M'IN.lS IÈIÜ~ DE L'Ü;R 'B~NIS,ME " . H OU ItOGEMENilf,

MINIISiliÈRE ' OES iJiRAN~'PORliS

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, Novèmblie 1983

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, \ . ISSN 0222-8394 /'

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Rapport de recherche lPC N° 126

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, . Comportement' d'un remblai cOD'struit jusqu'à la· rupture's,ur"un versanf naliurel

Site expérimental ~e Sallèdes (Auy-ae~Dôme~

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Fr.ameis BILON[)EAM ,

, Ri'erre MQ.RIN

Pierre POUGET

Comportem-ent d'un remblai construit jusqu'à la rupture sur un versant naturel

Site expérimental de Sallèdes (Puy-de-Dôme)

Action de recherche pluriannuelle (AR) : 06 - Ouvrages en terre

Francis BLONDEAU Ingénieur civil des Ponts et Chaussées·

Chef de la section des fondations Laboratoire central des Ponts et Chaussées (Nantes)

Pierre MORIN Docteur-ingénieur· *

Laboratoire central des Ponts et Chaussées

Pierre POUGET Chef de la section Fondations-mécanique des sols

Laboratoire régional des Ponts et Chaussées de Clermont-Ferrand

Fiche d'action élémentaire de recherche (FAER) : 06 27 0 - Versants naturels_ Déblais et remblais sur versants_

Cette étude, effectuée au Laboratoire central des Ponts et Chaussées (Département des sols et fondations) a fait l'objet d 'une thèse de Docteur-ingénieur de l'École nationale des Ponts et Chaussées, soutenue le 1er mars 1979 devant la commission d'examen présidée par F. Schlosser, Professeur de mécanique des sols à l'École nationale des Ponts et Chaussées. .

*actuellement Directeur général adjoint, Bureau d'ingénieurs conseils Terrasol. "actuellement Professeur de mécanique des sols, Université de Saint-Jean, Terre-Neuve (Canada).

Francis BLONDEAU né le 21 décembre 1944 Ingénieur civil des Ponts et Chaussées au Laboratoire central des Ponts et Chaussées de septembre 1969 à avril 1981 actuellement directeur général adjoint au Bureau d 'ingénieurs conseils Terrasol (Paris)

Pierre MORIN né le 21 décembre 1952 Docteur-ingénieur au Laboratoire central des Ponts et Chaussées de août 1976 à janvier 1979 actuellement Professeur de mécanique des sols Université de Saint-Jean, Terre Neuve (Canada)

Pierre POUGET né le 2 avril 1944 Entré au Laboratoire régional de Clermont-Ferrand en octobre 1967

Ce document est propriété de l'Administration et ne peut être reproduit, même partiellement, sans l'autorisation du Directeur du Laboratoire central des Ponts et Chaussées

(ou de ses représentants autorisés)_

© 1983 - LCPC

ISBN 2-7208-7340-3

Sommaire

Résumé

Présentation: G. Pilot

Chapitre I ·-=- Objet deTexpériinentàtion

Chapitre Il - Choix du site. Caractéristiques principales

Il.1. Géologie - géomorphologie Il.2. Coupe géotechnique Il.3. Hydrogéologie du site liA. Caractéristiques du matériau de remblai

Chapitre III - Dispositif de suivi du comportement du site en cours

4

5

6

7

7 10 15 17

de remblaiement 18

111.1. Suivi des mouvements en surface 19 111.2. Suivi des mouvements en profondeur 20

Chapitre IV - Résultats. Comportement du remblai et du sol de fondation 22

IV.1. Cinématique du mouvement 22 IV.2. Ëvolution des pressions interstitielles et des contraintes total.es 29

Chapitre V - Analyse de stabilité 32

V.1. Analyse prévisionnelle 32 V.2. Analyse a posteriori 32

Chapitre VI - Conclusions 34

Références bibliographiques 35

Annexe 1 - Dispositif de mesure topo métrique 36

1. Considérations générales 36 II. Réalisation matérielle des bases et des repères 36 III. Principe de la planimétrie par triangulatération 37 IV. Précision de la mesure 40 V. Conclusion 41

Annexe Il - Tableau des paramètres de mouvement mesurés aux emplacements des quatre inclinomètres aval 42

Résumé en anglais, allemand, espagnol et russe 43

MINISTÈRE DE L'URBANISME ET DU LOGEMENT - MINISTÈRE DES TRANSPORTS LABORATOIRE CENTRAL DES PONTS ET CHAUSSËES

58, boulevard Lefebvre - 75732 PARIS CEDEX 15 Tél. : (1) 532-31 -79 - Télex: LCPARI 200361 F

Novembre 1983

4

résumé

Nos lecteurs étrangers trouveront ce résumé traduit en anglais, allemand, espagnol et russe en fin de rapport. Our readers will find this abstract at the end of the report. Unsere Leser finden diese Zusammenfassung am Ende des Berichtes. Nuestros lectores hallarân este resumen al ,final deI iriforme. PycclîU/l m6lîCm aHHomaquu nOMel1leH e IWHL{6 om'lema.

Pour tenter de mieux comprendre le mécanisme de rupture des remblais sur versants, l es Laboratoires des Ponts et Chaussées ont é té amenés à prog,rammer un e r echerche sur o uvrage e n vraie grandeur .

Un premier r emblai , fortement instrumenté , notamment e n vue de l a mes ure des mouvements, a été érigé en mars 1978 et s uivi jusqu ' à la rupture. Les principa ux résultats obtenus sur les déformations et s ur l' a nalyse de stabilité sont présentés ici.

On insiste sur l'incertitude entâchant l es diverses mesures effectuées , en particulier les déplacements, en vue de montrer les difficultés inhérente s à l'obtention de données pour les calculs éventuels par éléments finis.

Les surpressions interstitielles de construction sont demeurées trè s faibles et l es condi ­tions de rupture sont très é loignées des hypothèses de rupture "non drainées " prises habituellement en compte dans l'analyse de stabilité à court terme.

Un critère d' a lerte est proposé .

MOTS CLES 42 - Remblai - Versant - Rupture - Déformation - Sous-sol - Stabilité des talus - Pression interstitiellé - Interprétation - Mesure - Expérimentation -In situ - Terrassement - Mouvement - Contra inte - Non drainé (sol) - Surface de glissement - Prévision - Hauteur - Appareil de mesure - Topométrie -

PRÉSENTATION

Georges PILOT Chef de la .Division Géotechnique Mécanique des Sols 1 Laboratoire Central des Ponts et Chaussées PARIS

L'un des problèmes de stabilité des pentes se posant avec le plus d'acuité aux ingénieurs des Laboratoires des Ponts et Chaussées demeure celui des remblais construits sur des versants plus ou moins stables par eux-mêmes.

On constate que de telles ruptures se produisent aussi bien en cours de construction de l'ouvrage que lorsque les voies sont en service depuis longtemps: dans tous les cas les diagnostics sont délicats à formuler, les confortements difficiles à réaliser et les coûts de réparation élevés.

Ce sont ces diverses raisons qui ont conduit à effectuer une étude en vraie grandeur de la rupture de ces remblais après que les versants instables eux-mêmes aient fait l'.objet d'étude de comportement naturel il y a une dizaine d'années.

Les désordres observés sur ces remblais posent, en effet, des questions auxquelles la réponse ne peut pas être fournie, à l'heure actuelle, par les études de sols en laboratoire associées à des calculs sophistiqués. On citera notamment les suivantes: quel est l'ordre de grandeur des pressions interstitielles générées par la construction du remblai, comment la rupture du sol de fondation support est-elle provoquée ou réactivée, quelle est la validité . des calculs de stabilité usuellement pratiqués et avec quels paramètres de résistance au cisaillement, etc.

C'est dans ces conditions qu'a été lancé le programme d'étude en vraie grandeur mené sur le site de Sallèdes, situé près de Clermont~Ferrand, dont le présent rapport de recherche de M. BLONDEAU, M. MORIN (préparant alors sa thèse de Docteur Ingénieur au L.C.P.C.) et M. POUGET présente la première phase de cette étude consistant à construire un premier remblai jusqu'à la rupture dans les conditions de réalisation d'un chantier courant.

On trouvera dans ce rapport la description complète de cette rupture et par là même des réponses aux questions posées ci-dessus; cela n'a été possible que grâce à une instrumenta­tion très complète du site mais aussi, cela doit être mentionné, du fait d'une interprétation très poussée des mesures.

A la sui te de cette expérimentation, la seconde phase du programme de travai l se poursuit sur le site: un nouveau remblai a été construit près de l'emplacement du premier, dans les con­ditions de stabilité que connaissent habituellement de tels remblais et on observe son compor­tement dans le temps, notamment en fonction du niveau de la nappe.

5

Chapitre 1

OBJET DE L'EXPÉRIMENTATION

Plusieùrs "remblais sur versants" ont posé depuis une quinzaine d 'années, époque des pre­miers grands ouvrages autoroutiers français, et posent encore aujourd'hui des problèmes de stabilité au moment de leur mise en oeuvre. Les plus récents ont été décrits au Congrès européen de Mécanique des Sols de Brighton (PILOT et al. , 1979) . Les difficultés naissent notamment de ce que l'analyse de stabilité à court terme de ce type d'ouvrage par les méthodes classiques de calcul à la rupture donne des coefficients de sécurité surestimés de 20 à 30 % par rapport à la réalité. La forme des courbes de rupture théorique n'a,de plus, qu'un lointain rapport avec l es obser­vations.

On ne trouve que peu de cas similaires décrits dans la littérature avec suffisamment de détails. JANBU et al . (1977), INSLEY et al. (1977), présentent différents cas de charge­ment, avec rupture, sur des pentes d'argile raide surconsolidée. Les conclusions propo­sées confirment l'inadéquation du calcul en contraintes totales et l a nécessité de procé­der en contraintes effectives pour expliquer les ruptures ; cela soulève une fois encore la difficulté de la prévision des pressions interstitielles, à laquelle s'ajoute celle de localiser les éventuelles surfaces de rupture préexistantes afin de prendre en compte la résistance au cisaillement rési­duelle dans ces zones.

6

Baur tenter d'expliciter l'origine de ces déboires, les Laboratoires des Ponts et Chaussées ont programmé une expérimentation en vraie grandeur destinée à répondre aux préoccuoations suivantes :

1. Améliorer l'adéquation entre la modélisa­tion habituellement faite de ce type d'ouvrages, qui implique certaines méthodes de reconnaissance, de calcul, et l eur com­portement réel déduit des obs'ervations en place .

2 . Mettre au point, à cette occasion les méthodes de surveillance applicables'au chantier et à l'ouvrage en service.

3. Trouver des moyens de pilotage de la mise en oeuvre en vue de contrôler in situ l' évo­lution du coefficient de sécurité .

4. Tenter une approche théorique par la mé­thode des éléments finis.

Deux remblais étaient ainsi prévus sur le même site

. Un- premier remblai , dit remblai ® ' érigé à cadence "normale" jusqu'à la rupture afin de caler le site vis-à-vis des caractéris­tiques géotechniques et piézométriques. Il est aussi un test pour l'efficacité de l'ins­trumentation. Cet ouvrage a été réalisé en mars 1978 . Les observations ont fait l' objet d 'une thèse de docteur- ingénieur (P. MORIN, 1979) dont la synthèse est présentée dans cet article.

. Un deuxième remblai , remblai ® ' monté en plusieurs phases, à la lumière des enseigne­ments tirés de la construction du remblai ~ Il devait être stab l e à une hauteur équiva­lente à la hauteur cri tique de _ ® .

Chapitre Il

CHOIX DU SITE. CARACTÉRISTIQUES PRINCIPALES

Les conditions que devait remplir l e site étaient d'ordre

.géographique : il devait être à proximité d'un laboratoire régional pour des raisons évidentes de facilité de liaison et accessible aux engins de reconnaissance et de terrassement,

. topographique : 'la surface disponible devait être de l'ordre de 2 ha pour les deux rem­blais, d'une pente de 10 % environ,

.~otechnique et géomorphologique : pour des raisons financières, la hauteur critique envisagée était de 6 à 8 mètres , ce qui im­posait de se fonder sur une couche , suscep­tible de glisser, de 10 mètres d'épaisseur a u maximum, la plus homogène possible, et d'une cohésion non drainée de l'ordre de 50 kN/m2 ou bien sur un versant à la limite de stabilité,

.bYdraulique : la nappe devai t être la plus proche possible du terrain naturel au moment de l'expérience,

.économique : ce critère était déterminant, notamment en ce qui concerne le coût des 10 à 15000 m3 de matériau de remblai prévus.

Parmi le s différents sites e nvi sagés , celui de SALLEDES (Fig. 1), situé à 30 km. environ au sud-est de CLERMONT-FERRAND, fut retenu comme le plus adéquat. Ses caractéristiques ne satisfaisaient cependant pas pleinement au cahier des charges prévu. Il était, e n par~ ticulier, plus hétérogène qu'il n'était souhaitable a priori.

II.l. Géologie-géomorphologie

Vis-à-vis des paramètres à prendre en compte dans l'analyse de stabilité, l e site e~t caractérisé par des formations sédimen­taires du Chattien (oligocène supérieur) com­posées de marnes en place ou remaniée s sur

RN9 \

Fig. 1 - Situation géographique du site exnérimental de Sallèdes.

les six à dix mètres supérieurs. L'activité volcanique propre à cette région s'est mani­festée au voisinage du site, au pic de Fleurides, dôme basaltique alcalin qui, lors de sa formation, a rebroussé les marnes à son contact et provoqué la formation de colluvions. Le climat périglaciaire régnant sur cette région au quate rnaire a modelé le paysage et produit des gros blocs que la solifluxion a ennoyés dans les boues.

7

La carte de la figure 2, déduite de l 'ob­servation aérienne montre que le site est l'objet d 'instabilités actives. Le versant ouest du Crinzoux est affecté d'un glisse­ment remontant à 150 mètres en amont du CD 14 (repère <D ) et sortan.t à 40 mètres environ en aval du pied du remblai ~ (en GD ). Le CD 14 a lui-même subi des désordres recents qui ont nécessité des travaux de

_. drainage confortatif _en 6\ .. : __ . . Ce!L élé..ments sont confirmés par les déformations enregis­trées dans l es tubes inclinométriques posés sur le site (cf. § IV.l.l) et par l'obse r­vation de surfaces de ruoture dans certains sondages carottés (fig. "3 et 4). Il est toutefois difficile de dessiner avec cer­titude la coupe des masses en mouvement naturel, dans la mesure où les deux sur­faces de rupture décelées ne semblent pas

8

se corréler, pas plus que les zones de ci­saillement des sondages .

Fig. 2 - Vue en plan des signes d'instabilité --------.~ naturelle.

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- niche d'arrachement. - bourre let.

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1Fig. 3 - Implantation des r econnaissances.

® - sondages au pénétromètre.

® - sondages au scissomètre.

8 - sondages carottés.

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nichE' d 'or rachement

1 \ \ \

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CD14

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18 20 22Kw/m' §L

inc\inométrique

50m 18 20 22 KN/m'

Fig. 4a - Coupe générale du site .

préexistante décelée par inclinomE}tre _._ cote de refus de scissomètre

pénétromètre statique

TTT7TTT cote des marnes en place d'après sondages

El niveau de cisaillement - diagraphie

Mcelés dans les CD(2)Q)Q;) ·couches identifiées au scissomètre

carottes

Fig. 4b - Coupe amont-aval du site dans le zone du remblai.

C408 C908 .

~ 1111// 1

/111/111/1111

5mL 11///1 / /

5m

Fig. 4c - Coupe nord-sud au droit du pied du remblai (profil Q 8)

9

I I .2 Coupe géotechnique

L ' impl antation de l ' ensemble des reconnais ­sances indiquée f i gure 3 est légèrement désaxée par rapport à celle du remblai. En effet un petit glissement s ' est réactivé au pi~d a val d u rembla i , un m ois a·vant le chantier , imposant un décalage de l ' ouvrage p ar rapport à son implantation initiale .

Afin de systématiser l a dénomi nation des divers forages , un q uadrillage régulier a é t é superposé au plan du site et chaque forage est désigné par les deux lettres correspondant à sa case dans la gri l le com­plétées par l es distances respectives aux bords vert i cal et horizontal de l a case (ex. CoP S ' C3Q4' figure 3 ).

I I. 2.2 g~ê91t~tê_g!!_~QI~~!ê _!t~g!~­gI~E!2!!ê

Le contact marnes en place , marnes rema­niées a été décelé à des niveaux di f férents

0~1 5~lL~17~1*8~lr9~20~21~~hr·,k~~0

2

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5

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50 70

b

selon que l ' on adopte les résultats des son­dages à la tarière , relativement peu précis pour ce genre d ' observation , ceux des dia­phies , qui indiquent un contraste assez net de densité (fig. 4a) ou bien encore ceux des es.sais scissométriques et pénétrométriques , dont l e r efus ne coïncide pas forcément avec le contact cherché (fig. 4b). La figure 5 permet de comparer ces résultats en un po i nt où ils sont particul ièrement_ cohérents , mais on peut constater , figure 4b, que les écarts peuvent atteindre 3 mètres à l'aval de la pente. Par a i lleurs , le profi l en tra­vers au niveau du pied de remblai fait ap­p.araître un léger surcreusement du substra­tum au centre de la zone d ' implantation du remblai ® (fig. 4c).

Les surfaces de c i saillement décelées dans les tubes inclinométriques ne coïncident pas exactement avec l ' une ou l' autre des l i ­mites ainsi déf i nies . En part i cu l ier , l a surface de ruptu re , au droit du pied de remblai , remonte vers Sal l èdes de façon nettement plus sensible que l e substratum (fig. 4c).

90 o 1 20 40 60 RpkNlm2.

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F i g . 5 - Comparaison des résu l tats obtenus en C3Q4 , a) par diagraphi e et essai s de laboratoire , b) au scissomètre in situ , c) au pénétromètre statique.

10

Les essais mécaniques en place, scisso­mètre et pénétromètre, ont confirmé l'ori­gine "mouvementée" de la couverture. Il est difficile de concevoir une réelle stra­tigraphie d'après les cohésions mesurées; les couches délimitées par la co'upe sc i sso­métrique (fig. 4b) ne sont qu'indicatives des zones dans lesquelles l'appareil a pu fonctionner (Cu < 100 kPa pour un scisso­mètre 0 70 mm) et de celles dans les .­quelles la rotation n'était pas possible (Cu> 100 kPa). La figure 5 montre combien une telle distinction est intuitive plus que réelle dans la mesure où elle n'est pas confirmée par l'ensemble des observa­tions.

D'une façon générale, les valeurs de Cu sont supérieures à 70 kPa, c ' est-à-dire sensiblement plus fortes que la moyenne prévue pour le choix du site. Deux forages scissométriques ont été poussés jusqu'aux grandes déformations (C 3P 2 et C3N4 ). La chute de cohésion après le pic es~ de 40 % dans les zones faibles et 60 % dans les zones plus raides.

Les essais de laboratoire ont été faits sur des sondages carottés soit en rotation percussion, soit au piston stationnaire en diamètre 0 100 mm. Certains essais sur éprouvettes de gros diamètre nécessitent des sondages carottés de 175 mm de diamètre en rotation percussion .

Le poids volumique y apparaît en bonne corrélation entre les mesures par diagraphie en place et celles de laboratoire (fig. 5a). On peut retenir en moyenne y # lS kN/m3 .

La dispersion des autres paramètres clas­siques d'identification ne permet par non plus de dégager une stratification nette. On a ainsi, dans l a couverture remaniée:

30 < W < 60

30 < [% < 2~J < 70

20 < Ip < 70

40 < wL < 100

Ce sol est plus plastique que les maté­riaux de couverture habituellement rencon­trés sur l es versants français.

Une étude. minéralogique effectuée sur un échantillon prélevé à 3 mètres de profon­deur près du CD 14 a donné une prédomi­nance de montmorillonite (25 à 30 %) et d'illite (20 à 25 % de la fraction argi­leuse) ; de telles proportions sont un facteur d'altérabilité des argiles .

La texture , analysée au microscope é l ectro­nique à balayage est en micro-agrégats avec présence de microfissures (fig. ~):

Fig. 6 - Texture en micro-agrégats de l'asso­ciation quartz-carbonates représen­tative des argiles de Sallèdes.

Les essais mécaniques, en laboratoire, ont été concentrés sur les deux sondages C Ps et C3 Q4' Quelques essais complémentaires 0

Ont été réalisés sur C7QS, C7R3 et C7RS, carottés après la rupture du remblai, en vue de tester, mais sans succès réel, des échantillons prélevés dans la zone de ci­saillement.

Un effort particulier avait été porté sur les essais de type UU (non consolidés, non drainés) dans l'esprit d'une rupture à vo­lume constant sous le remblai.

La nàture des essais était très varlee, afin de mettre en évidence un éventuel effet d'échelle bu d'anisotropie sur les sols de Sallèdes (BLONDEAU, UNG, 1976). Malheureu­sement, l'hétérogénéité globale a masqué un tel effet, s 'il existe, et les valeurs mesu­rées sur éprouvettes de différents diamètres ou de différentes orientations se recouvrent (fig. 7).

Dans le même esprit, on a procédé à des essais UU à chargement contrôlé en faisant varier le déviateur (soit en extension , soit en compression) par paliers de l'ordre de 10 kPa correspondant à une montée du remblai de 0,50 à 0,60 m. La pression initiale dans la cellule était choisie proche de la con­trainte verticale totale in situ à la pro­fondeur de prélèvement de l'échantillon t esté. Il faut ra~peler que be type d'essai ne simule pas la rotation des contraintes qui se produit en place. Les résultats (fig. 7) d'essais en extension sont systématiquement plus faibles que ceux des essais en com­pression, ces derniers se situant sensi­blement au-dessus des valeurs obtenues sur essais à vitesse de chargement imposée.

11

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Du fait de l'existence constatée d'une rupture naturelle susceptible d'être réactivée, en phase non drainée, nous avons procédé à des essais "non consolidés-non drainés" sur échantillons prédécoupés selon un mode opératoire mis au point par P. MORIN (1979). Dans ce type d'essai, l a rupture est imposée le long du plan de pré découpage grâce à un dispositif de frettage à diamètre variable entourant les deux demi-éprouvettes et -découpé -lui aussi selon le même pIan (fig. 8). Les résultats (fig. 7) recouvrent la fourchette de valeurs obtenues sur essais classiques. Si l'on compare point par point les valeurs Cu pic et Cu résiduel obtenues sur échantillons voisins,la chute relative de cohésion non drainée due au prédécoupage peut atteindre 40 % mais elle est en moyenne de 15 % seulement. Ceci est beaucoup plus faible que ce qui a été constaté sur l es essais scissométriques en grande déformation mentionnés précédemment. La technologie rela­tivement délicate de cet essai et la dis­persion des résultats obtenus ne nous ont pas encouragés à le développer plus sur ce site.

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membrane , - freltage

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demi-coquille 'de frellogp

Fig. 8 - Dispositif d'essai résiduel UU sur échantillon prédécoupé.

A titre de comparaison on a reporté figure 7 deux courbes scissométriques obtenues en COPS avec deux appareils de diamètre dif­ferent (~ 60 mm et 0 70 mm). Elles confirment, s'il en était besoin, la difficulté de stra­tifier le site. On a toutefois mentionné le découpage en couches pris en compte pour les calculs de stabilité prévisionnels (Cf.§ V.U. Elles indiquent de plus que l e scissomètre donne des valeurs systématiquement plus fortes que toutes celles qui ont été obtenues en laboratoire.

Les paramètres C', 0' et 0'res du sol ont été déterminés par essais CIU (consolida­tion isotrope, cisaillement non drainé avec mesure de la press ion interstitielle) à l'appareil triaxial et à la boîte de cisail­lement alterné ou annulaire (pour ~'res).

L'hétérogénéité du sol et notamment les fortes variations de t e neur e n C03Ca se ma­nifestent par une fourchette relativement forte de variation des paramètres de cisail­lement, que l'on peut caractériser par

C' <i; 5 kpa

C' <i; 5 kPa

2S0 < 0' < 33° de 0 à 3,50 m de profondeur

35° < 0' < 40° de 3,5 à 6,00 m de profondeur

sur une trentaine d'échantillons.

Les paramètres résiduels ont été mesurés essentiellement à deux niveaux de profon­de ur et sont., e ux aussi , relativeme nt . dis­persés.

de 0 à 2 mètres, épaisseur supposée du bourrele t de pied de glissement naturel pour laque lle

17° < ~'res < 27° (fig. 9a)

~ de 4,50 à 6 mètres, niveau de la surface de rupture préexistante dont nous n'avons cependant pas pu mettre en évidence la position exact e dans les sondages carottés. Les valeurs sont, à ce niveau p lus faibles qu'en surface (fig. 9b).

t: kPa

60

12° < 0'res < 22°

50 40

30

20 10

° COPS 0·9m t-COP8 1.3-1.5m o COP8 l.S0m

0~~~~~~~~~9~0~1*'OO~1~10~a~k~P~a-

t:' kPa

60

50 ° COPS 6m

40

30

t- C7QS 4.75-5m

o C7R3 4.6-4.9m

20 10

o,~~~~~~~~~~~~~

Fig. 9 - Caractéristigues résiduelles , intergranulalres. a) e n surface b) au niveau de la surface de

ruoture préexistante.

Si l'on se réfère aux teneurs en argile (30 < [% (2v)] < 70) et aux indices de la plasticité (20 < Ip < 70) rencontrés sur le site, le s valeurs du frottement résiduel sont plutôt fortes par rapport à celles que l'on trouve habituellement en France (Blondeau, Josseaume, 1976). Il faut, selon toute vraisemblance, attribuer ceci aux fortes teneurs en carbonate rencontrées ici.

L'examen des déve loppeme nts de pressions interstitielles en cours de cisaillement fait ressortir un taux d'accroissement des L'lu à la rupture, tel que ru = liu/liaI vaut:· (tableau 1)

13

Tableau l

Profondeur Z r sous ru à la rup-u

HO (*l de llO 1 =

ture y c l'échantillon

° :< Z :< 3,50m 0,33 à 0,60 0,45 à 0,70

Z > 3,50 m 0,15 à 0,30 0,10 à 0,50

<*1c = hauteur critique du remblai = 128 kPa yHc '" 128 kpa

/lU kPa

A titre indicatif, la figure 10 met en évidence la dispersion des résultats obtenus sur les échantillons prélevés en C3Q4 dans la zone 0-3,50 m de profondeur.

100

50

0~~~~~-5~0~--~J_J--r~~--II--~+-~~~~~/I~1

~Hc kPa

Fig. 10 - Surpressions inte rstitielles mesu­rées sur divers échantillons cisaillés à l'a~ pareil triaxial en essais CIU - Sondage C3 Q4 -° :< Z :< . 3 ,50 m 50:< 63:< 200 kPa.

En termes de HENKEL, 6u s'exprime par:

P6Ur cr2 cr3 = ete cela revient à

soit

dont on donne une représentation graphique figure 11.

Les valeurs de B n'ont malheureusement pas été déterminées. Le degré de saturation du sol varie de 0,85 à 1,00 de façon aléatoire, la plupart des valeurs se situant entre 0,95 et 1,00. On peut penser que l'on a alors

0,9 ~ B ~ 1 pour 0,95 ~ Sr :< 1

ce qui, d'après la figure Il imposerait

14

()( 0·5

0·4

03

0·2

0.1 '

0

Q,

0.5

valE'urs probablE's

pour ex sous

t:.crl=~He

Fig. Il - Estimation de la plage de valeurs possibles pour le coefficient «

de Henkel.

0~(l~0,2

pour 0,33 ~ ru ~ 0,60

et. b(Jl = yHc

Les faibles valeurs de ru (0,15 ~ r ~ 0,30 obtenues en profondeur ( . z ~ 3,50 ml uprovien­draient du fait que le sol y est fissuré et que les surpressions interstitielles sont éliminées par le réseau de fissures_ Ceci est à rapprocher des faibles valeurs de sur­pressions interstitielles enregistrées au cours du remblaiement (cf_ § IV_2.1l.

Afin d'examiner l'incidence de la fissura­tion sur la perméabilité, on a procédé à la mesure de celle-ci, sur échantillons intacts ou prédécoupés, reconsolidés en oedomètre. Le prédécoupage se faisait le long de plans v e rticaux, pàrallèles au sens du drainage. La figure 12 indique que la perméabilité me­surée varie dans le rapport de 1 à 100 lorsque la contrainte verticale appliquée est de 50 kPa et de 1 à 1000 sous 5 kPa, pour un nombre de fissures imposées allant jusqu'à 3. Or , il est certain que les essais triaxiaux ont été effectués essentiellement s ur les échantillons les moins fissurés, puisque par essence r les échantillons trop fissurés sont difficilement utilisables pour les essais de ce type. On peut donc s'attendre a priori, à des valeurs de ru encore plus faibles sous chargement par le remblai.

La compressibilité du matériau, qui ne semblait pas être a priori un paramètre fon­damental de l'expérience, peut se résumer par

Cc 1 + e o

#0.05 jusqu'à 6 mètres de profondeur

Cc 1 # 0.01 en dessous + e o

k (emls)

SOkPa

o 1 2 3 n fissures imposées

Fig . 12 - Evolution de la uerméabilité, mesu­rée au perméamètre , sur échantillons reconso­lidés à l'oedomètre et artificiellement fissurés.

Bien que la "stratigraphie" des sols de couverture ne soit pas réellement marquée, on rappelle , sur le tableau II , l es princi­pales caractéristiques déterminées en place et en laboratoire en fonction des " couches" de sol représentées figure 4b , couches qui ont été retenues dans le modèle de calcul à la rupture.

II.3 Hydrogéologie du site

La moyenne annuelle des précipitations est de 680 à 850 mm d'eau selon l es années. Les mois humides sont généralement les mois d ' automne, et l'hiver est plutôt sec avec une soixantaine de jours de gel par an.

La mise en place du dispositif de piézomé­trie s ' est faite progressivement. A titre d'exemple, la figure 1 3 donne l ' évolution de trois piézomètres répartis sur la pente, à différentes profondeurs, un an avant l ' expé­r ime ntation proprement dite. La nappe suit les précipitations de façon rapide. Le temps de réponse y est infé rieur à la semaine . D ' une façon générale, les piézomètres situés dans l e substratum, accusent plus sensible­ment les contrastes de pluviosité.

Tableau II ~ Principales caractéristiques géotechniques du site.

\4?~ Yh, ' Yd \?~ Ip?~ ~ 2\1?~ CaC03U~) Résistance a u cisaillement

Niveaux N/m3 N/m3 Cohésion Cohésion pic résidue lle Scissomètre U.U. C' . Ijl ' ~' res Labo* moy

l. Al luvions 50 à 35 à 30 75 kPa 70 kPa

à l7 à ll à 70 30 30 30 ~5 kPa 28 à 17 à

2. Marnes 50 ~ 35 à r emaniées 100 kPa 90 kPa 33° 27° indurées

18 13 à à à à

3. Marnes 50 à 30 à remaniées 60 75 kPa 75 kPa plus molles

90 65 65 55 ~5 kPa 35 à 12 à

4. Marnes 35 à 50 40 0 22 0

r ésistantes ~ à 60 100 kPa 90 kPa

J{ sur essais U,U. "c la ssi que s ".

15

a - localisation des piézomètres.

J

L.

~5r-----~~-------.rr~--~--4---------___ "'0 c ~6 o r-----------------------~~--~--4_-------Ci. A D8N3

(m) 7 ~ FOS4 o FOOO

100 (mm)

80 60 40 20

O~~~~~~~~~~~~uu~~~ A

1977

b - Evolution de la piézométrie.

Fig. 13 - Evolution de la piézométrie dans la zone du remblai durant l'année précédant l'expérience.

Quelques semaines avant le terrassement, le dispositif de piézométrie avait été complété à hauteur de 54 piézomètres à contrepression pneumatique (PAC type LPC) et de 34 tensiomètres i ces derniers étaient destinés à la mesure des pressions intersti­tielles dans la tranche de sol proche de la surface du terrain naturel.

La figure 14 met en évidence sur un bloc diagramme l'allure du régime hydraulique, à un instant donné, environ un mois avant le début du terrassement. On peut y constater que

- la forme générale de l'écoulement est sen­siblement parallèle au terrain naturel.

16

- il existe un gradient vertical descendant important, correspondant à une perte de charge de l'ordre de l,50 m au profil C4, mais pouvant atteindre 4 mètres en pied de remblai, au profil C9, entre 2 m et 6 m de profondeur.

S_"

.•..•.... Nivuu pihomttriqy. obiervé Pfrl.,P.A.C.a6mdilT.N.

_ NiYMUpi'romhriqyeobl«V' pwIHP.A.C.a4mdo.l T.N.

_._ Ni ...... pitz~triq.,.obM,.... Pl<'1t11~ltt1à2m

~ ~si;~~ de1 ' Wlllil, au ... i~nu

Fig. 14 - Piézométrie sous l'emprise du remblai, un mois avant sa construc­tion.

La perméabilité, mesurée en place à l'aide d'un perrnéamètre autoforeur est telle que

10-11 mis < k < 6.10-10 mis (en C4N3)

Ceci est à comparer aux valeurs trouvées sur échantillons oedométriques, en COPs

10-11 mis < k < 10- 9 mis

Les mesures ponctuelles ainsi effectuées n'ont pas permis de mettre en évidence une zone sensiblement plus fissurée, alors que les carottes de sols étaient significatives de ce point de vue (fig. 15).

Fig. 15 - Fissure naturelle mise en évidence à l'ouverture d'une carotte. Noter les stries ca~actéristiques du ci­saillement preexlstant.

II.4 Caractéristiques du matériau de remblai

Le matériau de remblai est une grave ex­traite dans l'Allier à une vingtaine de kilo­mètres environ du site expérimental (fig. 1). La fuseau granulométrique des graves est présenté figure 16. Les caractéristiques géo­techniques sont les suivantes à la mise en oeuvre

\lin # 5 %

Yd 21,3 kN/m3

C' 40 kN/m2

Les caractéristiques de cisaillement ont été mesurées à l'appareil triaxial (essais CD) sur éprouvettes de 300 mm de diamètre, après écrètement des éléments de diamètre supérieur à 50 mm, soit sur les 80 % inférieurs.-La cohésion est très forte pour un matériau granulaire de ce type. Il faut vraisembla­blement l'attribuer à un défaut de saturation avant cisaillement.

III ~ :J

§ tOO u

90 III -0 III

80

'Ë 70 .E 60 III <li 50 lJ

<li 40 (JI 0 30 -C <li 20 u '-:J 10 8.

0 200 o.s 0.2 0.05

(mm)

Fig. 16 - Granularité du matériau de remblai. mesure faite sur échantillon

--- fuseau habituel des graves d'Allier. ,

17

Chapitre III

DISPOSITIF DE SUIVI DU COMPORTEMENT DU SITE EN COURS DE REMBLAIEMENT

Trois types de paramètres peuvent, a priori , être suivis en vue de comprendre le comportement d ' un tel ouvrage. On présente ici les principaux éléments du dispositif de mesure ; les résultats obtenus sont analysés au paragraphe IV. Les détails sont renvoyés en annexe. Ce sont donc

• Le régime hydraulique: on sait combien il

p.-~Br-____ ~C~ ____ ~D _______ ET-__ ~

est difficile de le déterminer sur une grande Q surface, à moins de mettre en oeuvre de très nombreux appareils. Le dispositif évoqué au paragraphe II . 2 s'est avéré suffisamment dense pour donner les renseignements que l'on attendait. On verra plus loin que les surpressions interstitielles dues au rem-blaiement sont toujours restées très faibles. R

• Le champ des contraintes totales : les expériences passées incitent à demeurer pru­dent vis-à-vis de la mesure d'une contrainte totale dans un sol dont la déformabilité est sans commune mesure avec celle du capteur que l'on y introduit. Obtient-on la valeur de la contrainte totale "naturelle" ou celle que crée l'inclusion du point dur que constitue l e capteur ? On a néanmoins disposé deux cellules de mesure des contraintes totales, de type Glotzl, à 3 ,50 m de profondeur en C4QS et CgQS de façon à déterminer les var i a­tlons de la composante normale de la contrainte totale, sur un plan vertical perpendiculaire à la direction principale des mouvements engendrés par le remblai (fig. 17) .

• Le champ des déplacements , en surface et en profondeur. C'est sur la mesure du paramètre "mouvement" qu'a porté l'effort principal d 'instrumentation afin de pouvoir mettre en évidence avec le maximum de fiabilité, la cinématique de la rupture. Nous avons, à cette occasion, cherché à définir le système de surveillance présentant le meilleur rapport "qualité-prix" pour le suivi d'ouvrages courants, c'est-à-dire un système relativement simple, faisant appel

18

!5.35m /"-----!..

Fig. 17 - Implantation des cellules de mesure de contrainte totale.

à un appareillage couramment disponible, éventuellement rustique, mais dont on con­naisse la précision, laquelle doit être en rapport avec l'amplitude de variation des paramètres suivis. Cet effort est reflété par les quelques développements qui suivent.

L'implantation générale du dispositif est présentée figure lS.

0 0

0 0

o p

+ jalons topographiques o Inclinomètres

E o N

+++ .,. +

-- .. + + + ~,

+ +

+ + +

+

\ +

, \

+ ,

T

o Nivelles v..rv Extensomètres

E

0 '·i.!!.a~eA il '90

du Pied de m remblai

C

Q) Rubans témoins de rupture

Fig. 18 - Implantation générale du dispositif de suivi des mouvements.

111.1 Suivi des mouvements en surface

L'essentiel du dispositif de surveillance, en surface, était constitué par la topométrie à l'aide de distancemètres électro-optiques, couplés à des théodolites. Il était complété par- la mesure d'inclinaison de plots repères, à l'aide de nivelles à bulle de précision.

111.1.1 §~~y~~ll~~g~_~QEQ~~~I~g~~

Deux stations de visée di tes station <ID et station ® étaient implantées, l'une à 170 mètres du pied de remblai et l'autre à 150 mètres, sur le versant Est du ruisseau "Le Crinzoux", dans une zone supposée stable a priori. La stabilité était contrôlée chaque joùr, en recalant les stations sur des repères fixes situés hors de la zone d'in­fluence du remblai.

Chaque station était équipée d'un distan­cemêtre électro-optique WILD DI3S couplé à un théodolite WILD T2, permettant de déter­miner simultanément la distance, le gisement (ou azimuth) et le site de tout repère visé (figure 19). La redondance des inf~rmations recueillies à partir des deux stations permet de déterminer la précision du dispo­sitif selo.n la méthode décrite en annexe 1.

En planimétrie un point était ainsi repéré à l'intérieur d'un cercle de 10 mm de dia­mètre (cercle correspondant à 95 % de proba­bilité de présence) pour une distance D de visée de l'ordre de 200 m, soit 5.10-5 D. Le seuil de déplacement décelable est de 7 mm à 200 m, soit 3.5 x 10-5 D.

L'incertitude induite sur la "déformation relative" E de la surface du sol entre deux repères sitUés à 2,50 m l'un de l'autre est caractérisée par

19

Fig.19 - a) Vue du site le 7 mars matin. Au premier plan, le distancemètre électro-optique couplé au théodo­lite en position sur la base A.

Cette dernière est très mauvaise en compa­raison de la précision des extensomètres évoqués plus loin, ou même de ce que donne­rait une mesure par fil d'invar. Il faut avoir cet ordre de grandeur à l'esprit lorsque l'on souhaite caler un modèle d'élé­ments finis.

Etant donné la pente relativement faible du site, l'altimétrie n'a pas fait l'objet de dispositions particulières. Il n'y a notamment pas eu de mesures de nivellement au niveau automatique et l'on s'est contenté des cotes données par les théodolites. L'in­certitude ainsi obtenue était de

+ 20 = + 6 mm à + 8 mm - -

sur l'ensemble des points du réseau, selon la date de mesure (87 % de probabilité).

III.l.2 ~~~~~~_9~~_~2t~ti2~~_9~~~Q~~~~

Eè~_~iy~11~~_Q~_Ef~gi~i2~

Deux sortes de nivelles ont été utilisées sur ce site.

. des nivelles fixes, laissées en place sur certains plots du remblai et sur les embases d'inclinomètres.

. une nivelle mobile, utilisée sur différents plots équipés d'embases adéquates (fig. 20).

Les modèles utilisés alors donnaient une incertitude de + 2,5. 10-4 rad p+ 20). Le mo­dèle de nivelle-mobile mis au poInt depuis au LCPC permet d'obtenir ~ 10- 4 rad. et de s'affranchir de la nécessité de laisser en place des nivelles fixes.

Ces instruments avaient pour but essentiel de déceler rapidement l'occurence de mou­vements et de servir de système d'alerte,

20

b) Vue du remblai monté à sa hauteur critique (5,80 m, 16 mars 1978) à partir de la base A.

d'exploitation immédiate, donc plus rapide que la topométrie et que l'inclinométrie dont les délais de dépouillement sont, malgré tout, relativement longs.

Fig. 20 - Lecture de la nivelle mobile. Au premier plan, la tête du tube in­clinométrique et une nivelle fixe.

III.2 Suivi des mouvements en profondeur

Trois types d'appareils ont été mis en oeuvre, destinés à mesurer les déplacements dans le sol, les déformations dans le sens principal du mouvement, et à servir de sys­tème d'alerte.

Huit tubes inclinométriques, 4 à l'aval et 4 à l'amont du remblai, sur deux profils (fig. 18) traversaient toute la couche d'al­tération et étaient ancrés dans la marne saine.

Le mode de mise en oeuvre et d'exploi­tation de l'inclinomètre a été décrit par ailleurs (Pincent, Blondeau, 1978). Il ' n'est pas nécessaire d'y revenir ici. On retiendra seulement que la précision de la mesure tient essentiellement

- au soin apporté à l'ancrage du pied de tube dans une zone fixe, sur une hauteur suffisante.

- au bon scellement de celui-ci dans son fo­rage,

- à la propreté du tube au moment de la me­sure,

à la qualité de la sonde inclinométrique.

Il est de plus nécessaire de faire une double mesure et d'en exploiter statistique­ment les résultats pour éliminer l'erreur systématique due à la dérive de l'appa­reillage et déterminer l'incertitude due à l'erreur aléatoire.

Sur le site de Sallèdes, on a obtenu pour les variations angulaires entre deux dates de mesure une incertitude moyenne de

+ 20 = + 15.10-4 rad

L'incertitude sur le déplacement en tête de tube, était alors d'environ

+ 20 = + 3 mm

légèrement meilleure que celle que donne la topométrie.

Les progrès faits depuis sur les sondes à servo-accéléromètre permettent d'améliorer par un facteur 3 environ une telle précision ~ur les déplacements. -

III.2.2 ~~t~~~Q~~tE~~

L'extensomètre est un dispositif télesco­pique (fig. 21) ancré au sol par deux croi­sillons placés à ses extrémités. Un capteur électriqüe de déplacement, situé à l'inté­rieur du tube en mesure l'allongement ou le raccourcissement. La base de mesure, lon­gueur du tube déformable, est de 530 mm. Un réservoir situé en extrémité sert de vase d'expansion à l'huile qui préserve le capteur de l'humidité.

La déformation maximale est de + 25 mm autour de la position centrée, soit une défor­mation relative de + 5.10-2 .

La précision, mesurée en laboratoire, est de + 2.10-5 sur la déformation, à comparer à ~-5.10-3 donnée par la topométrie.

Huit capteurs étaient implantés sous la surface du terrain naturel (fig. 18) dont le fonctionnement a donné, dans l'ensemble, sa­tisfaction, malgré quelques difficultés liées au passage d'engins de chantier à pro­ximité.

mottes d'argile croisillons

cable 3fils vers enregistreur

Fig. 21 - Schéma d'un extensomètre pour la mesure de la déformation locale du sol.

Les résultats obtenus sont présentés au chapitre suivant, par comparaison avec ceux de la topométrie.

Mis en place pour tester l'aptitude de ce système à servir d'alerte, le ruban témoin de rupture est constitué d'un ruban isolant en matériau cassant sur lequel sont disposées des résistances en parallèle, à distance ré­gulière (0,25 m ou 0,30 m selon les différents types utilisés) (fig. 22). L'ensemble est scellé dans un tube de plastique mis en place dans un forage.

La mesure de résistance entre AB et A'B' donne

(R résistance élémentaire, n = nombre total deorésistances) .

En cas de rupture entre les résistances d'ordre nI et n1+l et, éventuellement n 2 et n 2+1

d'où, par mesure de RAB' la détermination de

nI

par mesure de RA'B' , la détermination

de n 2

Il faut cependant faire attention aux faux contacts dus à l'eau du sol, que l'on élimine par électrolyse sous forte intensité.

B'

n Réslst!;;nces Ra

Fig.22 - Principe du ruban témoin de rupture.

21

Chapitre IV

RÉSULTATS. COMPORTEMENT DU REMBLAI ET DU SOL DE FONDATION

IV.l Cinématique du mouvement

Les mesures inclinométriques préalables au terrassement du remblai ont confirmé l'ins­tabilité naturelle du site sous forme d'une translation pure, au moins dans la zone d'observation inclinométrique , d 'une couche de couverture dont l'épaisseur var i e de 4,8 m à 7 ,9 m selon les e ndroits. La position de cette "surface de rupture" est reportée figure 4b. On constate que le raccordement entre rupture amont et rupture aval n'est pas evident. Il semblerait que cette dernière émerge au bourrelet décelé par photo aérienne sous l'emprise du remblai ··.a rupture es t en forme de cuvette (fig. 28). .

En réalité, la rupture se produit dans une frange de un à deux mètres d'épaisseur ce qui se traduit par un pic sur l e profil de variation angulaire de la p e nte du tube entre deux dates de mesures (fig. 23).

e

Fig. 23 - Translation d'un bloc décelée par inclinomètre. Détection d'un pic de variation angulaire de la pente du tube entre to et t 1 ·

22

Le déplacement en tête de tube s'obtient par:

1 "2 e. /).o.

Le seui14

de détection angulaire étant /).0. =15.10- radians, pour e = 1 m, cela donne un seuil de détection de déplace me nt dû au cisaillement de cette zone :

6=O,7mm

Seul l'inclinomètre permet d'obtenir cette précision.

Mise en oeuvre

La mise en oeuvre du remblai s'est effec­tuée du lundi 6 mars au j e udi 16 mars 1978 par beau temps. La température a varié de 0° ia nuit à 15° environ pendant la journée.

La géométrie du remblai avait été choisie de telle sorte que l'on pût obtenir une rup­ture à caractère bidimensionnel , ce qui sU1JIJo­!sai t un rapport longueur/largeur de l'ordre de 2 sur la p"ïate-forme au lT!Oment de l a rupture. Il fallai~, par ailleurs, limiter la longueur pour des raisons évidentes d ' économie de matériau et pour préserver la 1Jlace dispo­nible pour le deuxième remblai. De ce fait, la base du remblai avait po ur dimensions 70 m x 30 m (grande base e t côté oblique du trapèze) .

Le matériau, approvisionné au fur et à mesure par camion!>, était monté en remblai par deux charge urs sur pneus (fig. 24), par couches successives de 10 à 30 cm. Le compac­tage était réalisé par le seul roulement des engins , ce qui s'est avéré très suffisant puisque la densité atteinte en place, rh = 22,5 k!'-l/m 3 j)our W = 5 % était j)lus élevée que les prévisiBns.

Fig. 24 - Chargeurs utilisés pour la mise en oeuvre du remblai.

Chaque soir, la pla~e-forme était réglée au mieux et nivel~ée par les géomètres. Sur le planning de remblaiement, mentionné figure 29, le palier de chargement à la cote 3,30 m sous crête corresoond à la période du week -end du 11/12 mars: -

Désordres observés à l'oei~ nu en surface

Le calendrier des observations faites en surface, désordres que l'on a reproduits figure 25 a, est approximativement le sui­vant :

Avant 15 mars : Aucun mouvement décelable de façon nette.

15 mars 18 h.: Hauteur du remblai 5,35 m­Petite fissure en pied de remblai, per­pendiculaire à la base de celui-ci.

-~--' /

/1

o 15) 16 MARS 17

40m

Fig. 25 a - Désordres observés en surface après la rupture du remblai.

16 mars matin: Hauteur du remblai 5,35 m. Ouverture de la fissure précédente au cours de la nuit (7 mm) avec extension vers l'~val. Apparition de fissures sur la plate-forme côté Sallèdes.

16 mars 8 h. : Arrêt du chargement (H = 5,80). Fissure côté Fournets, dans le rem­blai, dans la direction du oetit glissement préexistant. Apparition d'un oetit bourre­let à 10 mètres environ à l'aval du pied de remblai.

17 mars : Amplification des désordres notamment en pied de remblai (figure 25b). Apparition d'un escarpement sur la crête arrière du remblai. Formation de la crête aval (figure 25 c). Formation d'un bourre­let à 30 mètres du pied de remblai.

On retiendra, à ce stade, que l'on n'a rien pu observer en surface jusqu'à la veille de la rupture. Et ce n'était pas faute d'ob­servateurs sur le chantier !

Fig. 25 b - Désordres observés en pied de remblai après la ruoture.

Fig. 25 c - Désordres observés sur le remblai aorès la rupture.

23

Expl o i tat i on des mes u res incl i nométriques

Pendant l a montée du r emblai , les q uatre i nc l inomètres situés à l ' amont du remblai n ' ont pas subi de mouvement décelable .

Po u r l es tubes aval (f i gure 26) , l e déve­loppement des mouvements s'est traduit par

- - la réact i vat i on des s urfaCes de . r upture préexistantes avec translation de l a couche de sol en mouvement , accompagnée d ' une compression du sol . On se rend nettement compte , en effet, sur les courbes i nclino­métr i ques , que le dép l acement est à peu

, , 1 Il , , , 1 , 1

1 1 1 1 ,

1 , , , , , 1 1 1 1

1

,

8 R3

1 1 \ \ \ \ , ,

1 1 , ,

1 , 1

0 9cm 1

\

3 456789 \ ~To~~~~~-L~cm o 1 2

i ! incertitude

! i ! ! i

3 1 i j

2

3

4 j ./ · 4

6

8

" /"

,~ .~

C9Q8

.9.3 m

5

C9R3 8

9 9.2

m

o 1 2 3 4 5 6 7 8 9cm ,

\ 1 \

\ i , : 1 1

4 ! 1 , ! t ! /

1'>/ 7 " ,

8 C4Q8

9 94

m

Fig. 26

l e 10 à l e 13 à

24

2

3

4

5

6

.7

8 C4R3

9 9·4

m

- Coupe des mouvements décelés par inclinométrie

10 h-- - ~- le 12 à 10 h 18 h -- le 15 à 12 h

près le double au p i ed du remb l ai de ce qu ' il est 10 mètres en aval. Ceci sera con­firmé par l es extensomètres.

- un début de déformation interne de la masse en mo uvement, à l ' approche de la ruine de l ' o uvrage .

I l n ' y a pas eu création de nouvelle sur­face de rllpture .

Si l ' inclinomètre est re l ativement vite l i ­mité par l a courbure des tubes (13 m environ de rayon de courbure pour l'appar eil utilisé à Sallèdes), notamment en pied de remb l ai , il offre par contre l ' avantage considérab l e de révé l er les mouvements l es p lus faibles , alors qu'on ne décè l e rien par les autres moyens d ' observation.

A titre de compara i son , le premi er ruban témoin de rupture a cassé le 14 mars à I l h. , entre 4 ,7 5 et 5 , 25 m de profondeur .

Déplacements mesurés par tooométrie

La faible pente du terrain naturel e~ la précision relativement médiocre des nivelle- . ments nous ont f a i t dé l aisser le oaramètre "variation de niveau " au orofit de l ' expl oi­tation du mouvement en planimétrie et notam­ment dans le sens amont~aval , composante prin cipale des déplacements .

La figure 27a donne la carte des points ayant subi un éga l déplacement amont-aval entre le 2 mars , date de référence avant chantier , et l e 15 mars matin , que l ques heures avan t l ' aoparit i on des premiers signes visuels de r upture . On note s u r ce t te fi­gure que :

- l e déplacement est l égèrement dissymé­trique par rapport à l ' axe du r emblai.

- i l dépasse 14 cent i mètres en p i ed de rem­blai , alors q ue l a r upture est très l arge­ment déve l oppée en profondeur et que rien n ' est visible en sur face .

Les mouvements se sont aussi développés latéralement comme l'indi que la figure 27b qui don ne l a composante du déplacement par al ­lèlement à la base d u remblai .

Interprétati on cin ématique

La f igure 28 indique en persoecti ve le volume intéressé par l es mouvemen ts soit naturels , à l ' amont du remblai, soit natu­rels et amo l ifiés par celui - c i dans la oartie aval . On y décèle nettemen t la d i ssy ­wétr i e de la surface de rupture e n profon­deur et son asoect de cuvette .

Q

R

5

T

8

~ou

c

.--<:1 bourrelet o ..., préexistant

o E

Fig. 27 a - Carte des isodéplacements entre le 2 mars et le 15 mars matin, jour de la rupture a) iso I1x , b) iso l1y. (èn centimètres).

OUEST

SUOrNORO

EST

40 20 o 20 40

Q

R

5

T

B c D

-5em /

E

/ /

/ /

/ /

\ \ / S4S

\ }/ \ /

" / '- --_-2. _

B c D E

Fig. 27 b - Carte des isodéolacements entré le 2 mars et le 15 mars matin, jour de la ruoture a) iso I1x, b) iso l1y. (en céntimètre~.

10

20m

Fig. 28 - Aspect tridimensionnel de la rupture réactivée par le remblai.

25

Il est intéressant d'examiner les résultats de l'interprétation des différentes mesures de déplacement par topométrie et inclinomé­trie âu regard du développement de la rup­ture au cours du temps. On peut décomposer la progression schémâtiquement en trois périodes :

du 6 au 12 mars (H < 3,30 m) le déplace­ment est une simple translation de" chaque tranche verticale de sol au-dessus de la surface de rupture, avec mise en compres­sion à l'aval - du pied de remblai (figure 29 a). On retrouvera cette compression sur les cellules de contraintes totales.

du 13 au 15 mars (3,50 m < H < 5,35 m), période de rupture, à l'amont du pied de remblai, on dénote un abaissement - général. Il y a toujours translation sous le pied de remblai, mais début de déformation interne décelée dans les forages inclino­métriques situés 10 mètres en aval (figure 29 b). Il Y a, de plus, soulèvement du ter­rain naturel. A l'aval de cette zone, il n'y a pas de dénivellée notable entre les repères topographiques qui se translatent parallèlement au terrain naturel.

- après la rupture, l'ensemble de ces phéno­mènes s'accentue: abaissement du remblai, soulèvement du bourrelet de pied, défor­mation' interne de la zone en mouvement (figure 29 c).

La zone d'influence du rèmblai s'étend donc jusqu'à environ 40 mètres à l'aval du pied i l' essentie l des mouvements se produit cepen­dant dans la tranche des 15 à 20 premiers mètres. La figure 30 montre la coupe des déplacements amont-aval , rapportés au dépla­cement du jalon situé en pied de remblai, pour l'ensemble des profils topographiques. Cette coupe est relativement stable dans le temps, nota~IDent lors du développement de la rupture (période du 13 au 15 ma~;). La dis­persion observée sur chaque profil au cours du temps est, en effet , du même ordre que celle que l'on observe entre les divers profils à une date donnée. Les points s itués à une vingtaine de mètres à l'aval du remblai ont un mouvement ne dépassant pas 20 % de ceux du pied de,talus.

Hc=5.35m

Fig. 29 - Cinématique de la rupture.

26

1.0 Qg

Q8

0.7 0.6

;rP X profils * ~

centraux

o P2 II; P3

D~i ~ dispersion lobservÉ'e

dans le temps Q.4

Q.3

02 0.1

x

* sur les divers points

o 10

o x+

20 30 40 Fig. 30 - Coupe des déplacements amont-aval du terrain na~urel , ra~portés au déplacement du pied de re~~lai, pour l'ensemble des pro­fils topographiques.

Comparaison des déformations déduites de la~graphie et de l ' extensométrie

Ainsi qu'il a été dit lors de l'interpré­tation de la cinématique de la rupture, il y a eu relativement peu de déformation interne de la couche - de sol en mouvement avant que le r e mblai atteigne une hauteur de l'ordre de 4 mètres. Cela se traduit par les faibles vale urs mesurées sur les extenso­mètres, dont le raccourcisseme nt en pied de remblai n'a guère dépassé 4 %. La figure 31 permet de comparer les résultats obtenus en C4Qa par topométrie et extensométrie. La concordance relativement bonne ici n'est malheureusement pas aussi nette sur les autres points d'observation. Il apparaît que les extensomètres sont très sensibles aux conditions de chantier, et notamment aux passages d'engins à proximité.

E.x 0/0 -4 t

+ calculÉ>

-3 6. mesurE?

-2

- 1 barre d'erreur

o 2 . ..-3----'+ 5 H(m)

Fig. 31 - Comoaraison des déformations mesu­rées par exte~somètre et calculées d'aorès l es déplacements topographiques, e n c4ba.

L'un des buts de l'exoérience était de dé­finir les différents composants et le mode d'exploitation d'un dispositif permet­tant de déceler suffisamment tôt l' approche de la rupture pour pouvoir, sur un chantier courant :

- arrêter l es travaux.

- disposer d'un délai de réflexion pour arrê­ter la conduite à tenir.

- éventuellement, laisser l e remblai en l'état, sans risque de ru~ture différée.

Cela nécessite naturellement de pouvoir dé­celer le mome nt où l e coefficient de sécurité atte int une valeur .de l 'ordre de l,50 à 1,30.

Il faut reconnaître que, malgré la préci­sion des mesures réalisées et malgré l'éten­due du dispositif mis en oeuvre à Sallèdes , il n'est pas possible de répondre clairement à cet objectif.

La figure 32 donne, pour le point C4Qa situé en ~ied de remblai e t à 5 mètres de son axe, dont le premier intéressé par les grands mouvements, l'évolution des para­mètres principaux mesurés à cet endroit pic de i'inclinomètre, rotation en tête mesu­rée par nivelle, déplacement amont-aval de la tête de tube. L'évolution est donnée en fonction du tem~s (figure 32 al ou de la hauteur sous crête de remblai (figure 32 bl. Les échelles ont été choisies de telle sorte que les différentes courbes soient pratique­ment superposées, afin d'en montrer la simi­litude . On a, de plus, rajouté sur la figure 32 b l'évolution du pic de l'inclinométrie C4R3 situé à 10 mètrès en aval du pied de remblai sur la même ligne de pente. Cette courbe est remarquablement semblable aux précédentes. Cela confirme les commentaires que nous avons faits de la figure 30. Le mouvement de la masse instable est régulier au fur et à mesure de la montée du remblai ; l'amont vient buter sur l'aval e t le rapport des vitesses entre ces deux parties est pra­tiquement constant au cours du temps.

A la précision des me sures et, au facteur d'échelle près, l'évolution de ces diffé­rents paramètres peut être représentée par la courbe de la figure 32 c . Elle ne pré­sente pas de discontinuité particulière sur la pen te ni sur le rayon de courbure. On peut l'approcher oar une fonction de type hyperbolique.

A y - yo

27

nÎveotleo

0.8 M , M v 5

600

40 10 300

7 8 9 10 11

(lino G41H 4

- 600.10· rad

10 300

3.3

o L

12 13

4.25

5.35 H 5

4

3

2

_._topo(!6mm)

14 15 mars 78

0-0 nivE'llE' C4Q8 __ inclino C4Q8

X.--I< .... C4R3

~.~~ __ ~ __ ~~ __ ~ __ ~-+ __ ~ __ -r ___ H.(m) o 1

y

10

5

o

1 6.7

2 3 4 5 6 7 1 1 1 1 1 32.31.61.31.1 =5.35 HC/H

inc.E'rtitude"

2 3 4 5 6 H(m)

Fig. 32 - Evolution comparée des paramètres de mouvement en C4QS et C4R3.

28

La détermination de H , A, Yo peut s e faire Dar ajustement d e mo indfes carrés d ès la troisième séri e de mesures. La Drécision n'est naturelle ment Das très b onne pour la premiè r e estimation du fait de l'incertitude attachée aux mesures, ainsi qu'à la hauteur du remblai. On obtient, à partir des observa­tions faites jusqu'à la hauteur H (Tableau III)

H{m} H calculée H / H s , 3siH f Nc c {m} C

3, 30 7,2 2,18 1, 62 1 , 30

4, 25 7,1 1,67 1, 26 1, 20

4,80 6,8 1,40 1,11 1,12

5,35 6 , 5 1, 21 1,00 1,00

TABLEAU III

Les valeurs notées FijC sont les valeurs du coefficient de sécurite calculé en con­traintes effectives, par le calcul en rupture non circulaire présenté au § V.2, pre nant en compte la surface de rupture observée et l e s pressions inte rstitielles mesurées en cours de chantier.

Un tel suivi permet de situer, au fur et à mesure, l'évolution du coefficient de sécurité. Rien ne permet cependant d'affir­mer que ce type de fonction soit transpo­sable ne varietur. Il est, par ail~eurs certain que ce modèle ne prend pas en compte des déformations différées qui se produisent entre deux ~aliers de chargement.

Celles-ci ont, en effet, été déterminées sur des périodes de 16 heures environ pour chaque palier (de 17 h à Og h le lendemain matin). En supposant a priori que dans ce délai, la déformation de fluage soit à la fois proportionnel'le à la hauteur de remblai cumulée et à l'incrément de charge immédia­tement précédent, l'évolution des déforma­tions de fluage peut être mise sous la forme

rotation ou déplaceme nt) .

La figure 33 indique cette évolution pour les rotations et les déplacements mesurés sur les quatre inclinomètres aval. Les deux pics inclinométriques C4 QS et CgQS présentent une dispersion importante. Les autres paramètres n'évoluent pas de façon sen-sible jusqu'à H = 4,25 m. Il y a accéléra­tion nette du phénomène à partir de H = 4,SOm.

Il semble qu'il faille arrêter le charge­ment aux alentours de 4,25 m pour avoir quelque chance de conserver le remblai intact malgré les déformations différées. Cela correspond à

HC calculé

H # 1,7

a'vec .la règle exprimée au tableau III.

.L(M) ;C9Q8 50 C4Q8 rrmjm"- H ilH ,

pC4R3 ,

,//oC9R3 , â /

.-_ />iT _<>----___ -=.:..-'V'

0 0.8 1.8 2.3 33 4.25 4.8 5.35

? C4R3

/ :

o 0.8 1.8 2.3 33 4.25 4.8 5.35

H

H

Fig. 33 - Déformations de fluage observées entre deux oaliers de chargement, par périodes de - 16 heures environ (17 h à 09 h).

IV.2 Evolution des pressions interstitielles et des contraintes totales

IV.2.1 Pressions interstitielles

On a déjà présenté, figure 13, la piézomé­trie naturelle du site au moment de l'expé­rimentation i el l e se caractérise essen­tiellement par un gradient vertical descen­dant. Les piézomètres situés en dehors de la zone d'influence du remblai ont, par ailleurs, enregistré une baisse générale de la nappe d'environ 0,60 m en moyenne pendant les dix jours qu'a duré le chargement du remblai. Les surpressions interstitielles de charge­ment sont calculées, correction faite de l'abaissement naturel de la nappe.

A l'examen des résultats de mesure, il

s'avère que:

- les surpressions interstitielles sont pra­tiquement localisées sous l'emprise du remblai (figure 34) .

10 mars soir

U1

3

10m N6 Pl P6 00 04 08 Fl3

U1

3

10m N6 Pl

(J1

3

13mars soir

..... / .............. _/

/ /

/

P6 00 04 08 R3

S.BOm

16 mars soir

\ \ \ ........

..... _ .... / /

/ /

/

10m N6 Pl P6 00 Q4 08 R3

Fig. 34 tielle.s rapport

Evolution des surpressions interst~ dans l'axe du remblai. Valeurs du ru = ~* (H hauteur sous crête).

29

- elles restent très faibles vis-à-vis de la charge du remblai comme en kémoigne la figure 35. Le rapport ru = ~ , de l a sur­pression interstitielle rap~ortée à la surcharge sous la crête du remblai , ne dépasse jamais 0,30 pour F < Hc '

- si l ' on raisonne en terme d ' incrément de charge y x llH entre deux oaliers de ter­rassement, alors les valeurs de ru corres­pondantes sont oroches de 1 oour l es oiézo" mètres situés à " 4 mètres de profondeu~ sous l ' emorise du remblai . Cëla signi­fierait que seule cette zone a subi un cisaillement que l ' on peut qualifier de "cisaillement à volume constant " au voisi­nage de la rupture et qu ' auparavant , le sol a subi une saturation et/ou une conso­lidation.

Rappelons , en effet , que si l'on admet, à titre de schématisation, que les contraintes effectives s ' accrQissent dans le rapport Ko, de telle sorte que

et, en supposant que la contrainte verticale soi t principale , Ion doit avoir en régime non drainé :

AU kPa

H a

AU kPa

50 160 H 59 100

o.a lB 2.3 13 "2548 035 (;;.) o.a 18 23 :l3 l.25 La 0l5( ~) 04 à 4m 08 à 4m

a b

ru = 8 : a + '" V2 1 [1 2K ] [ - Ka J

qui oour 8 t l, 0 < '" < 0,2 déduits des essais de laboratoire et k t 0,5 prend des val~urs comprises entre o,g et o,a. -

Bien que le chargement d'une pente natu­relle ne soit pas de type symétrique et bien que l'on ne connaisse le tenseur des contraintes principales, ni sous le remblai, ni en dehors de son emprise , il paraît ' clair que l ' on ne se trouve pas lci dans la configuration "non drainée" que l'on adopte généralement pour un chargement ra­pide. Cela sera rappelé lors de l ' analyse de stabilité.

Les accroissements de pression intersti­tielle sont relativement- homogènes d ' un pro­fil à l'autre , pour les piézomètres situés au-dessus de la surface de rupture (figure 35 a et bl , mais beaucoup plu~ d i spersés dans la zone de cisaillement (figure 35 C , d , el.

50

la

AU kPa

kPa

100 ~H

08 t823 :l3 L~54:a ';5 (ii.)

0 0 à 4m

AU kPa

AU kPa

.. -... , ,------""; '"

/::-::::~":~":>~-~; 0.8

, ~o :'8 23 3J

04 à 6m d

00 -~:±::t±::qD.-

oa \8 23 3J

08 à 6m e

04 _-1-+-'---'--1--"-<

~H

H ( m)

Fig. 35 - Evolution des surpressions interstitie l les par profil . Le figuré des cour bes corres­pondant au figuré du profil amont-aval correspon dant (ex. la fig . al représente les surpressions intertitielles enregistrées en BaQo, C4QO, CgQo , à 4m de profondeu~.

30

Des chutes brutales apparaissent au~delà de 4,25 m c'est~à~dire pour &C/H < 1,30. Il est tentant d'attribuer ce phénomène à un drai~ nage brutal dans la zone de rupture, sans que l'on ouisse l'affirmer avec conviction.

IV.2.2 Ç2~tf~!~t~~~t2t~!~~

Les deux cellules Glotlz mises en place à 3,50 m de profondeur en pied de remblai ont eu un comportement tout à fait simi~ laire (figure 36). La mise en compression du sol déjà mise en évidence par topomé~ trie (figure 29) est très nette jusqu'au 13 mars (Hc/H> 1,30) à la suite de quoi, la couche de sol en mouvement se déforme par distorsion interne avec chute de la composante normale de la contrainte s'exerçant dans le sens principal du mou~ vement. Du fait du développement modéré des surpressions interstitielles, les surcon~ traintes effectives ont une évolution tout à fait parallèle à celle des contraintes totales. Elles ne dépassent pas 25 kPa à leur paroxysme.

La méthodologie de mesure ne permet malheureusement pas de mesurer l'état de contrainte initiale puisque la mise en place des cellules de mesure perturbe considéra~ blement celui~ci. On peut toutefois penser que la faiblesse des surcontraintes enregis~ trées tient au fait que le remblai se situe sur la partie aval d'un glissement naturel qui se trouvait proche de l'état de butée avant l'expérimentation. Cet état aura été atteint après mise en place des quatre premiers mètres de remblai, à la suite de quoi la partie . aval s'est plastifiée dans la masse.

30

2

10

Surpression

mesurée (Glatzl)

(kN/m'")

7 9

50

0.8 1.8 23

_______ contraintes totales

effectives

33

o. C4Q8 (3.Sm)

t. • C9Q8 (3.Sm)

date 13 14 1 16 (mars)

~H 00 150 (kN/m')

\1

4.2S 4.8 5.3S -'S.8 H (m)

Fig. 36 - Composante normale de l'accroisse­ment de contraintes totales (---), effectives (---) mesurées en pied de remblai (cf. impla~ tation fig. 17).

31

Chapitre V

ANALYSE DE STABILITÉ

V.l Analyse prévisionnelle

L'analyse de stabilité faite a priori était essentiellement fondée sur l'idée que la rupture se produirait e n phase non drai­née, avec réactivation de la- surface de rupture préexistante. La complexité du site, apparue au fur et à mesure de l'avan­cement des e ssais de laboratoire et en place, n'a pas facilité le choix des carac­téristiques à introduire dans les calculs de stabilité prévisionnels. On e n retiendra simplement que la fourchette des hauteurs critiques obtenues selon les diverses mé­thodes employées (rupture plane, rupture circulaire ou non circulaire) et selon les caractéristiques introduites était telle que:

8,70 m < Hc < 16 m

(Cu laboratoire) (Cu scissomètre)

La forme des courbes de rupture les plus défavorables n'avaient qu'un - lointain rap­port avec ce que l'on a observé par la suite.

Faut-il avouer qu'une autre "estimation" de la hauteur critique avait été donnée par le propriétaire du terrain sur lequel était construit le remblai 7 Hc = 4 m ! ...

Notons au passage qu'une telle fourchette ne facilite pas les prévisions d'approvi­sionnement en matériau ni les négociations avec l'entrepreneur chargé du chantier.

V.2 Analyse a posteriori

Des considérations développées jusqu'ici, il ressort que le modèle classique de rup­ture de type rigide plastique en phase non drainée ne peut s'appliquer à Sallèdes.

32

- la zone en mouvement a subi d'évidentes déformations internes de compression, puis de distorsion.

- les surpressions interstitielles sont de­meurées très faibl e s.

Nous avons néanmoins cherché à déte rminer, par une analyse classique de stabilité en rupture non circulaire, quelles caracté­ristiques avaient été mobilisées le long de la surface de cisaillement observée, en prenant en compte les pressions intersti­tielles. mesurées (figure 37) .

Fig. 37 - Schéma pris en compte pour l'ana­lyse de- stabilité ~ posteriori.

Deux surfaces de rupture ont été retenues :

l'une, ID , sortant au niveau du bourre-let aval et traduisant l'extension maxi­male du mouvement.

- l'autre, ® mètres en aval respondant aux

, sortant entr-e 10 et 15 du pied de remblai et cor ­premiers désordres apparus.

En adoptant, pour le sol les caractéris­tiques de pic dans les zones initialement intactes, il apparaît que :

- la courbe ID d'extension maximale est la plus défaVorable.

- pour obtenir F = 1 sous H = 5,35 m, il faut introduire C' = 0 0' = 11° dans la zone de rupture préexistante, valeur légè­rement inférieure à la fourchette retenue pour les caractéristiques résiduelles (12° < 0' < 22°).

Ceci est à comparer à la valeur 0' # 10° à introduire dans un calcul en rupture plane pour expliquer l'instabilité du versant dans la zone d'emprise du remblai au cours des mois qui ont précédé l'expérience (tg B = 0.125, profondeur de la surface de rupture 6 mètres, profondeur moyenne de la nappe 3 mètres).

Si l'on suppose null~s les surpressions interstitielles de construction, qui cor­respondent en moyenne à 1,80 m de hauteur d'eau supplémentaire le long de la couroe @ le coefficient de sécurité croit d'environ

12 %. Ceci correspondrait à la situation ob­tenue par un chargement lent et contrôlé du remblai. Une telle amélioration est en deça de ce que l'on espérait obtenir lorsque fut prise la décision de réaliser l'expérimen­tation de Sallèdes. Il était en effet oos­tulé que les surpressions sont à l'origine de la plupart des incidents de ce type du fait de chargements trop rapides. Les es- _ poirs ont été quelque peu déçus de ce point · de vue.

33

Chapitre VI

CONCLUSIONS

Tous les objectifs initiaux de cette expé­rime ntation n'ont pu être at teints, mais des informations intéressa ntes ont néanmoins été recuei llies sur quelques points fonda­mentaux :

Analyse de stabilité

Il s'est confirmé que l es méthodes d ' ana­lyse prévisionnelle classiques sont ina­déquates :

les déformations et les contraintes mesu­rées ne sont pas conformes au modèle ri­gide plastique qui est à la base d e toute méthode de calcul à la rupture.

les surpressions interstitielles enregis­trées sont très faibles e n comparaison de la contrainte apportée par le remblai.

la hauteur critique calculée sur la base de la résistance au cisaillement non drai­née est supérieure à la hauteur critique réelle .

Le seul critère auquel on puisse se réfé­rer a priori, dans ce cas, est le suivant:

34

la stabilité, en contraintes ef fectives , est gouvernée par la résistance rési­duelle dans la zone précisaillée, e t oar la résistance de pic, moyenne , dans les zones intactes.

les surpressions interstitielles demeurant faibles en cours de remblaiement, la sta­bilité à court terme est à 12 % ?rès équi­valente à la stabilité à long terme .

il est vraisemblable que l'on ouisse assu­rer la pérennité de l'ouvrage, ' tant que la hauteur du remblai, H, ne dépasse pas la valeur Hc*/1,40, Hc* étant la haut~ur cri­tique à long terme.

on peut , par interpréta tion de mesures de mouvements (déplaceme nts et rotations) rétrécir l a four c hette des hauteurs cri­ti~u~s.données par les différents calculs prpvlslonne ls . Il y a lieu, pour cela, de mettre en olace un dispositif d'obse rva­tion qui permette à la fois de décele~ l'instabilité naturelle si elle exi ste et de s uivre l'évolution du remblai. . '

Dispositif d'observation

De l'ensemble des moyens mis en oeuvre à Sallèdes, on retiendra , en vue de la trans­position à un chantier courant

inclinomètre s en oied de remblai oour dé­celer, d e façon fiabl e , l' aooarition des mouvements e t leur localisa~lon en pro­fondeur. La ?récision actuelle de l'incli­nométrie permet de déceler une rotation de 10-4 radians , "soit un déplacement millimé­trique en tête d 'un tube de 10 mè tres de long, exploité avec la procédure adéquate.

tooométriede surface par distancemètres et théodolites (deux stations simulta­nées) oour suivre l'évolution des mouve ­ments lorsque ceux-ci ont déoassé un seuil approximativement égal à 4.1Ô-~ D (D = distance de visée) .

nivelles de orécision oermettant de suivre très facilement l'accéiération éventuelle du phénomène , sans faire aopel à du p e r-sonnel soécialisé. ,~

Il faut avoir orésent à l' esprit que l es désordres ne sont sensibles en surface que lorsque la ruoture est consommée en pro­fondeur, c ' est-à-dire trop tard. A Sallèdes , les premières fissures sont aooarues en sur­face alors que le oied de remSlai s ' était déplacé de 14 centimètres sans que cela fût décelable à l'oeil nu.

Critères d ' alerte

Il semble que tant que les mouvements de fluage ne sont pas trop importants en compa­raison de ceux qui se produisent pendant les ohases actives de chargement, on puisse se fonder sur l'examen des courbes de type

G-G o = H A_ H ' G représentant un paramètre c

de mouvement - rotatio~ ou déplacement - H la hauteur de remblai mise en oeuvre. Hc est déterminé par ajustement de moindres carrés à partir de la troisième série de mesure, et réajusté à chaque mesure nouvelle.

Il Y a lieu d'arrêter le chargement lorsque le rapport Hc/H ainsi calculé atteint une va­leur de l 'ordre de 1,7.

Les difficultés d'interprétation rencon­trées sur un chantier bénéficiant de moyens de s uivi peu communs laissent subsister quelque s~epticisme sur la possibilité de dé­velopper rapidement l'application de méthodes de calcul plus sophistiquées, éléments finis par exemple, sur des ouvrages courants de ce type.

REMERCIEMENTS

Le travail dont les résultats sont exposés ici est le fruit d'une collaboration étroite entre ingénieurs et techniciens du LCPC, du LR de Clermont-Ferrand et du LR de Rouen, tant pour la préparation de l' exoérience que pour sa réalisation et son interpréta­tion. Que tous soient rem.erciés ici, ~-otamment J.C. BLIVET et B. PINCENT qui ont très larae­ment contribué à la définition de l'instru= mentation.

RÉFÉRENCES BIBLIOGRAPHIQUES

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BLONDEAU F., BLIVET J.C., UNG SENG Y .. Résistance au cisaillement des argiles raides, Bulletin de Liaison des Labora­toires des Ponts et Chaussées, Numéro Spé­cial, Stabilité des talus, 1976.

INSLEY A.F., CHATTERJI P.K ., SMITH L.B .. Use of residual strength for stability analysis of embankment foundations containing preexisting ~ailure surfaces, Cano Geot. JL, vol. 14, n° 3, pp. 408- 42 8 ,1977.

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PILOT G., PINCENT B., CARTIER G., BLONDEAU F. Mesure des déplacements et confortement des glissements de remblais sur versants, VIle Congrès Européen de Mécanique des Sols , Brighton, vol. 3 , pp. 153-260, 1979.

PINCENT B., BLONDEAU F . . Détection et surveir lance des gli ssements de terrain. Ille Congrès Intern9tional de Géologie de l'In­génieur, Madri'à., 1978.

35

Annexe 1

DISPOSITI F DE MESURE TOPOMÉTRIQUE

1. CONSIDERATIONS GENERALES

Le dispositif mis e n oeuvre à Sallèdes de­vait répondre aux critères suivants :

- précision suffisante vis-à-vis des dépla­cements attendus - chaque repère devait être situé "au centimètre près".

- possibilité de suivre les mouve ments d'au moins 70 points matérialisés , deux fois par jour.

- exploitation des résultats en 24 heures afin de pouvoir juger de l'évolution de la situation au fur et à me s ure de l'avan­cement du chantier.

- simplicité et coût autorisant la transpo­sition sur un chantier courant.

Il est pos~ible, en effet, d'obtenir une précision très supérieure à celle qui était souhaitée, mais cela nécessite en général le recours à des moyens lourds - nombreuses bases de référence, grande r edondance des visées, appareillage ou méthodologie sophis­tiqués - faisant appel à du personnel nom­breux et très spécialisé; de plus, le temps de mesure est incompatible avec la cadence d'avancement d 'un chantier et l e délai d'ex­ploitation des résultats hors de proportion avec le temps de réponse d'un système de sur­veillance efficace .

Ce qui suit n' es t donc pas un cours de to­pométrie, nous renvoyons pour cela le l ec­teur aux documents spécialisés , mais simple­ment le résultat d'une expérience destinée à donne r au praticien du génie civil une idée concrète de la précision qu'il peut at ­tendre d'un dispositif de mesure "à sa por­tée" .

Les développements mathématiques et les programmes de calculs associés sont large­ment inspirés des méthodes de traitement utilisées par EDF pour la surveillance des barrages ; ils ont été cependant simplifiés et transposés au dispositif de Sallèdes. On trouve ra par ailleurs (ASHKENAZI, 197 3 ) quelques développements théoriques complé­mentaires fort utiles.

Compte tenu de tous les impératifs, la

36

me ille ure méthode a semblé être la triangul~ tion , à parti r de deux stations de visée , fixes, comportant chacune un théodolite (Wi~ T2) et un distancemètre électro-optique (Wild DI3S) . Chaque repère ma térialisé é tait visé simultanément depuis les deux stat ions, ce qui nécessite trois opérateurs au mini­mum. Afin de réduire les temps morts e ntre r epères , deux opérateurs étalent affectés au~ réflecte urs - déplacés de repère en repère par roulement.

Le temps de mesure pour l'ensemble du dis­positif était de l ' ordre de deux heures , y compris le recalage des stations par rapport aux points fixes situés e n dehors de la zone d'influence du remblai.

La précision obtenue, dont on développe plus loin les divers éléments , s ' est révélée t out à fait satisfaisante e n planimétrie. Par contre, e n altimétri e , elle est de 5 à 10 fois moins bonne que celle donnée par un bon nivellement, méthode très rapide et très simple qui pourrait être retenue- de préfé­rence à celle-ci, lorsque l e terrain naturel est s uffisamment pentu pour que la compo­sante verticale des mouvements soit sensible On ne développe pas ici l'exploitation qui a é té faite des mesures de niveau par théo­dolites. Retenons simplement que là précision obtenue sur l es cotes verticales est du même ordre de grandeur qu'en planimétrie.

II . REALISATIO~ MATERIELLE DES BASES ET DES REPERES

La preclsion de la mesure dépend directe­rr.ent de la qualité des embases sur lesquellES sont posés les appareils de visée. Ceux-ci étaient enlevés chaq~e soir, pour des raisons évidentes de sécurité, et remis en place chaque matin sur un dispos itif de centrage forcé constitué d'une plaque portant trois rainures radiale s à 120°, dans lesque lles était introduite l ' embase du théodolite. Ce support était lui-même fixé sur un plot en béton, ancré de plus de 2 mètres dans le sol (figure Al). -

/

Pièce support

d " b e E'm aSE'

(P)-~ Ir' du théodotit

b a

f025cm ~ , 'f-

p

, , ..... ' '"

. , · " . . .

" . o ' ,

0, . ' · 1->:'"

0'

éton

----rmé ,

0 '

p 0

0 ;

0 0 '

0

· ,

)J 60cm

e

gainagE' 1 PVC

OOà120cm

'&

2 O0à250cm

Fig. Al - Type d ' e mba se pour station de v isée

Pour que les mouvements des re?ères soient représentatifs de ceux du t erra in n ature l, il est nécessaire que ceux-ci ne soient ni trop ancrés pour ne pas être entravés , n i trop superficiels, pour n e pas ê t re sen ­s ibles aux chocs ou à l ' action des intem­péries (eau, gel) . De u x types de repères é taie nt visés

Les r epère s du terrain naturel , au n ombre de 76, dont 4 e n d e hors de la zone d ' in ­flUence du remblai , pour l e calage des s tation s , étaient constitués d 'une pige d e centrage adaptée aux r éf l ecteurs visés par l es di s tance mè tres, s cellée dans un plot en béton coulé dans un avant-trou (f,iqure A 2). -

pigE' dE' CE'ntragE'

dE'

o 0 o () Ç)

r---"J) 15cm 50cm

Fig. A2 - Type de repè r e pour le suivi des mouvements du terrain naturel.

Les repères p l acés s ur l e ?arement ava l du remb lai étai ent constitués d 'une équerre e n béton (figure A 3), sur laque lle était sce llée une pige de centrage de réflec­teur analogue à cel l e des plot s précédents. Les équerres mi ses e n place a u fur e t à mesure de l a montée du remblai étaient r endues so lidaires de celui-ci par un fer à béton en U scellé sur l a face arriè r e .

pige de

Fig. A3 - Type de repère pour le suivi des mo uve me n ts du p areme nt d 'un rembl a L

III . PRINCIPE DE LA PLANHmTRIE PAR TRIANGULATE RATION

La f igure A 4 montre comment, à part i r de deux stations de coordonnées connues , la triangu l atération perme t de déf inir six points à chacun desquels peut p.tre assoc ié un quadruplet de grandeurs - G~, D~. G:, D~ -

représentant les g li ssements e t distances r e l a t i f s aux stations A et B. Certaines de c e s grandeurs - G , GE ' DA' DB - sont mesu­rées , d'autres ca~culee s n ' après la géométrie de la figure.

x

Fig. A4 - Schéma de pos itionnement d 'un point par triangulatération.

37

La position la plus probable du repère Vlse -est celle d~ poi~t C dit "poin~ com­pensé", telle que l~s coordonnée~ de C

CCC C . - GA' DA' GB, DB - par rapport aux statlons

A et B, soient "les plus proches possibles" des coordonnées mesurées par les appareils. Pour cela, on cherche ~ minimiser i~ "norme" N dont ~e carré vaut

dans laquelle

VA GA GC A

VB GB - GC B

dA (DA DC) A l x -

DA

N est calculée pour chaque repère du réseau.

Le vecteur [V] = [VA' dA' VB' dB] est appe­

lé vecteur "écart résiduel". La norme repré­sente la somme des carrés des écarts rési­duels.

Ne connaissant pas a priori les coordon­nées du point co~pensé C, on choisit un point approché M qui peut être, par exemple, celui que donnent les gisements G~ et GB,-

point 3 de la figure A 4, et l'on calcule les variations compatibles entre elles à imposer au quadruplet GA*, DA*, GB*, DB*, relatif à

M*, pour que les coordonnées

C G* + dGA GA A

DC A

D* A + dDA

GC * dGB B GB +

DC B

D* B + dDB

satisfaissent à la minimisation de la norme "1.

Compte tenu des notations de la figure A 4,

on a pour tout point M (G~, D~, G~, D~)

XM= xA - DM sin GM A A

38

soit

dx -sin GM dDA - DM GM dGA 'A A cos A

dy = cos GM dDA - DM sin GM dGA A A A

ce qui peut se mettre sous la forme

.'1 sin GM cos GA 'A dGA dx - dy

DM DM A -A

sin GM cos GM dDA 'A

dx + A

dy DM DM DM

A A A

On obtient deux relations analogues pour dDB dGB et -- à partir de là station B. DM

B E~ prenant pour point M, le point approché M , et en posant

!JGA GA G* A

!JDA D -A D*

A

!JGB G -B G*

B

!JDB = D - D* B B

il vient

VA = !JGA - dGA

dA !JDA dDA DA DA

VB !JGB - dG B

d = !JDB dDB

B DB DB

qui se met sous la forme matricielle

[v] - [a] [dJ + [!JJ

avec

vA !JGA

dA

[dl .[::]

DA/DA

CV] [!J] VB

GB

dB DB/DB

cos GA - sin GA

DA DA

- sin GA + cos GA

DA DA a =

- cos GB - sin GB DB DB

- sin GB cos GB DB DB

Compte tenu de la norme proposée, les coor­donnée s de C minimisent la quantité

N = [VJT. rV1

N =([ld T - [dJT [aJT)(-[al [d]+ [lIJ)

N est minimal e lorsque

= 0

or

soit

c lIDA= DA-DA

c lIGA= GA-GA

Fig. A5 - Elliose d'incertitude à 95 % de prob~bilité de présence.

On en déduit

or

et

1

1 1

1

D 2 0 2 A + B

D 2 0 2 [~ ~] =

,

A B

D 2 D 2

A BI] ----'-~-- l o 2+ D 2

=

+ ~o! ~o

1 1

1 1

A B

X

o 2+ D 2 A B

,

" 1 1

l> X 0 0

, '/1\

\

2 D 2 DA + B

o 20 2 A B

!Aà 259m lA

II" ,. +

li

a

\ \ \ Bà 145m

o Il 2 MARS

)( Il 6 MARS matin

o 118 MARS $OIr

~ leT MARS motln

• Il T MARS .. ~

+ le 1!5 MARS matin

Fig. A6 - Positions d'un même point "fixe" observées à diffé r e ntes oériode s. a) vues de la station A. ,. b) vues d e la station B. c) compensé.

39

IV. PRECISION DE LA MESURE

Partant du postulat que le point compensé représente le point réel le plus probable , on peut déterminer la précision du disposi­tif composé de deux stations distance­mètre-théodolite, et en déduire la précision que procurerait un dispositif réduit cons­titué d ' une seule station distancemètre­théodolite , ou bien de deux stations dis­tancemètres ou de deux stations théodolites, en extrayant les mesures relatives à ces divers dispositifs non redondants et en les compari'mt aux mesures cOll'pensées.

IV.l Correction du biais de mesure

L'examen du tableau TAI sur lequel sont données les valeurs des moyennes et écart type des différentes composantes du vecteur écart résiduel, pour l' ensemble des points du réseau et aux différentes dates où celui-ci a été mesuré par double station , fait ressortir que les valeurs moyennei ne sont pas nul l es. Autrement dit , les obser­vations sont entachées d ' erreurs systéma­tiques , dues à l'opérateur et aux conditions atmosphériques, se traduisant par un biais .

Pour am~liorer la précision de l ' exploita­tion , l ' ensemble des mesures est corrigé de ce biais, jusqu'à ce que, par itérations successives, celui-ci deviënne nul ou quasiment nu l . La convergence de cette mé­thode est très rapide.

On voit ainsi que la correction ne modifie pas la dispers i on et réduit sensiblement la norme de compensation (48 % le 15 mars) tout en diminuant un peu sa dispersion, ce qui est bon pour l a préci sion du résultat .

IV . 2 Ellipse d ' incertitude

Si l ' on examine l es différentes coordonnées déterminées à partir d ' une série de mesures fa i tes sur un même repère fixe, depuis une station unique "distancemètre + théodolite" , l ' ensemble des points représentatifs se situe à l ' intérieu r d ' un domaine que l ' on p~ut ca­ractériser par une ellipse d ' incertitude d ' équation

x2 y2 + -2

02 x ay

2 p (figure A5)

(ce l a s uppose que l es populations x et y soient gauss i ennes , d ' écart type a x et a y ).

La probabil ité de "présence " du point rée l dans l ' e ll ipse de demi-axes pax et pay vaut

40

2 Pr (M € e ll ipse p) = 1 - e -p /2

Il Y a ainsi 95 % de chance pour que le point rée l soit dans une ellipse de demi­axes 2a x et 2a

y•

La figure A6 montre les différentes posi ­tions d ' un repère "fixe" au cours du temps , vu de A et de B. Les paramètres des ellipses correspondants sont

A 6

A 2 ax = mm ay mm

B 3 B 2 ax mm ay mm

Les points compensés sont eux-mêmes dis­persés à l ' intérieur d ' un cercle d ' incerti­tude de 8 mm de diamètre , ce qui correspond approximativement à a = a . = 2 mm , lJour une distance moyenne de v~sée e ' environ 200 m, soit 0 = 4 x 10- 5 D.

Si l'on considère l' écart type moyen des résidus de compensation du tableau TAI , on obtient aussi

- 5 a = 1 . 07 . 10

pour les g i sements et les distances relatives , soit un cercle d'incertitude de diamètre 4 . 3 x 10- 5 D.

Dans la pratique, on retiendra comme dia­mètre du cercle d ' incertitude à 95 % de pro­babilité de présence

Il est , en théorie, impossible de définir une telle grandeur si l ' on ne dislJose que d ' une seule station , puisqu ' on ne peut dé ­terminer le biais de mesure qui peut, a priori , être quelconque. Toutefois , en compa­rant les positions brutes vues de la station A, à celles des points compensés avec correc­tion de biais , on obtient un cerc l e d ' incer­titude dont le rayon est multipl i é par 1 .5 par rapport au précédent. Ce rapport , relati­vement faible, peut n ' être que le fruit du hasard !

IV.3 Seui l de déplacement décelab l e sur un repère donné

Le mouvement d ' un repère se décèle par comparaison des positions à deux dates diffé­rentes . Le seuil de mouvement décelable est alors égal ~ V'2 fois la valeur du rayon du cercle d' i ncertitude.

[~ 3 , 5 10-5 D pour le disposit i f de triangulation complet

[e:arts résiduels Norme Dates

de s 6GA 6DA/DA 6GB 60B/DB r·loyenne a

re levés x a x a x a x a

12R 171 - 49 144 - B9 105 -59 128 137 88 2 mars

1 1 70 2 143 -1 102 2 129 110 83

- 6 151 -78 129 - 29 90 2B 94 107 65 6 mars matin 1 149 -3 126 ~ 5 85 ~-1 90 98 59

---17 85 48 92 52 82 - 13 73 80 42

6 mnr s soir 2 84 - 3 89 4 78 a 72 70 40

112 102 160 112 94 89 - 94 95 133 58 7 mé.lrs matin 2 103 - 2 107 4 82 1 92 84 47

9R 100 -96 125 - 110 98 - 27 77 12D 61 7 mars soir -2 98 a 122 -2 96 -2 78 87 47

318 241 -29 287 1-;52

250 - 196 173 250 19D 15 mar s m<Jt in - 1 237 -1 284 252 -1 174 130 201

Le s vale urs de 6GA

et 6GB

s ont données en 10- 7 radicms .

Les valeur s de lIOA/DA et 608/0B sont donnée s en 10- 7 rad ians.

Les valeur s en italique s ont celles qui sont obtenues après c orrec­tion du biais.

TABLEAU TAI - Ecarts résiduels et norme sur l'ensemble du réseau de Sallèdes.

IV.4 Comparaison avec la triangulation simple

Une exploitation analogue , bien que beau­coup plus sommaire, a été réalisée à partir des mesures de gisement seules comparées aux mesures complètes. Il s'avère que la préci­sion que l'on aurait obtenue avec deux théo­dolites simultanés, sans distancemètres, est moins bonne qu'avec une seule station distancemètre + théodolite. Le cercle d'in­certitude est 1,5 fois plus grand dans ce cas. Si l'on ne peut disposer d'un disposi­tif complet, il vaut mieux donc choisir la solution station "distancemètre + théodolite " qui offre. de plus, l'avantage de ne mobili­ser qu'un seul opérateur oour la visée.

IV.5 Incertitude affectant le calcul des déformations

Ceci permet de définir l'incertitude atta­chée à la détermination des déformations locales à partir des mesures de déolacement de deux points voisins, par topométrie. Si Ml et M2 sont repérés à t et t', la défor­mation de MIM2 entre t et t' s'exprime par

[Xl (t') - X2 (t')] - [Xl (t) - X2 (t)]

L'incertitude à 87 % de probabilité sur EX s'exprime par

Pour les reoères situés en pied de remblai, ces valeurs sont

soit

V. CONCLUSION

2,50 m

12.10- 3 m

5.10- 3

Cette expérience a montré qu'il est pos­sible de suivre, en planimétrie, avec une précision tout à fait satisfaisante, l'évo­lution des mouvements d'un remblai routier, en cours de chantier , et ce, à l'aide d'un dispositif léger - deux théodolites et deux distancemètres - servis par deux opéra­teurs assistés de un ou deux porte-mire.

Chaque repère est positionné dans un cercle de diamètre 5.10- 5 D (D distance de visée) à la cadence d'environ 40 repères à l'heure. Les résultats de mesure peuvent être dépouillés dans la journée à l'aide d'un programme passant sur calculateur de bureau.

C'était le but recherché.

BIBLIOGRAPHIE

ASHKENAZI V., The measurement of spatial deformations by geodetic methods, Symp. of Brit. Geotech. Eng. Society on Field Inst. in Geotech. eng. ; May, 1973, Butterworths, 12 pages.

41

Oates

7 _ I~ h

6 - 09 h

A - 16 h

9 - 09 h

9 _ lA h

10 - 09 h

10 - lB h

11 - 09 h

12 - 10 h

J) - 09 h

)J - lA h

14 - 09 h

14 - lB h

1~ - 09 h

15 - lB h

16 - 09 h

42

H (m)

D,RD

D,PO

l,AD

l,AD

2, )0

Annexe Il

TABLEAU DES PARAMETRES DE MOUVEMENT MESURÉS AUX EjVJPLACEMENTS DES QUATRE INCLINOMETRES AVAL

c,a, C,Q. C,R, C,P. ,

Pic \'ivelle Topo Pic Ni ve lIe Topo Pic Topo Pic ~i \il' 1 )(~ Inclina IncUno Inclina Inc lina

0 ) ~ 16 ) -1 7 -1 -5 J

2) 3 5 25 3 0 6 2 1 0 3

4) 6 A 51 ~ 4 16 9 II 4

61 7 5 R4 5 -3 36 -3 2A 3

126 A 5 )JI 6 4 56 ) 4~ 4

2, JO . 174 B Il 17R ID 7 71 5 69 4

), JO

), JO

J,3D

3,30

4,25

4,25

4,BO

4,BO

5,35

5,35

40A 14 22

467 - J6

4B2 15 35

523 16 40

760 21 47

sonde 24 74 bloquée

- 35 101

- 39 146

- 59 16R

- AD 33)

-P1C Inclina en lO Ij radian Nivelle 10- 10 radian Jalon lopomélrique mm

3R7 Il

422 -432 )J

460 15

620 19

sonde 22 bloquée

- 34

- 3R

- 58

- bloq\J~.

21 Ino 16 17J J

32 200 16 19n -35 209 - 202 1

36 224 20 215 1

4n 299 26 2AO 4

72 372 46 3)2 6

96 499 60 407 blJlre

141 658 nA 499 -191 714 114 591 -354 bloqu~e 201 blo~u~e -

1o--+-__ C9

10--+-_-C4 8 R3

Topo

J

J

6

1 --

J

J

Il

17

-

H,

23

~ 45

66

77

1 2~

abstract

BEHAVIOUR OF AN EMBANKMENT BUILT UP TO RUPTURE ON A NATURAL SLOPE .

SALLEDES EXPERIMENTAL SITE, PUY-DE-DOME

In an attempt to attain a better understanding of the mechanism of rupture of embankments on slopes , the Road Research Laboratories have been led to conduct research on a full-size structure .

A first embankment with a large number of instruments, in particular for the measurement of movements, was built in March 1978 and followed up to rupture. The main results obtained concerning the stains and the stability analysis are presented here.

The uncertainty affecting the various measurements made is emphasized , especially as regards the movements, with a view to showing the inherent difficulties in obtaining data for possible calculations by finite elements.

The pore overpr essures of construction remained very small , and the conditions of rupture are very far from the "undrained" rupture assumptions usually made in the short-term stability analysis.

A warning c·ri terion is proposed.

zusammenfassung

VERHALTEN EINER BIS ZUM BRUCH AUF NATURLICHEM

HANG AUFGEBRACHTEN SCHÜTTUNG

Zum Zweck eines besseren Verstandnisses der Bruchmechanismen VO!! Schüttungen auf Hangen haben sich die Laboratorien der Ponts et Chaussées dazu veranlasst gesehen, ein programm zur Erforschung am Bauwerk in wahrer Grosse aufzustellen.

Eine erste Schüttung, die namentlich im Hinblick auf die Messung der Verlagerungen mit einer grossen Anzahl von Messinstrumenten versehen wurde, ist im Marz 1978 aufgeschüttet und bis zum Bruch verfolgt worden. Die wichtigsten Ergebnisse , die hinsichtlich der Verformungen und der Stabilitatsanalyse erzielt worden sind, werden hier dargestellt.

Hervorgehoben wird dabei die Unsicherheit, die die verschiedenen Messungen, insbesondere der Verlagerungen, beeintrachtigen. Damit sollen die Schwierigkeiten aufgezeigt werden, die mit der Erlangung von Werten für die eventuellen Berechnungen mittels finiter Elemente verburiden s ind.

Die baulichen porenüberdrücke sind sehr klein geblieben und die Bruchbedingungen sind weit entfernt von den Hypothesen des "nicht dranierten" Bruchs, die gewohnlich für die kurzfristige Stabilitatsanalyse herangezogen werden.

Ein Warnkriterium wird vorgeschlagen.

43

44

resumen

COMPORTAMIENTO DE UN TERRAPLÉN CONSTRUIDO HASTA LA RUPTURA EN UNA LADERA NATURAL.

LUGAR EXPERIMENTAL SALLEDES, DEPARTAMENTO PUY-DE-DOME '

Para intentar comprender mejor el mecanismo de ruptura de los terraplenes en las l aderas , los Laboratorios de "Ponts et Chaussées" han tenido que programar una investigacion en una obra de tamano natural.

En marzo de 1978, se erigi6 un primer terraplén, muy instrumentado, especialmente para medir los movimientos, que fue seguido hasta la ruptura. Se exponen aqul lo s principales resultados conseguidos en l as deformaciones y en el analisis de estabi lidad.

Se insiste acerca de la incertidumbre que reina en las diversas mediciones efectuadas , espec ialme nte en los movimientos, a fin de poner de manifiesto las dificultades inheren­tes al logro de datos para los eventuales calculos con elementos finitos.

Las sobrepresiones intersticiales de cons truccion permanecieron muy bajas y las condi­ciones de ruptura estân muy ale jadas de las hipotesis de ruptura "no drenada" que se suelen tomar en cuenta en e l a nalisi s de estabilidad a corto plazo.

Se propone un criterio de alerta .

pe3tOMe

«ITOBEJJ,EHI1E HACbIITI1, B03BOJJ,I1MOH JJ,O PA3PYlliEHI1.5I HA ECTECTBEHHOM CKJIOHE, 3KCITEPI1MEHTAJIbHbIH Yl.{ACTOK B CAJIEJJ,E (.aen. ITlOI1-JJ,E-JJ,OM))

JJ,ml TOro, '1T06bI JIy'llIle nOHlITb MeXaHH3M pa3pylIleHHlI HaCbIneR Ha CKJIOHaX, UeHTpaJIbHall JIa60paTopHlI nopOlKHO­MOCTOBOro CTpOHTeJIbCTBa 3anJIaHHpOBaJia npOBeneHHe HCCJIenOBaHHR Ha coopylKeHHH B HaTypaJIbHylO BeJIH'IHHy.

ITepBM HaCbInb, rne 6blJIO HCnOJIb30BaHO 6 OJiblIloe KOJIH'IeCTBO npH60poB, 1lJI1I BbInOJIHeHHlI, B '1aCTHOCTH, 3aMepa ne­peMellleHHR, 6bIJIa B03BeneHa B MapTe 1978 r., a Ha6moneHHe 3a HeR npOnOJIlKaJIOCb no ee pa3pylIleHHlI. B :noR pa60Te npenCTaBJIeHbI OCHOBHble pe3yJIbTaTbI 0 neqlOpMal..\HlIx H aHaJIH3e yCTOR'IHBOCTH.

IT01l'lepKHBaeTclI HeyBepeHHocTb B pe3yJIbTaTaX HeKoTopbIX BbInOJIHeHHblX H3MepeHHR, B '1aCTHOCTH, nepeMellleHHR, '1TO naeT npenCTaBJIeHHe 0 TpynHocTlIX, npHCYlllHX nOJIy'leHHIO naHHbIX nJilI paC'IeTa coopylKeHHR MeTOnOM KOHe'lHbIX 3JIeMeHTOB.

B npOl..\eCce cTpOHTeJIbCTBa nOBbIlIleHHenopOBoro naBJIeHHlI OCTaBaJIOCb He3Ha'lHTeJIbHbIM, H yCJIOBHlI pa3pylIleHHlI OKa3aJIHCb nOBOJIbHO OTnaJIeHHbIMH OT rHnOTe3 «HenpeHHpoBaHHorQ) pa3pylIleHHlI, KOTopble 06bl'lHO npHHHMalOTClI npH aHaJIH3e yCTOR'IHBOCTH 3a KOpOTKHR nepHon.

ITpe1lJlaraeTClI KpmepHR aBapHRHbIX yCJIOBHR.

RAPPORTS DE RECHERCHE

DES LABORATOIRES DES PONTS ET CHAUSSÉES

publiés par le LCPC

77 Application de la chromatographie sur gel perméable à l'analyse des liants de peinture pour signalisation horizon­tale, F. Migliori (1978) - AR 63 : Méthodes chimiques et ph ysico-chimiques.

78 Perte de tension d'origine thermique intervenant au cours de fabrication des éléments précontraints par pré-tension traités thermiquement, M. Hassan (1978) -AR 10 : Ponts en béton précontraint.

79 Propriétés générales des graves traitées par des ciments spéc iaux et des retardateurs de prise, J. Alexandre, A. Broccoli, C. Cimpelli, J .-L. Paute (1978) - AR 34 Assises traitées aux liants hydrauliques.

80 Éboulements et chutes de pierres sur les routes. 1. - Méthode de cartographie, Groupe d 'études des fa­laises (1978) - AR 09 : Mécanique des roches et ou­vrages souterrains.

81 Éboulements et chutes de pierres sur les routes. " . - Recensement des parades, Groupe d'études des falaises (1978) - AR 09 : Mécanique des roches et ou­vrages souterrains.

82 Diagraphies de densité et de teneur en eau. Sondes nu­cléaires de première génération , J . Ménard et J. Cariou (1978) - AR 64 : Emploi des radio-isotopes.

83 Analyse minéralogique - Application aux bétons durcis en liaison avec la pérennité des ouvrages, F .-X. Delaye (1978) - AR 31 et 63 : Bétons et liants hydrauliques -Méthodes chimiques et physico-chimiques.

84 Application de l'holographie à l'analyse des contraintes, J.·M. Caussignac (1978) - AR 65 : Méthodes physiques.

85 Fatigue des ouvrages d'art métalliques soudés - Rapport introductif ' à un programme de recherche, P. Brevet, D. François, J-P. Gourmelon et A. Raharinaïvo (1978)­AR 32 : Métaux.

86 Réparation des structures en béton fissurées par injec­tion de liants époxydiques, Y. Mouton (1979) - AR 31 et 63 : Bétons et liants hydrauliques - Méthodes chi­miques et physico-chimiques.

87 Argiles à meulières et calcaires de Beauce en Hurepoix, Synthèse géologique, J .C. Grisoni (1979) - AR 04 : Reconnaissance des tracés et sites.

88 Méthode de contrôle de la pollution des eaux . Les pes­ticides et leur détermination dans les eaux de surface, J . Lamathe, Ch . Magurno et G. Maire (1979) - AR 63 : Méthodes chimiques et physico-chimiques.

89 Stabilité, ténacité , propagation des fissures dans les fils et barres en acier, A. Athanassiadis (1979) - AR 32 : Métaux.

90 Prospection des gisements rocheux à l'aide des diagra­phies, C. Archimbaud et J . Peybernard (1979) -AR 35 : Granulats.

91 Compactage des assises de chaussées traitées aux liants hydrauliques au moyen de compacteurs à pneumatiques, M. Khay, Guy Morel et J.-M. Machet (1979) - AR 34 : Assises traitées aux liants hydrauliques.

92 Contribution à l'étude du retrait de la pâte de ciment durcissante, M. Buil (1979) - AR 31 : Bétons et liants hydrauliques.

93 Le fluage des sols argileux - Étude bibliographique, B. Félix (1980) -AR06 : Ouvrages en terre.

94 Le fluage et la consolidation unidimensionnelle des sols argileux, B. Félix (1980) - AR06: Ouvrages en terre.

95 Étude bibliographique sur les possibilités actuelles d'uti­lisation des hyperfréquences en génie civil , G. Baillot (1980) - AR 65 : Méthodes physiques.

96 Propriétés électrocinétiques des particules argileuses. Application de la méthode électrophorétique aux pro­blèmes d'environnement et d'identification des sols, O. Cuisset (1980) - AR 03 : Terrassements.

97 Transport et dispersion d'effluents industriels ou urbains dans le domaine côtier de mers à marées, J .-L. Olié, Jean Godin , Penh Lmuth (1980) - AR 67 : Eau.

98 Cassettes LPC : enregistrement, lecture, exploitation, M. Leroy, J. -Y . Toudic (1981) - AR 68 : Informatique.

99 Météorologie et terrassements, P. Hénensal (1981) -AR 03 : Terrassements.

100 Méthodologie de caractérisation de l'agressillité d'un site, D. André, J . Millet , A. Raharinaïvo (1981) - AR 32 et AR 30 : Métaux - Matériaux pour ouvrages d'art.

101 Le vibrex. 1 nfluence des paramètres d'un rouleau vibrant sur l'efficacité du compactage, A. Quibel, M. Froumentin, G. Morel (1981) - AR 03, 33 et 34 : Terrassements ; Liants hydrocarbonés et enrobés ; Assises traitées aux liants hydrauliques.

102 Amélioration de la visibilité de la signalisation routière de jour et de nuit - Applications de la photométrie et de la colorimétrie, R . Hubert (1981) -AR 20 : Signalisation et exploitation de la route.

103 Application des chromatographies en phase liquide et en couche mince à l'analyse des polluants organiques des eaux - Synthèse bibliographique, D. Grange , Ph . Clément (1981) - AR 63 : Méthodes chimiques et physico­chimiques.

104 Pollutions métalliques du milieu naturel - Guide méthodo­logique de leur étude à partir des sédiments - Rapport bibliographique, D. Robbe (1981) -AR 67 : Eau.

105 Étude des vibrations provoquées par les explosifs dans les massifs rocheux, P. Chapot (1981) - AR 09 : Tunnels et travaux dans le rocher.

106 Détermination expérimentale des courbes d'état limite de l'argile organique de Cubzac-les::Ponts, S. Shahanguian (1981) - AR 06: Ouvragesen terre.

107 Étude de pieux soumis à des poussées latérales par la méthode du module de réaction, R. Frank , M. Kutniak (1981) - AR 05 : Fondation des ouvrages.

108 Fluage du béton. Tentative de caractérisation du compor­tement rhéologique non linéaire dans la représentation par intégrales multiples, Ch . Gaucher (1982) - AR 30 : Matériaux pour ouvrages d'art.

109 Statistiques et probabilités en mécanique des sols. État des connaissances, J .-P. Magnan, S . Baghery (1982) -AR 06 : Ouvrages en terre.

110 1 nfluence des argiles sur les propriétés des mortiers de ciment, Z.R. Unikowski (1982) - AR 35 : Granulats.

111 Moyens d'action pour limiter la pollution due aux eau x de ruissellement en système séparatif et un itaire -Synthèse bibliographique, J . Ranchet, Y. Ruperd (1982)-AR 67 : Eau. .

112 Compactage à sec des remblais et assises de chaussées, A. Cissé (1982) - AR 03 : Terrassements.

113 Possibilités d'utilisation des méthodes thermiques à des fins d'essais non destructifs en génie civil - Synthèse bibliographique, J. Charrier, J .-A . Marucic (1982) AR 65 : Méthodes physiques pour le génie civil.

114 Les essais de granulats, A. Denis, C. Tourenq (1982) AR 35 : Granulats.

115 Analyse numérique de la consolidation bidimensionnelle des sols élastoplastiques - Traitement par la méthode des éléments finis et appl ication au remblai expérimental B de Cubzac-les-Ponts, A . Belkéziz, J .-P. Magnan - AR 06 : Ouvrages en terre.

116 Utilisation de la méthode des éléments finis en mécanique des sols dans le domaine de l'élastoplasticité, A. Barbas, R. Frank (1982) - AR 05 . Fondation des ouvrages.

117 Les polluants atmosphériques et les odeurs, nature, mesure, méthodes d'élimination . Synthèse bibliogra­phique, O. Benoit, G. Pannier (1982) - AR 63: Méthodes chimiques et physico·chimiques.

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118 Une méthode d'étude du comportement des enrobés bitumineux à la fatigue en cission, M. Assi (1983) -AR 33 : Liants hydrocarbonés et enrobés.

119 Contrôle de la pollution routière . Prélèvements et do­sages de quelques métaux - Synthèse bibliographique, O. Benoit (1983) - AR 63 : Méthodes chimiques et physico-chimiques.

120 Compactage par vibration des matériaux granulaires, O. Farzaneh (1983) - AR 03 : Terrassements.

121 Modèle élastoplastique anisotrope avec écrouissage pour le calcul des ouvrages sur sols compressibles, A. Mouratidis, J.-P. Magnan (1983) - AR 06 : Ouvrages en terre.

122 Analyse probabiliste de la stabilité et des tassements des remblais du site expérimental de Cubzac-les-Ponts, S. Baghery, J .-P. Magnan (1983) - AR 06: Ouvrages en terre.

121 Modèle élastoplastique anisotrope avec écrouissage pour le calcul des ouvrages sur sols compressibles, A. Mouratidis, J .-P. Magnan (1983) - AR 06 : Ouvrages en terre.

122 Analyse probabiliste de la stabilité et des tassements des remblais du site · expérimental de Cubzac-les-Ponts, S. Baghery, J.-P. Magnan (1983) - AR 06: Ouvrages en terre.

123 La méthode des éléments finis en visco-élasticité et visco-plasticité . Applications à la mécanique des sols, B. Félix (1983) - AR 05 : Fondations des ouvrages.

124 Ëtude de la réticulation isotherme, en présence et en absence d 'eau , de quelques liants épo~ydiques utilisés pour la réparation des bétons hydrauliques, J. Borreill (1983) - AR 63 : Méthodes chimiques et physico­chimiques.

125 Sol bicouche renforcé par géotextile, H. Perrier (1983) -AR 03 : Terrassements.

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Imprimé par le LCPC, 58 boulevard Lefebvre - 75732 PARIS CEDEX 15 sous le numéro 502 734 - Dépôt légal ,' Novembre 1983