des paramtres gomcaniques et hydrauliques au droit du talus, mais de la configuration de l'environnement gomorphologique sur une vaste zone avoisinant le talus. De mme, les actions confortatives peuvent s'tendre trs loin en amont du dblai ou du remblai projet (Cf. Le Chteau Sous-Clvent o les drains ont t fors plus de 100 mtres l'amont du remblai).

Il importe donc de reconnatre les sites sur de vastes tendues, d'autant plus vastes que la pente du terrain initial est forte. Ces reconnaissances portent sur :

4.1.1. Gomorphologie On a vu que la gense des versants tait trs complexe car elle faisait appel des notions trs varies, telles que la climatologie, sdimentologie, tectonique, gologie, gotechnique, topographie, etc..

La gomorphologie a pour but de distinguer les versants ayant la mme origine et la mme histoire. En cela, elle sera trs utile au gotechnicien pour implanter ses sondages.

La gomorphologie utilise beaucoup les techniques de photographies ariennes pour dtecter les glissements anciens et les diverses formes typiques de conditions climatiques, lithologiques, tectoniques et de stabilit donnes.

4.1.2. Gologie Toute tude de stabilit de talus doit dbuter par une reconnaissance gologique approfondie mettant en vidence en particulier :

- la stratigraphie - la topographie du substratum (thalwegs fossiles ventuels) - la nature du manteau d'altration - l'existence de failles ou d'accidents tectoniques qui sont toujours sources de singularits

mcaniques et hydrauliques. De plus, la reconnaissance doit porter sur une trs vaste tendue. On sait en effet que la zone

d'influence d'un terrassement peut atteindre 10 fois la hauteur de l'ouvrage (100 mtres l'amont ou l'aval pour un dblai ou un remblai de 10 mtres de haut).

Le cot des sondages carotts et l'htrognit des sites poussent en faveur de mthodes indirectes d'investigation : gophysique, forages destructifs avec diagraphie.

Il faut cependant prlever des chantillons intacts en vue d'essais de mcanique des sols en laboratoire. On notera qu'un puits visitable fournit des renseignements trs prcieux et n'est pas toujours d'un cot excessif compte tenu des cots d'investigations par ailleurs.

L'interprtation des reconnaissances doit autant que possible tre faite au fur et mesure afin de pouvoir rorienter, le cas chant, le programme prvu initialement.


38

4.1.3. Topographie - tude des mouvements ventuels La topographie de surface est importante pour l'tude de stabilit. Cette mthode ncessite cependant un important travail au sol pour l'implantation de bornes repres et doit tre utilise par des spcialistes si l'on veut un rsultat fiable et prcis. Seule la restitution analytique est suffisamment prcise. Il existe actuellement des tlmtres optiques et distancemtres permettant de mesurer une distance D avec une prcision de 10-6 D, jusqu' 3 km et sub-millimtrique en dessous de 100 mtres. Lavantage de ces stations est la possibilit dautomatisation des relevs par le tachomtre et dans les dernires gnrations les relevs de surface en de nombreux points o sont positionns des prismes par combinaison distancemtre-tachomtre.

Lorsque l'tendue topographier est trs vaste, dans le cas des versants naturels (plus de 30 ha), ou trs accidente, on peut avoir recours la restitution photogrammtrique de photos ariennes voire satellitaires. Des passages diverses priodes (diffrentes campagnes IGN par exemple) permettent de suivre l'volution du site s'il est instable.

L'tude des mouvements en profondeur se fait au moyen de tubes de dformation ( 50 100 mm selon les modles) en PVC mis en place dans les forages. Le passage d'un inclinomtre dans le tube, diffrentes priodes donne la dforme de terrain, dans le temps. Plusieurs remarques doivent tre faites propos des inclinomtres et des tubes de dformation :

Aucun systme n'est parfait, Les appareils drivent dans le temps. Un calage de zro doit tre fait imprativement avant

chaque campagne de mesure, si possible sur le terrain, Les ttes de tubes doivent tre repres en topographie afin de donner un repre de mouvement

absolu (on n'est jamais sr, a priori, de la fixit du pied du tube), Les mesures sont longues et coteuses. Il est souhaitable d'accoler au tube un appareil lecture

rapide permettant de dceler immdiatement s'il y a eu mouvement justifiant une campagne de mesure inclinomtrique. Un niveau bulle de prcision rend ce service, faible prix.

L encore, un puits visitable quip de viroles indpendantes constitue un excellent inclinomtre gant.

4.1.4. Hydrogologie On a vu l'importance fondamentale des pressions interstitielles dans le domaine de la stabilit des pentes, plus particulirement dans le cas des versants naturels. Malheureusement, la dtermination du rgime hydraulique est souvent extrmement difficile du fait de l'tendue des zones prospecter et de l'htrognit des sols rencontrs, sans compter les accidents tectoniques qui perturbent sensiblement les nappes.

D'une faon gnrale, il est souhaitable de n'implanter les pizomtres (localisation et cote) que lorsque le contexte gologique est connu afin de pouvoir tester les formations spcifiques.

Les pizomtres ouverts doivent tre crpins sur une hauteur trs courte (10 20 cm maximum) et bien isols afin de ne pas mettre diffrentes nappes en contact. Dans les formations impermables seuls les pizomtres volume constant donnent des rsultats valables. tant donn les profondeurs de certaines mesures, il faut employer des pizomtres pneumatiques ou lectriques.

La corrlation avec les conditions mtorologiques est encore trs difficile faire. Des travaux sont en cours, qui tendent mettre en vidence le rle du "bilan hydrologique" - qui reprsente la diffrence entre les prcipitations et l'vapotranspiration - sur le rgime hydraulique, donc sur la stabilit.

Il peut tre utile, lorsqu'on a affaire un versant instable dont les mouvements sont historiquement rpertoris (au jour prs) de faire une tude statistique des conditions mtorologiques afin de dgager un "critre de rupture hydrologique", pouvant servir de critre d'alarme vis--vis de mouvements futurs.

Un puits quip de systme de pompage peut complter, si ncessaire, les informations hydrauliques.

4.1.5. Caractristiques mcaniques A la stratigraphie gologique doit se superposer une stratigraphie gotechnique relative aux

caractristiques mcaniques des sols. Comme on ne peut multiplier l'infini les essais de cisaillement, il faut prvoir un nombre important

d'essais d'identification comprenant en particulier des sdimentomtries. La fraction argileuse joue en effet un rle important vis--vis des paramtres mcaniques.

Les essais mcaniques se font essentiellement l'appareil triaxial et la boite de Casagrande. Les paramtres rsiduels, ncessaires pour les versants instables ou les rparations de glissements, sont obtenus par essai de cisaillement altern, complt par les corrlations avec la fraction argileuse mentionnes Fig. 51 et 52.


39

Ce n'est qu' ce stade que l'on pourra effectuer une analyse de stabilit valable. Cela cote cher, mais il faut tre conscient que la rparation d'un glissement de talus mal tudi cote encore plus cher.

4.2. SURVEILLANCE - ALERTE Si l'on est familier des techniques d'investigation prliminaires, on est moins habitu la notion de surveillance et d'alerte.

Certains ouvrages peuvent prsenter, au cours de leur existence, un risque important pour des quipements avoisinants, voire un risque vis--vis des personnes. Les responsabilits en la matire ne sont pas toujours ressenties leur niveau rel (Cf. Liochon, 1976). On n'est jamais absolument certain, en matire de stabilit de pentes, qu'un talus -mme tudi avec le maximum de prcautions- ne subisse pas de dsordres. On peut, par ailleurs, tre amen , dans certains cas, accepter le risque de tels dsordres condition qu'ils soient prvisibles brve chance. Dans ce cas, il est ncessaire de mettre en place un ou plusieurs dispositifs de surveillance pouvant ventuellement servir de systmes d'alerte.

Il y a encore normment de progrs faire dans ce domaine, mais on dispose cependant de moyens de mesure et de liaisons distance qui, s'ils sont bien employs, peuvent tre trs efficaces : centrales relies par GSM, internet, Wifi.

Les critres d'alerte peuvent venir du suivi rgulier des lments suivants : pluviomtrie, bilan hydrologique niveaux pizomtriques, corrls au prcdent mouvements de surface suivis par repres topographiques ou tmoins de fissures mouvements en profondeur suivis par tubes de dformation ou puits visitables. Les mouvements sont toujours coteux mesurer, que ce soit en surface ou en profondeur. Il est

donc utile de disposer d'instruments rustiques et de lecture aise, permettant de dceler rapidement s'il y a eu mouvement et, dans ce cas, s'il y a lieu de faire une campagne de mesures complte. L'utilisation de niveaux bulle, solidaires du terrain, en est un exemple. Elle a en particulier t applique avec succs au Canada et au Japon.

La difficult rside naturellement dans la dfinition d'un seuil d'alerte pour chaque type de paramtre. Il est, en principe, exclu de laisser un appareil automatique trop tributaire des variations parasites, le soin de donner seul l'alerte. Celle-ci ne peut venir que du suivi rgulier de la vitesse d'volution des paramtres, dont toute acclration brutale dnote gnralement l'annonce d'un processus irrversible pouvant conduire la rupture.

5. CONCLUSION On a pu constater que la stabilit des pentes constitue un domaine dlicat de la mcanique des sols,

dans lequel les mthodes classiques d'analyse la rupture, bien que trs imparfaites au plan thorique, ont encore un long avenir avant d'tre supplantes par les mthodes de calcul en dformation.

Les recherches actuelles visent amliorer la connaissance des paramtres introduire dans l'un et l'autre type de mthode, essentiellement par la mise en vidence des lois de comportement. Des observations sur ouvrages rels permettent de complter les tudes de laboratoire.

Vis--vis des ouvrages courants, il faut retenir certains points fondamentaux : Court terme et long terme permettent de schmatiser les stades extrmes de l'volution du

rgime de contraintes en cours de tassement. Cette mthode ne donne pas toujours entirement satisfaction et oblige tenir compte de pa

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