Rapport (Réparé) Fin

8/17/2019 Rapport (Réparé) Fin

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Etude de franchissement sur Oued el MelLehIntroduction

Introduction

Tous les pays en voie de développement cherchent à améliorer de plus en plus leursinfrastructures routières pour faciliter les transports et les déplacements entre les différentes

régions du pays. Ceci influe directement sur les échanges économiques avec les pays voisins.

Dans ce contexte, la direction régionale de l’équipement, de l’haitat et de l’aménagement du

territoire a chargé le ureau d’étude ! "C#T $ de la mission d’étude d’un ouvrage de

franchissement de l’autoroute %aghréine pro&etée sur ! '(#D %#)*+ $.

)’o&ectif de ce pro&et de fin d’études est d’effectuer l’étude, la conception et le

dimensionnement de quelques éléments de l’ouvrage ainsi que les calculs &ustificatifsnécessaires selon les règles *#)- et les recommandations "#T/*.

Ce travail comporte quatre différentes parties 0

)a première partie est consacrée à l’étude hydrologique et hydraulique.

(ne deuxième partie au cours de la quelle, on a con1u la variante la plus adéquate

selon une étude en faisant intervenir les données naturelles, géotechniques et

fonctionnelles.

Dans la troisième partie, (ne étude technique de la variante retenue constitue la

seconde phase qui entame la conception et le dimensionnement des différentes parties

de l’ouvrage d’art en question. )e dimensionnement du talier est réalisé par les

méthodes de calcul analytiques et empiriques. 2uant aux appuis et fondations, les

calculs &ustificatifs de dimensionnement et du ferraillage sont effectués selon les règles

en vigueur 3*#)-, "#T/*45. #nfin, une étude géotechnique a été nécessaire afin de choisir le type de fondation le

plus approprié.

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page 1


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Etude de franchissement sur Oued el MelLehrapport principal

Chapitre 1

Présentation générale ! pro"et

Ce pro&et entre dans le cadre de la réalisation d’une autoroute maghréine, pour le ut de

prolonger l’autoroute qui relie Tunis à "fax d’une part, et d’améliorer les échanges

économiques entre les pays maghréins d’autre part.

6igure 0 le tracé en plan de l’autoroute maghréine 3carte du réseau routier de la Tunisie5

7l s’agit exactement d’un franchissement sur 'ued ! el %ellah $ au niveau du tron1on

"fax 8 9aés. *u cours de ce pro&et, on s’intéresse uniquement à l’étude d’une seule travée

puisque on présente les m:mes hypothèses et conditions, l’autre travée de l’autoroute se

déduit par symétrie par rapport à la première.


Tracé de l’autoroutemaghréine


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6igure ; 0 localisation de l’ouvrage 3d’après 9oogle #*/T+)

Chapitre 2 #

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page $

'ued el

%ellah

Tracée del’autoroute%aghréine

'uvrage defranchissement sur 'ued

el %ellah

N


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Et!e h%rologi&!e et h%ra!li&!e

I. Introduction

Dans ce chapitre, on va calculer le niveau des plus hautes eaux ! ;@A Bm.


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/ t 0 valeur régionale représentant le rapport des déits.

2 moy 0 le déit maximum moyen 0 2 moy>LAMlog 3"5 3m@ Es5.

" 0 la superficie du assin versant 3en Bm5.

c. Formule de FRIGUI [3]

)e déit est 3 53 5

m

T n

AQ S

S λ = × ×

+(

m A 0


6/74


"m 0 la section mouillée 3m5.

/ + 0 le rayon hydraulique égal au rapport de la section mouillée "m par le périmètre mouillé


7/74


6P 4m) @,KmTaleau @0 Galeur du niveau des plus hautes eaux,


8/74


6igure K0 niveau de l’intrados du pont

(. tude d’a99ouillement

)e phénomène d’affouillement est du aux tourillons qui se forme au droit des piles et qui

transporte avec eux des matériaux en laissant à nu les fondations. 7l existe deux types

d’affouillement général et local.

a. Aou!llemen" #$n$ral

)’affouillement autour des piles des ponts implantées dans un cours d’eau est une action

d’origine naturelle. C’est pourquoi le pro&eteur d’un ouvrage d’art doit tenir compte de ce

phénomène 0 le niveau de fondation doit impérativement :tre situé au niveau de la profondeur maximale d’affouillement maximale. 7l est nécessaire donc d’évaluer cette profondeur. 7l

existe une estimation pour déterminer cette profondeur.

Cette estimation est asée sur l’analyse granulométrique du matériau du fond du lit, et en

particulier, le diamètre des sédiments.

)’oued el %elleh présent un lit à sédiment fins 3d-? R mm5, d’oS la profondeur

d’affouillement général est calculé grce à la formule de +*UP7 et "7%'P" 0

+g>?,KL M 2 ?,@ 8 mS

B

2 0 le déit du pro&et 3en m@ Es5.

"m 0 la section mouillée 3en m5

0 la largeur du lit mineur égale à ;? m

D’oS l’affouillement général est 0 +g > ;,K m.

b. Aou!llemen" local

)’affouillement local dépend de la section de la colonne, pris comme choix des piles comme

on verra dans le chapitre ! &ustification des colonnes $, l’affouillement local est égal à ;MD.

Dans cette étude, le diamètre D est pris égal à m qui donne un affouillement local 0

+ ) > ; m.



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c. Hau"eur d%aou!llemen"

)a hauteur d’affouillement, +, est la somme de la profondeur d’affouillement général et de la

profondeur d’affouillement local 0 + > K,K m.

d. In"er&r$"a"!on

)a hauteur d’affouillement est égale K,Km V @m. Donc, on choisit une fondation profonde au

niveau des appuis de l’ouvrage.

Chapitre $ #

Présentation et /hoi es ariantes

I. Introduction

(n concepteur d’ouvrage d’art doit concevoir une structure stale, durale et résistante qui

s’adapte aux différentes conditions afin d’éviter les prolèmes, soit de service et ceci en vue

d’éviter les dommages pour les utilisateurs, soit les prolèmes liés au coWt.

#n effet, la conception d’un tel pro&et d’ouvrage d’art passe par la satisfaction de plusieurs

contraintes et la considération des données propres à l’environnement du pro&et ainsi que les

normes connues pour les ouvrages d’art et en génie civil généralement.

II. Données et contraintes pour la conception

1. 8es données naturelles

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page +


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)a topographie 0 il convient de disposer d’un relevé topographique aussi précis

que possile, avec l’indication de repères de niveau, en effet la vue en plan du site doit

indiquer la possiilités d’accès afin d’identifier les données fonctionnelles du pro&et comme

le tracé en plan et le profils en long.

)’hydrologie 0 pour notre cas, franchissement d’un oued, il faut connaitre

parfaitement le régime, la fréquence des crues et la longueur d’affouillement qui est

indispensale pour les calculs &ustificatifs de fondation.

2. 8e biais et la courbure

9énéralement les grands ouvrages doivent :tre pro&etés droits, )e iais modéré complique

l’exécution et induit un fonctionnement mécanique qui peut s’écarter sensilement desmodèles de calcul de la résistance des matériaux usuels.


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)es différentes variantes pour ce pro&et sont 0

a. 'on" dalle

Ce type d’ouvrage se caractérise par un talier mince, c’est pour cela, qu’il est le plus

privilégié sur le plan esthétique. )es ponts dalles sont employés en Xone uraine, dans les

villes et pour les franchissements des autoroutes.

De point de vue structure, le pont dalle présente un talier rouste, puisque il a une onne

résistance au cisaillement et à la torsion, donc on peut l’employer en iais ou en coure.

Ce type d’ouvrage nous permet de minimiser la main d’Yuvre, mais il nécessite plus de

matière. #n effet les ponts dalles consomment de ;A Z à @? Z de plus de matière par

rapport aux ponts à poutres.

)es ponts dalle ne présentent pas de préfarication en plus ils sont très sensiles au tassement

différentiel pour la raison de la continuité des travées.

)e pont dalle est utilisé pour des travées de ;?m à @?m dans les cas courants et peut atteindre

la longueur de @Am dans les /as exceptionnels.

6igure A 0 #xemple de pont dalle [@\

b. 'on"( ) &ou"re( &r$abr!*u$e(

)e éton coulé en atelier, à poste fixe, a une meilleure qualité par rapport au éton mis en

place sur échafaudages, car les conditions de contr]le sont eaucoup plus faciles.

#n effet ce type d’ouvrage offre la possiilité à la préfarication des poutres en éton armé ou

en éton précontraint, ainsi il permet d’éviter les prolèmes de l’échafaudage au sol ou de

cintre d’étaiement, par ailleurs ces travaux de préfarications peuvent :tre exécutés



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parallèlement avec d’autres travaux comme les fondations et la construction des appuis, ce

qui entraine une minimisation de la durée d’exécution de l’ouvrage.

%algré que cette conception consomme plus de main d’Yuvre, elle présente un gain de

matière au niveau de l’acier et m:me au niveau du éton. C’est pour 1a, que ce type d’ouvrageest le plus employé en Tunisie.

)es ponts à poutres se caractérisent par un talier épais, ils ne donnent pas d’importance au

cotée esthétique et ils sont employés en Xone rurale et principalement sur les oueds.

Ce type d’ouvrage est eaucoup moins sensile aux tassements différentiels, en plus cette

sensiilité face au tassement est diminuée lorsqu’on utilise des travées isostatiques.


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6igure N 0 #xemple d’une T7* [@\

c. 'on"( ) c+ble(

Ce type de conception est rarement utilisé en Tunisie, sauf pour le cas du pont

/ades ^ )a 9oulette, à cause des prolèmes de l’exécution.

Ces ponts sont classés suivant la longueur de la travée 0

Pont s!spen!s e portée $00 2000 (

6igure L0 #xemple de pont suspendu [@\


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#n Tunisie, cette conception présente un inconvénient au niveau de l’exécution des cles,

donc ce choix est à re&eté.

d. 'on"( m!,"e(

Cette appellation recouvre des conceptions très variées, principalement liées au nomre et à la

nature des poutres métalliques. Ce système de conception se différencie par le système porteur

du talier qui peut :tre sous forme de 0

ipoutres mixtes

)a structure métallique est composée de deux poutres, et c’est la conception la plus fréquente

car elle réduit le nomre d’assemlage pour les poutres.

Taliers multi poutres

)a dalle est posée uniquement sur les poutres, dont l’écartement est très faile au déut puis il

augmente progressivement. )e recours aux taliers multi poutres est nettement moins

fréquent, puisque les croisements poutresJentretoises nécessitent des opérations

d’assemlages plus importants et des mes nomreuses, alors qu’on a tendance, de nos &ours,

à simplifier la structure.

Caissons avec dalle en éton 0

Ce type d’ouvrage présente un tracé en plan en coure. Cette conception est utile, lorsqu’il est

nécessaire d’avoir des appuis intermédiaires ponctuels pour limiter l’emprise des piles,

comme dans le cas des voies ferrées ou dans le site urain, or ce n’est pas le cas pour ce

pro&et.

6igure ?0 #xemple d’un pont mixte [@\

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page 1'


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IV. Choix de la variante

*fin de minimiser le coWt du pro&et, on doit éliminer la conception d’un pont mixte puisque le

coWt de l’acier est élevé. *ussi comme on a signalé que la conception de pont à cle est

rarement réaliser en Tunisie, le choix se limite entre pont dalle et pont à poutre préfariquées.

#n effet cette dernière est la plus adéquate vue qu’il s’agit d’un ouvrage de franchissement

d’un oued, donc on doit utiliser des poutres préfariquées afin d’éviter les prolèmes dues à

l’exécution comme les travaux d’échafaudage et de coffrage.

/este à choisir la conception au niveau des poutres préfariquées en éton armé ou en éton

précontraint.Tout d’aord, on doit déterminer la longueur longitudinale de l’ouvrage. #n effet, vu les

contraintes suivantes 0 Gérifications des c]tes des culées qui ne doivent pas :tre prés du niveau d’eau. %inimiser les travaux de remlayage et de délayage. /especter la contrainte de la ligne de la route.

D’oS la longueur longitudinale de l’ouvrage est de 1+-m.*près on effectue une comparaison entre les deux choix 0

Pont : poutres en béton

armé

Pont : poutres en béton

précontraintlon7ueur lon7itudinale du pont )>NAm )>NAm

lon7ueur d’une travée l>;?m l>@Amnombre des travées - Anombre d’appuis N K

nombre de 9ondations : exécuter N K

Taleau K0 Comparaison entre les deux choix

'n remarque qu’au niveau des ponts à poutres en éton précontraint, on diminue le nomre

des appuis et des pieux presque de moitié par rapport à la conception d’un pont à poutres en

éton armé. Donc c’est une minimisation des couts très importante visJàJvis le coWt total du

pro&et.

Conclusion 0


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6igure 0 Coupe longitudinale du pro&et

Chapitre 1 # /on/eption ! ta3lier

I. Introduction

)e talier est constitué de poutres préfariquées longitudinales de hauteur constante. Ces

poutres sont solidarisées entre elles par des entretoises et un hourdis de faile épaisseur supportant la chaussée.

)es poutres sont souvent parallèles et équidistantes, #lles comportent une large tale de

compression formant la memrure supérieure, et des talons constituant la fire inférieure, ces

deux éléments étant reliés par une me de faile épaisseur. )es poutres ainsi réalisées ont un

on rendement mécanique qui permet à la structure de ien se placer dans la gamme des

portées moyennes, à savoir d’une trentaine à cinquantaine de mètres.

)es entretoises, dont le nomre est variale, ont pour r]le de raidir la structure

transversalement. )eur hauteur est sensilement égale à celle des poutres.

II. Le hourdis

)a réalisation de hourdis est facilitée lorsque les poutres de rive sont placées directement en

rive et qu’il n’y a pas de hourdis à couler en encorellement avec les poutres de rive. )a

liaison par le hourdis peut :tre réalisée de deux fa1ons 0

1. ourdis intermédiaire

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page 1*

8on7ueur totale du pro;et 1+-m


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)e hourdis est coulé entre les poutres, c_estJàJdire dans le prolongement des tales de

compression. Ce choix conditionne l’épaisseur de l’extrémité des tales de compression égale

à l’épaisseur du hourdis.

2. ourdis 7énéral

)es hourdis généraux sont plus faciles à coffrer puisque les coffrages peuvent :tre simplement

appuyés sur les extrémités des tales de compression(

3. Choix du hourdis

?,Lm et de

largeur égal à celui du pont, soit à K,Am.

-. Co99ra7es perdus


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@A 8 ;M?, A donc l c>@Km.

2. Pro9il des poutres

)e recours à la préfarication permet d’envisager des formes de poutres asseX élaorées,

difficiles à coffrer, mais permettant de faire travailler au mieux la matière. 6inalement on

adopte des poutres avec talon.

3. spacement des poutres

)’espacement courant ou entraxe des poutres est voisin de @m. Dans la pratique, il varie entre

;,Am et @,Am et exceptionnellement Km.

)e nomre de poutres va donc dépendre essentiellement de la largeur du talier et de la

position des poutres de rive. Dans la mesure du possile, on cherche à positionner ces poutres

de rive le plus prés des ords lires, de manières à supprimer la partie de hourdis à couler en

encorellement les poutres de rive qui est difficile à coffrer.

'n adopte comme entraxe ? > ;,Nm. Donc le nomre des poutres par travée est égal à

poutres.

(. auteur des poutres


Préalle per!


19/74


)’élancement haituelle se situe entre

L à

de la portée de la poutre, donc

&

c

-

l >

Là

.

)e non respect de cet élancement conduit à des talons très larges et à un poids important des

poutres. )’élancement économique est égal à

N, pour ce pont, la largeur de calcul est égale à

@Km, donc a &- >@KM3EN5.

Donc &- >,LLm on prend finalement &- >,Lm.

-. paisseur de l’=me

)’épaisseur de l’me fixée pour ab >?,Lm à ?,;Am, on prend une me égal à ?,;m, donc ab

>?,;m.

/. 8ar7eur de table de compression

)a largeur de tale de compression est pris égale dans l’intervalle ?,A à ?,N de la hauteur de

talier c_estJàJdire ?,A à ?,N de &-

, donc on adopte comme largeur de compression un " b

>?,AM &- >?,AAM,L>?,--m, donc " b >m.

+. 5imension du talon de la poutre

)a méthode de "#T/* [;,\ recommande un calcul les dimensions du talon de la poutre.

à ,A.

'n prend H>KA`. 3Goire la figure n`?5.

)a largeur du talon est calculée sachant que

)t est la largeur du talier chargeale tel que )t >)argeur roulale Q *( Q D9 > @,Am.

*vec *( 0 ande d’arr:t d’urgence de ;m et D9 0 ande dérasé de gauche de m.

)c est la largeur de calcul égal à @Km.

B t 0 constante sans unité égael à ?? à @??, h p>;m.

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page 1+


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C

C

" c

"a

& "

L ,l b

- ,. ,n= =

.@, A @KC?,AK

.,LC .;?? D

,m

, ,=

Donc ta > ?,AK m.

Calcul des hauteurs du talon 0

'n a tan H > à ,A et h; >?, à ?,; m

"i on choisi H > KA` d’oS h>?,AK ?, ;

?,N; ;

"a ab b

m− −

= =

#t si on choisi h;>?,m d’oS h ta> h;Q?,AM h donc h ta >?,LAm

6igure @0 Talon d’une poutre précontrainte

Gérification du rendement 0

7l est recommandé d’avoir un rendement de ?,KA à ?,AA pour ce type de poutres, on calcule le

rendement comme suit 0

>_

I

A,/,/ avec G et G’ position du centre de gravité de 9.

Telle que 0



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M C 3 5 M C 3 5 M M 3; 5b c

; M 3 5 M 3 5 M

?,; M ;C 3 ?,;5M?,DLC 3?,AK ?,;5M?,LAM 3;M; ?,LA5b c , ?A

; ?, ; M ; 3 ?, ;5 M ?,DL 3?, AK ?, ;5 M ?,LA

ba -& b" ba -d b"a ba -"a -& -"a/

ba -& b" ba -d b"a ba -"a

m

+ − + − −= =

+ − + −+ − + − −

= =+ − + −

D’oS on aura 0 G’> 3 &- JG5>,L 8 ,?A >?,NAm

7 0 %oment d’inertie de la section par rapport à l’axe x passant par son centre de gravité,

sachant que y>G>,?Am et y;>G’>?,NAm, est calculé comme suit 0

\53M53M53M53M[@

@;

@

@

@

"aa"a"ad a" " & - 0bb 0b- 0bb 0b I −−−+−−+= > ?,NAmK.

* 0 *ire de la section 0 d " "ad a"a"a -b- 0- 0b-b A M5\35[3MM ; +−+−+= >?,-m.

)e rendement alors est >?,K-. 3Gérifiée5.

6inalement les caractéristiques d’une poutre sont résumées dans la figure suivante 0

6igure K0Coupe transversale d’une poutre

IV. Les entretoises

)es entretoises ont pour r]le de répartir les charges entre les poutres et de les encastrer à la

torsion sur appuis, en plus elles présentent un r]le indispensale pour l’opération de vérinage

du talier rendu nécessaire pour le changement des appareils d’appuis, à moins de prévoir des

dispositifs particuliers. )e cas de charge correspondant est souvent prépondérant pour le

dimensionnement des entretoises.



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1. auteur des entretoises

)a hauteur d’une entretoise pris égal à 3?,L à ?,-5 hp, 'n opte pour la hauteur d’une

entretoise he égal à ?,-m. Donc he >?,-m.

2. paisseur des entretoises

)’épaisseur des entretoises est prise par défaut dans l’intervalle ;cm à cm.'n peut

considérer comme épaisseur e> Acm>?,Am.

V. Les équipeents du ta!lier

1. 8es corniches

)es corniches sont des éléments qui équipent les ords latéraux dun pont. #lles présentent la

ligne de l’ouvrage surtout lorsque la dalle est coulée sur place. )es corniches peuvent se présenter comme un lamier pour l’écoulement latéral des eaux et par suite éviter le

ruissellement de l’eau sur la partie porteuse de la structure. #lles aussi permettent le

scellement des gardeJcorps. )e poids propre des corniches varie est de ; BPEml à @ BPEml.


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)e r]le des appareils d’appui est de transmettre les actions verticales dues à la charge

permanente et aux charges routières, ils permettent les mouvements de rotations dues aux

effets des charges routières, et les déformations différées du éton et aussi peuvent tenir

compte des actions sismiques dans les cas échéant.


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6igure N0 )es &oints de chaussées [@\

+. ,yst-e d%évacuation d%eau

7l assure une évacuation rapide des eaux pluviales pour éviter l’inondation de la chaussée et

les infiltrations dans les couches de roulement.

6igure L0 "ystème d’évacuation d’eau [@\

VI. Coupe transversale du ta!lier

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page 2'


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6igure - 0 coupe transversale du talier

Chapitre 2 # iensionneent ! ta3lier

I. Etude des poutres

)es taliers des ponts à poutres sont des structures tridimensionnelles pour lesquelles de

nomreuses méthodes de calcul classiques ont été proposées. #n général, létude du talier est

sudivisée en une étude dans le sens transversal et une étude dans les sens longitudinal. )a

première étude donne un coefficient de répartition transversale C/T dont on le multipliera

avec les sollicitations gloales retrouvées dans le sens longitudinal pour otenir les

sollicitations moyennes d’une poutre. *insi, on otient le principe suivant 0

"ollicitations moyenne>C/T x sollicitations gloale.

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page 2)


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1. >éthode de ?uyon@>assonnet

)a méthode de 9uyonJ%assonnet, développé originalement par 9uyon en -K et mise sous

forme de taleaux numériques par %assonnet en -AK, est utilisée lorsque la rigidité

torsionnelle des éléments d’un pont ne peut pas :tre négligée et la section transversale du pont

est considérée comme étant déformale. Cette méthode consiste à déterminer le coefficient B

pour la répartition transversale des surcharges pour le moment longitudinale, et le coefficient

pour le moment transversale.

2. Calcul des paramAtres du pont

)e comportement mécanique du pont est défini avec deux paramètres, le paramètre de torsion

α et le paramètre dentretoisementθ .


27/74


'n détermine la ligne dinfluence pour une poutre de rive et pour une poutre centrale. )es

deux paramètres fondamentaux qui définissent le comportement du pont sont 0 le paramètre de

torsion 3α > ?,@K5 et le paramètre dentretoisement 3θ > ?,AK5. Daprès la méthode 9uyonJ

%assonnet, 'n a pu déterminer les coures des lignes dinfluence pour la poutre de rive et

aussi pour la poutre centrale.

a. 'ou"re de r!1e

6igure ;?0 )igne d’influence pour la poutre de rive

b. 'ou"re cen"rale

6igure ;0 )igne d’influence pour la poutre centrale

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page 2.

E/entreent transersale

6

E/entreent transersale

6


28/74


(. 8es coe99icients de répartition transversale 4C&$)

Dans lasence des entretoises intermédiaires, cest le hourdis qui &oue le r]le

dentretoisement. *insi, pour déterminer les efforts dans une poutre, on doit tenir compte de la

répartition transversale des surcharges et ceci à travers un coefficient de répartition

transversale C/T. CeluiJci montre la portion des surcharges transmises dans une poutre.

D’une manière générale le C/T est déterminé de la manière suivante 0

∑

∑=

n

!

n

!!

&

K &

η 7n

K

n

K

n&

K &n

!

n

!

==∑∑

*vec pi 0 charge sinusodale appliquée sur le pont

B 0 coefficient déterminé par les taleaux de 9uyonJ%assonnet 3voir coures

lignes dinfluence5.

'n simplifie p et par suite, on na pas esoin décrire son expression sinusodale.

D’oS, η >n

K , n 0 nomre des poutres principales.

)es valeurs des C/T sont résumées dans les taleaux suivant le type de chargement 0

a. 'ou"re de r!1e

charge C' caractéristiquescas le plus

dé#avora!le

AL 0,$' LAL7*,. et a 171 2 oies /hargées

B/ 0,+0* 3/70,+) P712 t o! * tlong

$ les e B/

9/ 120 0,)2 L9/71 1 /har e 9/120

Taleau A 0 Galeurs des C/T pour la poutre de rive

b. Poutre central

charge C' caractéristiquescas le plus

dé#avora!le

AL 0,1) LAL71$,' et a 171 ' oies /hargéesB/ 0,**+ 3/70,8 : P712 t o! * t ' les e B/



29/74


long

9/ 120 0,1+. L9/71 1 /har e 9/120

Taleau 0 Galeurs des C/T pour la poutre centrale

)e taleau comparatif des C/T

charge

poutre de

rive

poutre

centraleAL 0,$' 0,1)B/ 0,+0* 0,**+

9/120 0,)2 0,1+.Taleau N0 comparaison des C/T


30/74


la cominaison de calcul ! %x > %x per Q "up 3 %x*l = %xc = %x%c5 $ permet d’otenir les

moments fléchissant dans les différents sections.

/ 12N.3

413 EL5 EL,6 0 0

Lc786 )+)$,.* ''10,1+

"Lc786 10**$,2 .+'1,'

$Lc786 1$8+2,8 102+0,+)

&Lc786 1)8.8,8 11.*2,0.

Lc7" 1*)$8 122)0,$.Taleau -0 Galeurs des moments fléchissant

)e moment fléchissant est maximal au niveau de la section de )cE? et diminue

progressivement en s’approchant de la poutre.

+. E9ort tranchant

De m:me on détermine les efforts tranchants dans les différentes sections 0

12N3

413 EL5 EL,

6 1+.2,2* 1'*8,8*

Lc786 1*$1,8* 1002,$8

"Lc786 1$18,'$ +.*,*2$Lc78

6 122*,12 .'',))&Lc78

6 +12,88 )12,'2

Lc7" $.8,'$' 280,$2Taleau ?0Galeurs des efforts tranchants

)a valeur de l’effort tranchant est maximale au niveau de la section de )cE? et diminue

progressivement en s’approchant de la poutre.

0. :erraillage des poutres

a. 'r!nc!&e de c+bla#e

)e clage longitudinal des poutres comporte deux familles de cles. )a première famille de cles, qui sont généralement tous ancrés à l’aout, est

constituée de cles de moyenne puissance. #lle représente environ les ;E@ de la

précontrainte longitudinale totale.

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page $0


31/74


)a deuxième famille de cles, est constituée des cles relevés en travée, mis en

tension sur la section complète poutre et hourdis. #lle représente environ le E@ de la

précontrainte longitudinale totale.

6igure ;;0 Coupe longitudinale d’une poutre précontrainte

b. R$(ul"a" de calcul ) m!( "ra1$e

Calcul de la précontrainte 0

> min ,;;%Pm> max ;,;A%Pm

> ,?@%Pmprécontrainte réelle ?,N%P

Taleau 0 Calcul de la précontrainte totale

)a valeur de la précontrainte réelle est asseX levée, donc pour vérifier les hypothèses de

coffrages, on applique le principe de clages pour deux familles.

Clage des aciers précontraints 0

premiAre 9amille deuxiAme 9amille

précontrainte N,%Pm précontrainte @,AAA%Pmnombre de c=ble cles ;T@ nombre de c=ble @ cles ;T@

Taleau ;0 clage des aciers longitudinaux

E;ort tran/hant #

e9ort tranchant ;

lN


32/74


tangentiellesection

d


33/74


6igure ;@0 Coupe transversale d’une travée poutre

II. Etude de l%hourdis

1. Introduction

)e hourdis est un élément d’épaisseur faile par rapport à ses autres dimensions, il est chargé

perpendiculairement à son plan moyen.

)e hourdis est supposé reposer sur des poutres à me mince et ayant une faile rigidité de

torsion, dans ce cas on considère que le hourdis est simplement appuyé sur les poutres, puis

on tient compte forfaitairement de la continuité du hourdis.

flexion totale.

2. 8es sollicitations

)e calcul du hourdis est effectué en utilisant un modèle élastique et linéaire et plus

précisément à travers les résultats de calcul des plaques minces. )e hourdis est calculé aux 0

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page $$

0,)'


34/74


Charges permanentes 3poids propre et superstructures5.

"ystème de chargement *).

"urcharges roulantes 3avec ses trois systèmes c = t = r 5.

"urcharges militaires %c;?

Tout d’aord, on étudie les sollicitations pour un panneau de dalle simplement appuyé sur les

poutres principales et les entretoises, ensuite on considère la continuité à travers des

coefficients forfaitaires.

3. lexion locale

a. Moments échissant

'n présente les valeurs des moments de chaque type de chargement suivant le sens de x et y 0

!urchar7es>D EFG.mH >y EFG.mH

8! 8I 8! 8I

?per K,; -,N@ ? ?

Jc AL,NL NL,@L A,?- ;?,;-

Jt @,;;A KL,@ @, K,KAJr ;A, @@,KN L,? ;K,?;

>c12K K,AL A,@@ ,-N ;,

Taleau K0 %oments fléchissant dans la dalle articulée à l#)" et l#)(

b. Eort tranchant

De m:me pour les efforts tranchants, on présente les résultats dans le taleau suivant 0

!urchar7es$D EFG*mlH $y EFG*mlH

8! 8I 8! 8I

?per ;,NN ;-,@- ? ?

Jc A;,@ -,N@ A;,@ -,N@

Jt K,LL AA,LA KL,?- K,;

Jr A;,@ -,L AL,LN NL,A

>c12K K,NN @,KN @K,@A K,@L

Taleau A0 #fforts tranchants dans la dalle articulée à l#)" et l#)(

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page $'


35/74


'n remarque que le système de charge 3c, t, r 5 est le plus défavorale par rapport aux

autres systèmes.

c. Combinaison de calcul

)e coefficient de ma&oration dynamique δ%c>,; 0 pour la charge %c

)e coefficient de ma&oration dynamique δ>,L; 0 pour le système de charge .

La /o3inaison es oents est la s!iante #

%?x> ( 5c 5cQ 5c Br B"

"

B

c

B

Q B

&er

G O6 O6 O6

c

O6 O6 5 5 5 b 5 bSu&Su& 5 ..==.=...

γ δ γ δ γ +

%?y> ( )[ ] 52 O7 52 Q 52 Br O7 B" O7 " B2 O7 c BQ B &er O7 G 5 5 5 b 5 bSu&Su& 5 ..==.=... γ δ γ δ γ +

>?o@ le ta3lea! ré/apit!lati #

,ollicitatio

ns

/ox =2N7> /oy=2N7>

EL, .$,) 18,01

EL5 +8,11 2',02

Taleau 0 %oments dans la dalle articulée La /o3inaison e l?e;ort tran/hant est la s!iante #

,ollicitatio

ns

ox

=2N7>

oy=2N7>

EL, .',1$ )8,8.

EL5 ++,2 *+,.$

Taleau N0 #fforts tranchants dans la dalle articulée

)es sollicitations dans la dalle continue sont répartir comme la montre la figure suivante 0

Moment échissant

6igure ;K0 /épartition des moments sur la dalle continue

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page $)

Po!tr

Ho!ris


36/74


D’oS les résultats pour les moments suivant la direction de J et celle de UJU 0

!ens> D@D EFG.m*mH

n travée !ur appui 5e rive ntermédiaire 5e rive ntermédiaire

8! AL,L AA,;A J@,NA J@,NA

8I NL,KLL N@,A- JK-,?A JK-,?A

Taleau L0 %oments fléchissant dans la dalle continue suivant 8

!ens> 6@6 EFG.m*mH

n travée !ur appui

5e rive nterm 5e rive nterm8! K,?K K,?K J-,??A J-,??A

8I -,;; -,;; J;,? J;,?

Taleau -0 %oments fléchissant dans la dalle continue suivant U 8U

Eor" "ranc-an"

!ollicitations $ox EFG*mH $oyEFG*mH

8! NK,@ AL,LN8I ++,2 *+,.$

Taleau ;?0 #fforts tranchants dans la dalle continue

(. tude de la 9lexion transversale

'n présente les différents résultats pour les %oment fléchissant suivant les différents

systèmes de chargement.

Char7e 7 per Jc Jt Jr >c12K

> y 4t.m*ml)

8! J,;L; ,NA ,?A ?,;NN ,A

8I J,N@ ;,@;N ,K ?,@L ;,?

Taleau ;0 %oment fléchissant pour différentes charges

-. lexion totale

% x loc Q % x trans

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page $*


37/74


"ur appui 0 % x tot > % x )oc

. Dans le sens d’UJU 0

% y tot > % y loc

D’oS les résultats suivants 0

c. 5omen" l$c-!((an"

!ens

> D@D EFG.m*mH > 6@6 EFG.m*mH

n travée !ur appui n travée !ur appui

8! NL,?L -L, L,? L,?

8I ?A,K @;,K ;K,@; ;K,@;

Taleau ;;0 "ollicitations totales de lhourdis

d. Eort tranchant

!ollicitations $ oxEFG*mH $ oyEFG*mH

8! NK,@ AL,LN8I --,; -,N@

Taleau ;@0 #fforts tranchants résultant

/. errailla7e de l’hourdis

)e hourdis est calculé comme une poutre à section rectangulaire sous l’effet de la flexion

simple, à l’#)". )e ferraillage est donné par mètre linéaire, pour cela on suit généralement les

règles du *#) -.

Taleaux récapitulatifs du ferraillage de l’hourdis 0

n travée !ur appui

!ens D@D !ens 6@6 !ens D@D !ens 6@6

Gappe supérieure K+* K +*

Gappe in9érieure A +* ;? +*

Taleau ;K0 6erraillage de l’hourdis

III. Etude des entretoises

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page $.


38/74


1. Lpération de vérina7e

#n présence des poutres préfariquées, l’emploi des entretoises complique l’exécution, car la

technique de la préfarication a pour ut d’éviter l’échafaudage au sol 3étaiement5. C’est pour

cette raison qu’on se con1oit que des entretoises d’appui. Ces entretoises d’appui, solidarisentla section transversale, sont nécessaires lors de l’opération de vérinage. Cette opération est

souvent effectuée pour changer les appareils d’appui, elle demande un soulèvement du talier

à l’aide des vérins qui sont placées sur la tète des appuis 3tel que chev:tre5 et sous les

entretoises d’appui. )es vérins &ouent un r]le d’appui provisoire pour les entretoises, ainsi

l’entretoise est calculée comme une poutre supportant 0

"on poids propre 0 force répartie

)a somme des poids propre des superstructures, de l’hourdis et de la poutre

principale 0 force concentrée.

2. !ollicitations sur les entretoises

)’emploi de Trois vérins est le plus courant pour les ponts à poutres, pour ce pont s’agit de six

poutres donc, on place un vérin à coté de chaque poutre de rive donc l’entraxe entre ces deux

est de ?,NAm et un vérin au milieu du pont c_estJàJdire ?,NAm de la poutre centrale.

a. ollicitations sur les entretoises

Charge concentrée

Poids propre de la poutre principale9 pp > = BA

L A γ .

;@L,? BP

Poids propre de lBhourdis

9d > = BAd L

-b γ ;

..? L;,;; BP

Poids propre de la superstructure9st > gst .

;

L > AA,KK BP

5’oM la 9orce concentrée qui s’applique

sur l’entretoise est < 9p > 9 pp Q 9d Q 9st >;NA,N BP

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page $8


39/74


Taleau ;A0 )a charge concentrée sur les entretoises

Charge permanente 0 ;A BPEm@.?,A.?,->@,@NA BPEm.

b. Le schéma stati!ue

6igure ;A0 "chéma du chargement de lentretoise

)es fissurations sont pré&udiciales, le calcul du ferraillage sera mené donc à l#)". )e

ferraillage des entretoises est continue sur toute la longueur, c’estJàJdire on ne présente pas

d’arr:t de arres, ainsi on détermine le moment maximales pour avoir le ferraillage inférieur

et le moment maximum négatif pour le ferraillage supérieur. )a modélisation de cette

structure par le logiciel ! /''T - $ donne les résultats des moments fléchissant et des

efforts tranchants 0

sollicitation : l8!

moment positi9 maximum ;N-,@A BP.m

moment né7ati9 minimum @L?,;@ BP.m

e99ort tranchant maximum @A,A@ BP

Taleau ; 0 /ésultats de calcul pour les entretoises

3. :erraillage des entretoises

)es résultats de ferraillage sont représentés dans le taleau suivant 0

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page $+

ge7$,$.)

6N

),'

1,2)

1,2)

1',)

p72.),.

6N


40/74


Nrmatures lon7itudinalesnappe in9érieure ? +* nappe supérieure L +* ;?

Nrmatures transversales

contrainte limite tan7entielle @ %pacontrainte limite conventionnelle ;,L % pa

diamAtres des armatures

transversales

cadre et ;

étriers +* espacement maximal ? cm

Taleau ;N0 6erraillage des entretoises

Chapitre 1 # /on/eption es ?app!is

I. Introduction

)es appuis ont pour r]le de transmettre les efforts provenant du talier &usqu’au sol de

fondation, 'n distingue deux types d’appuis 0 )es culées qui sont les appuis extr:mes et les

piles qui sont les appuis intermédiaires.

II. Conception des appuis

1. Conception des culées E/H

a. Fonc"!on de( cul$e(

(ne culée se caractérise par deux fonctions

6onction mécanique 0 Transmettre des efforts au sol de fondation 0 qui signifie une

répartition aussi équilirée que possile des efforts dans les divers éléments de la fondation,

en plus limitation des déplacements verticaux et horiXontaux

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page '0


41/74


6onction technique 0 elle permet l’accès à l’intérieur de l’ouvrage, en plus 'n peut

associer à une culée une chamre de tirage lorsque les conduites ou les canalisations passent

à l’intérieur du talier.

b. Choi" des culées

n distingue deux types de culées

)es culées enterrées 0 ils sont les plus économiques et les plus simples à l’exécution

Culées remlayées

'n adopte des culées enterrées pour ce pont.

c. Eléments principau" des culées

6igure ;0 )a culée )e mur garde grève

7l sépare le remlai de l’ouvrage, c’est un voile en éton armé, construit après achèvement du

talier. 7l comporte une discontinuité due à l’appui de la dalle de transition, appelé coreau

d’appui. )e mur garde grève est soumis à l’action des forces horiXontales sur la face arrière de

contact avec les terres, poussée des terres, poussée des charges locales en arrière du mur, et

des efforts de freinage dus aux charges roulantes. Ces dimensions sont généralement pris

comme suit 0 #paisseur e > K?cm = +auteur h > ;m

Dalle de transition

#lle assure la transition entre une structure souple 3le talus de remlai5 et une structure rigide

3le talier5 pour éviter tout risque de tassement. )a longueur de la dalle dépend de la distancesur laquelle on doit ien compacter le remlai et sera pour ce pont égale à @m et de largeur de



42/74


43/74


b. :ombre( e" e(&acemen" de( colonne(

)’espacement et le nomre des colonnes dépendent des dispositions des appareils d’appui.


44/74


Chapitre 2 # Départition es e;orts

horionta!

I. Introduction

)es taliers des ponts reposent en général, sur leurs appuis 3piles et culées5 par lintermédiaire

dappareil dappui, con1us pour transmettre les efforts horiXontaux. #n effet, les appareils

d’appuis, généralement con1usJen en élastomère fretté, ont un r]le indispensale pour la

limitation de ces efforts et pour l’asorption des déplacements du talier par les distorsions

du caoutchouc. Donc afin de calculer ces efforts, on doit fixer tout d’aord les caractéristiques

de l’appareil d’appui.

II. Prediensionneent des appareils d%appuis

1. Principe

'n adopte des appareils dappui en élastomère fretté. 7ls sont constitués par un empilage de

feuilles délastomère 3Peropene5 et de t]les dacier &ouant le r]le de frettes. )e

dimensionnement des appareils d’appui est essentiellement asé sur la limitation des

contraintes de cisaillement qui se développent dans l’élastomère au niveau des plans de

frettage et qui sont dues aux efforts appliqués ou aux déformations imposées par l’appareil

d’appui.

2. Condition sur l’aire de l’appareil d’appui

)a contrainte moyenne maximale 3 max,mσ 5 de lappareil dappui ne peut dépasser A%


45/74


max,mσ > Amax ab

: % @A x K? > K??cm; ;max KN?A

cm :

= .

)es caractéristiques de l’appareil d’appui 0

a 4cm) @Ab 4cm) K?$ 4mm) ?

épaisseur de chaque 9euille ?

Taleau ;L0 Caractéristiques de l’appareil d’appui

III. Déterination des rigidités

)es efforts horiXontaux exercés sur le talier 3freinage, vent45 sont transmis aux différents

appuis. )es efforts sur les appuis sont répartis sur en fonction de leur rigidité totale, r t, qui est

l’inverse de leur souplesse totale

1. !ouplesse des appuis

)a souplesse totale dun appui peut sexprimer comme suit 0 " > uQ u; Q u@

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page ')


46/74


u 0 distorsion des appareils dappui, u; 0 la déformation du corps de lappui 3colonnes5,

u@ 0 la déformation et le déplacement de la fondation.

u, u; et u@ sont les déplacements dus a un effort horiXontal unitaire 3+>BP5 appliqué au

niveau des appareils dappui. 'n note que par hypothèse que les culées sont infiniment rigideset seules les appareils dappui se déforment.

uQ u; Q u@

a. Sou&le((e de( a&&are!l( d;a&&u!

)a souplesse de lappareil dappui est exprimée par 0 u > AGnT

a

na 0 nomre dappareils par ligne dappui égal à K, T 0 épaisseur totale de lélastomère T>

?mm, * 0 surface des appareils dappui 0 K? ???.mm;, 9 0 module délasticité transversale

de lélastomère qui dépend du type de la souplesse effet instantané ou différé 0 9d > ?,L % ,%


47/74


c 0 hauteur du chev:tre > m nc 0 nomre des colonnes >K

l 0 longueur de la pile 0 l>m. 7 0 moment dinertie de lappui 0 ?,?AKmK.

# 0 modèle élastique de lappui 3instantané, différé5.

Nppui Pile Culée

!d 4mm *FG) ;,@N.?J; ?

!i 4mm*FG) ?,NL.?J; ?

Taleau @?0 "ouplesse des colonnes

c. Sou&le((e de la onda"!on


48/74


D’oS la rigidité totale 0

Nppui Pile Culée

F d 4FG*mm) ,@ N,K

F i 4FG*mm) ;,@ K,-;

Taleau @@0 /igidité totale

IV. Calcul des e9orts hori?ontaux

1. 8es e99orts dus aux e99ets thermiques et au retrait du béton

a. Les déplacements hori#ontau" $

'n suppose que le point situé au milieu de la travée centrale ne suit aucun effet dues au

retrait et à la dilatation thermique, et on considère que le déplacement du talier est

proportionnel à la distance longitudinale séparant le point du talier et sa pro&ection

orthogonale sur la ligne dappui de lappui central.

)es déplacements horiXontaux dus au retrait et aux effets thermiques sont comme suit 0

&etrait 5ilatation thermique de

courte durée

5ilatation thermique de

lon7ue durée

5éplacements 4mm) @, @, ?,;

Taleau @K0 Déplacements dus au retrait et aux dilatations thermiques

b. Les eorts hori#ontau" $

)es efforts horiXontaux dus au retrait et à la dilatation thermique sont déduite par la formule

suivante 0 + i > B i. D i avec 0

+ i 3BP5 0 #ffort horiXontal du au retrait et à la dilatation thermique de longue et de courte

durée 3i0 les deux cas culée et pile5.



49/74


B i 0 3BPEmm5 0 les rigidités totales pour les culées et les piles.

D i 0 déplacement horiXontaux.

'n représente les efforts horiXontaux dans le taleau suivant 0

appuis

piles culées

e99orts horiontaux

dilatation : courte durée LA,L ?,Kdilatation : lon7ue durée K,; N,?-

retrait LA,L ?,KTaleau @A0 #fforts horiXontaux dus au retrait et aux dilatations thermiques

2. 8es e99orts de 9reina7e

a. S0("me de c-ar#e Al

)a force de freinage sécrit de la manière suivante 05.3??@A.?;?

5.3

cc-

cc-l Al

L L

L L A F

+= 3BP5

) c 3m5 0 la longueur de calcul pour une travée 0 ) c > @Km

) ch 3m5 0 la longueur de charge, des cas sont envisagés 0

)a valeur de *l est donné par 0 * )> a. a;. *)’

'u@?

_ ;,@ 3 E 5; L

A K: m L

= ++

et a et a; sont des coefficients de corrections.

'n présente dans le taleau suivant les Galeurs de l’effort de freinage pour le chargement *)

"uivant le nomre de voie chargée 0

no!re de voie Largeur 13

#orce de #reinage de :@L

12N3

une voie chargée $,$) '',$$deux voies

chargées *,. 8*,+.trois voies

chargées 10,0) 128

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page '+


50/74


quatre voies

chargées 1$,' 1*.,)2Taleau @0 Galeurs de l’effort de freinage pour le chargement *)

b. 2-ar#emen" Bc

)a force de freinage est supposé égal à 6 c> @??BP

3. 8Be99ort horiontal de 9reina7e

)’effort de freinage dépend de la rigidité donc il diffère pour les culées et les piles.

)es efforts sont évalués pour le cas instantané et différé.

)’effort horiXontal est otenu par la formule suivante 0∑ +=

=;

;

==

K K .

K F H

<

<

re!n! re!n!

+i, frein 3BP5 0 #ffort horiXontal de freinage 3i > [,;\ = 0 charge *l et ; 0 charge c5

6i, frein 3BP5 0 6orce de freinage pour les deux charges 0 *l et c

B 0 /igidité totale de la culée, B ; 0 /igidité totale de la pile.

a. 'our le( cul$e( 4

)es efforts horiXontaux sont comme suit 0

nombre de voiechar7ée

9orce de 9reina7e4FG)

e99ort horiontale de 9reina7e N84FG)

1 KK,@@ ;K,@L

2 L,-N KN,L@

3 ;L N?,K

( N,A; -;,@Taleau @N0 Galeur de l’effort horiXontal de freinage pour *) pour le cas instantané

@??. ?,AA> A BP.

nombre de voie

char7ée

9orce de 9reina7e

4FG)e99ort horiontale de 9reina7e N84FG)

1 KK,@@ ;@,-K

2 L,-N K,-

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page )0


51/74


3 ;L -,;

( N,A; -?,KTaleau @L0 Galeur de l’effort horiXontal de freinage pour *) pour le cas différé

@??. ?,AK> ; BP.

b. 'our le( &!le( 4

nombre de voie

char7ée

9orce de 9reina7e


1 KK,@@ ;?,?@N

2 L,-N @-,@

3 ;L AN,LA

( N,A; NA,N;Taleau @-0 Galeur de l’effort horiXontal de freinage pour *) pour le cas instantané

Po!r la /harge e B/ on a H B/ 7 $00( 0,')27 1$),* 6N(

nombre de voie

char7ée

9orce de 9reina7e


1 KK,@@ ;?,K

2 L,-N K?

3 ;L AL,LL

( N,A; NN,?Taleau K?0 Galeur de l’effort horiXontal de freinage pour *) pour le cas différé

@??. ?,K> @L BP.

(. 8es rotations

a. 2-ar#e &ermanen"e 4

)a rotation dépend de type de charge suivant *), c, %c;? et la charge permanente.

&er θ 0 )a rotation des charges permanentes 3rad5

g per 0 )a charge permanente

)c 0 la longueur de calcul de louvrage



52/74


#v 0 )e module délasticité pour les charges permanentes

7 0 )e moment dinertie du composant de lappui par rapport a la ligne dappui

Charge * ) 0

I E

L*

!

c AL Al

;K

@

=θ )a rotation de la surcharge *l 3rad5

@;L

??? 3 5! c

E 5'a= × #t l c A A L* =

b. Surc-ar#e Bc 4

I E

b Lab '

1

c Bc Bc

D

5.3 +=θ , Bcθ en 3/ad5.

a 3m5 0 )a position de la rotation maximum à partir de lappui gauche.

3m5 0 )a position de la rotation maximum à partir de lappui droite 3 > )c 8 a5.

c. Surc-ar#e de 5c=>? 4

)a rotation due aux surcharges de %c;? est donnée par la formule suivante 0

;?;?;? . 5c 5c 5c @ *=θ

0;? 5c* )a charge de %c;? par mètre linéaire 0 m K: * 5c EL?;? =

.;? 5c@ 0 )a surface dans la ligne dinfluence de lapplication de la charge %c;?

6inalement on résume les rotations dans le taleau suivant 0

Char7es 7per Nl Jc >c12K

&otations 41K@3 rad) K, ;N,A ?,AA -,?L

Taleau K0 )es rotations suivant les différentes charges



53/74


Chapitre $ # Et!e es /hetres

I. Introduction

)e chev:tre est un élément intermédiaire entre les colonnes et le talier assurant leur solidarité

et la répartition des efforts entre eux. 7l re1oit les efforts provenant des appareils dappuis sur

lesquelles repose le talier et assure le transfert des charges verticales et horiXontales à travers

les colonnes. 7l y a deux types de chev:tre 0

Chev:tre sur pile intermédiaire

Chev:tre sur culée

)e dimensionnement des chev:tres revient à étudier une poutre isostatique sollicité à par des

charges permanente et des charges concentrées qui proviennent des appareils d’appui.

II. :lexion du chev(tre

1. :ore et diension A

)e chev:tre est de forme parallélépipédique, il est disposé parallèlement à la ligne dappui et

présente les dimensions suivantes 0

)argeur du chev:tre 0 ;m

)ongueur du chev:tre 0 K,Am

+auteur du chev:tre 0 m

2. Phase de sollicitations des éléments porteuses

)es sollicitations dues aux surcharges dexploitation 0

poids propre du talier 0 K@;.LK BP

"urcharge dexploitation %c;? 0 ;L?,K BP

Charge linéaire du chev:tre 0 g > ;A x x ; > A? BPEml

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page )$


54/74


)e chev:tre est dimensionné comme une poutre isostatique sous les sollicitations suivantes 0

N;,-L BP et g > ;A x x ; > A? BPEml.

)e schéma statique du chev:tre est 0

6igure ;N0 "chéma statique du chev:tre

)a modélisation de cette structure à l’#)" par le logicielle /''T donne les sollicitationssuivantes 0

oent 0échissant

12N.3> min G.2,1+

> max '',$*

e9ort tranchant 12N3$ min G108,28

$ max 10.,.86igure ;L0 /ésultat de calcul par le logicielle /''T

3. Phase de vérinage

Potre chev:tre est sollicité sous l’action )a force concentrée qui est égal à deux fois la

réaction dun vérin sous entretoises. Ces efforts sont 0

;./> KL?BP =

;./;>@-?BP =

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page )'

gP


55/74


;./@>KL?BP.

Ces réactions sont déduites lors de la modélisation de l’entretoise.

)e schéma statique du chev:tre est le suivant 0

6igure ;-0 "chéma statique du chev:tre lors de la phase de vérinage

)a modélisation de cette structure à l’#)" par le logicielle /''T donne les sollicitations

suivantes 0

moment 9léchissant 4FG.m)> min G)11,18

> max 8)*,12

e99ort tranchant 4FG) $ min G*+$,$.$ max 8+),*$

Taleau K;0 /ésultat de calcul par le logicielle /''T

)a phase de vérinage est la phase la plus défavorale pour les sollicitations sur les chev:tres,

donc elle sera prise en compte pour le dimensionnement.

(. errailla7e du chevOtre

a. Arma"ure lon#!"ud!nale


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JA,L BPm

LA,; BPm

Pappe supérieur

% r V % ser > ?,A%Pm et (b

rb (er

5 A

σ .= >@,K cm. "oit comme section A +* @;.

Pappe inférieur

% r V % ser > ?,LA%Pm et (b

rb (er

5 A

σ .= >A;, cm. "oit comme section N +* @;.

b. Arma"ure "ran(1er(ale

Contraintes tangentes limites 0 5'a 5'a

b

c A,;5K=A.?min3 ;Llim ==γ

τ

Contraintes conventionnelles 0d b

T uu =τ > ?.KA % A@,A BPTaleau KK0 "ollicitations due à la torsion pour le chev:tre

a. Arma"ure lon#!"ud!nale

A +* *s > ?.?A cm;

c. Arma"ure "ran(1er(ale

)a section d’acier est *t > ;.;cm; soit donc cadre +*;

)’espacement est pris égale à st > A?cm.

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page )*


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Chapitre ' # !sti/ation es /olonnes

I. Diension des colonnes

)a figure suivante montre la disposition des colonnes, la dimension de chacune ainsi la

disposition entre deux colonnes consécutifs.

6igure @?0 *ppuis d’un pont [@\

II. Colonnes sous piles interédiaires

Dans ce chapitre on considère la notation suivante

9 0 charge permanente.

*) 0 effort du à la charge *)

+*) 0 effort de freinage du à *).

c 0 effort du à la charge c.

+c 0 effort de freinage du à c.

%c;? 0 effort du à la charge %c;?.

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page ).

$

1

*

C he 1F tr

e

Colonn

0,.)

Ta3lie


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/ et 0 effort du au retrait du éton.

TCD 0 effort du aux effets thermiques à courte durée.

T)D 0 effort du aux effets thermiques à longue durée.

8. Co!inaisons dBactions

)es cominaisons dactions considérées concernent l#)" aussi ien que l#)(.

a. ELS 4

C > 9max Q /et

C; > C Q ,; 3*) Q +*) 5 Q ?,T)D

C@ > C Q ,; 3c Q +c 5 Q ?,T)D

CK > C Q %c;? Q ?,T)D

CA > 9min Q /et Q ?, TCD

b. ELU 4

C > ,@A C Q , 3*) Q +*) 5 Q ?,NLT)D

CN > ,@A C Q , 3c Q +c 5 Q ?,NLT)D

CL > C Q ,@A %c;? Q ?,NLT)D

C- > 9min Q /et Q ,@ATCD

2. 99ort aux pieds des colonnes déduites : travers les di99érentes combinaisons

'n résume toutes les cominaisons définies dans le taleau suivant 0



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Combinaison 4FG) 4FG) > 4FGm)

8!

C1 @-A,N LA,L --,A

C2 KLL,;@; ;,N?L ;-?,;

C3 K;A,@A ;L-,L@ N@,@L

C( A@,?@ ;K,;@ @,@

8I

C/ ;?@,?N ;L-,?LN @@,N

C 7 >?CD 3CDC 3D=

C0 A@,@K @A,L? N-,;

C KL,A ;?,@KL LK,L@

Taleau KA0 /ésultats déduits après le calcul des différentes cominaisons

'n choisit donc la cominaison la plus défavorale qui est CN.

$. :erraillage des colonnes =>

)es colonnes sont calculées à la flexion composée. -L cm soit ;?+*;A.

b. Arma"ure( "ran(1er(ale(

Pous adoptons des cerces de diamètre K, pour la colonne on adopte une cerce de +*K.

)’espacement est pris égal à ;? cm.

III. Colonnes sous les culées

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page )+


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D’après les recommandations de "#T/*, le ferraillage se prémunira contre tout aléa résultant

soit du remlayage, soit du compactage du remlai ou ien soit de mouvements éventuels du

remlai. Donc on prévoit largement le ferraillage pour les culées par rapport les colonnes.

)es armatures des culées sont celle des colonnes mais ma&orées par un taux voisin de ;Z sur

la totalité de leur hauteur.

8. @ratures longitudinales

)a section d’acier nécessaire est *s>-L x ,?; > --,-cm soit donc ; +* @;.

". @ratures transversales

Pous adoptons des cerces de diamètre K c’est une cerce de +*K.

)’espacement est pris égal à ;? cm.

Chapitre ) # ét!e e la seelle e la liaison

I. Introduction

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page *0


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)es semelles de liaison, situées entre les colonnes, serrent à transmettre les efforts venant des

appuis vers la fondation. )e on fonctionnement de la semelle doit répondre aux impératifs

suivants 0

)es pieux doivent :tre centrés sous les efforts, pour assurer la meilleure diffusion

possile des charges,

%inimisation de la surface totale de la semelle pour éviter les dépenses inutiles.

#n respectant ces impératifs cités dessus, et en appliquant les formules de "#T/*, on peut

adopter les dimensions suivantes 0

lon7ueur 8 s 4m) K Φlar7eur Js 4m) AΦ

hauteur h 4m) condition de ri7idité ?,A. 3JaE;5 QdTaleau K0 Dimension des semelles de liaison

*vec Φ 0 diamètre du pieu égal à m.

II. ,eelle sous piles interédiaires

"ous les piles intermédiaires, on utilise deux files de pieux verticaux de diamètre m. Dou

on a ) s > Km et > Am.

1. Calcul des sollicitations

Charges permanentes 0 9 > K;N?.@ BP

;;A BP

Charges dexploitation 0 2 > ? BP.

Donc l’effort ultime est 0 .@A9 Q .A2 > .L %P

2. Condition de ri7idité

)a condition de rigidité nous permet de déduire que 0 h > ?.@m donc d > ?.;Am.

3. Gécessité des armatures transversales

)’effort tranchant agissant 0 Gu et G;lim est l’effort tranchant limite.

Gu >@,L%@,-? %


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b. Arma"ure( (u&$r!eure( 4

* > ;N.-?

cm A

= Donc le ferraillage est ; +* ?

c. Arma"ure( de r$&ar"!"!on Gerticales

"oit @ cadres diamètre ; pour ; files darmatures, 'n prend "v > ;?cm

+oriXontales

"oit un cadre diamètre K. 'n prend "h > Acm

Chapitre * # ét!es es éléents e la /!lée

I. Etude de la dalle de transition

1. 5imension de la dalle de transition

a. Lon#ueur

)a longueur est généralement comprise entre @m et m.


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)a dalle doit contriuer à supporter la chaussée sur les Xones circulées. #lle règnera donc au

droit de la chaussée au sens géométrique et sa largeur sera celle de la chaussée augmentée de

chaque cote dun déord variale. Donc on prend d> K,Am.

c. E&a!((eur

'n adopte une épaisseur de e > ?,@m

2. errailla7e de la dalle de transition

a. Ferra!lla#e lon#!"ud!nal

n aopte le erraillage re/oané par SETDA &!i érie les états liites

!lties e seri/e(

!upérieure n9érieure

Nrmatures transversales ? T ? Q A T ; ;K T ? Q A T ;?

Nrmatures lon7itudinales @; T ? NA T ;

ChaRna7e KK cadres T L

Taleau KN0 6erraillage de la dalle de transition

b. Ferra!lla#e "ran(1er(al

"i on vérifie les deux conditions suivantes 0

ju R jlim. 3pour les contraintes tangentielles5.

)a dalle est étonnée sans reprise dans son épaisseur 3tou&ours vérifié5

)es armatures d’mes seront inutiles.

II. /ur garde gr-ve

8. :orces verticales

)e poids propre. 3supposée centrée ne créent pas un moment dans le garde 8 grève5.

)a réaction dune charge directement appliquée sur le mur garde 8 grève.

)a réaction de la dalle de transition. 3excentrée denviron ?,@m par rapport au plan

moyen du mur garde 8 grève5

". orces horiontales


64/74


;?

;+l l est compris entre

; et m. 'n adopte e > @?cm pour l > Km

b. Ferra!lla#e

'n adopte le ferraillage type du "#T/* 0

6lexion daxe vertical0 ? +* ;? et 6lexion daxe horiXontal0 A +* 20(

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page *'


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Chapitre 1 # /on/eption e la onation

I. Introduction

)es fondations d’une construction sont constituées par les parties de l’ouvrage qui sont en

contact avec le sol auquel elles transmettent les charges de la superstructure, elles constituent

la partie essentielle de l’ouvrage, puisque de leurs onnes conception et réalisation, découle la

onne tenue de l’ensemle.

II. Copagne géotechnique

)a compagne a été réalisée par l’entreprise ! 9#T( $ et consistée en 0

Trois sondages carottés de ;Am de profondeur avec des prélèvements d’échantillons

intacts dans les formations cohérentes pour analyse et identification au laoratoire.

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page *)


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Deux sondages préssiomètriques de ;Am de profondeur avec réalisations d’essais

préssiomètriques tous les mètres.

III. Lithologie du sol ; partir des sondages carottés

)’analyse des trois sondages carottés a permis d’identifier, de haut en as, la succession des

couches suivantes 0

(ne couche à caractère de terre végétale de ?,;m de profondeur

De ?,;m à @m 0 une couche comportant du silt vaseux gypseux par endroit grisJ

noirtre

De @m à @,Nm 0 du sale fin légèrement vaseux gristre verdtre à la ase.

De @m à ;?m 0 couche comportant de l’argile silteuse saleuse par endroits runtre.

* partir de ;?m 0 fin du sondage.

)es sondages pressiomètriques nous permet d’identifier le module pressiomètrique moyen

dans chaque couche ainsi que la pression limite nette en fonction de la profondeur.

IV. Choix du type de #ondations

#n oservant ien la lithologie du sol déduite à partir des sondages carottés, on déduit que

delà des m le terrain présentent un caractère argileux, et comme on a calculé la longueur

d’affouillement qui est largement supérieure à @m, on remarque que les conditions de )a

capacité portante et de tassement ne seront pas vérifiées que si on choisit une fondation

profonde.

V. Etude de la #ondation pro#onde

'n a recours à une fondation profonde et spécialement avec des pieux forés qui sont exécuter

par étonnage dans un forage, à l’ari ou non d’un tue métallique. )es pieux forés font

lo&et de techniques dauscultation très performantes qui permettent de garantir leur qualité

ou de faire des reprises en sousJYuvre locales si des défauts sont constatés. De plus, les pieux

forés permettent de faciliter lencastrement mécaniquement dans la semelle de liaison pour

permettre la transmission des moments et des forces axiales induites(

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page **


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1. onctionnement < terme de pointe@9rottement latéral

)a force portante des pieux fonctionne à travers deux domaines différents = l’appui direct par

la section du pieu sur le fond du forage 3terme de pointe5 et le frottement sur le fWt 3frottement

latéral5.

a. Terme de &o!n"e

)a fondation profonde présente une surface d’appui sur l’horiXon d’assise égale à sa section.

Cette surface d’appui engendre une réaction du sol. )a capacité portante apportée par le terme

de pointe peut :tre très importante si les conditions d’encastrement dans le on sol sont

respectées.

b. Terme de ro""emen" la"$ral

)orsque la fondation présente une dimension verticale importante, la surface de contact entre

les flancs de fondation et le terrain peut :tre le siège de frottements à l’interface pieuJterrain

dus au déplacement entre le pieu et le sol, qui par réaction en s’opposant à ce déplacement

exercera un frottement latéral vers le haut.

2. Gombre et espacement des pieux

)es descentes de charges sont asseX excentrés par rapport à laxe de la fondation, puisque )es

appuis intermédiaires supportent deux lignes dappui. Cest pourquoi leurs fondations sont le

plus souvent sur deux files de pieux ou encore sur une file de pieux de grand diamètre. 'n

adopte ainsi deux files de diamètre m sous piles intermédiaires, ainsi sur les culées.

)a valeur dentre axe de deux pieux est conditionnée par la nécessite despacer suffisamment

les pieux afin de permettre une onne exécution et pouvoir négliger pratiquement leffet de

groupe dune part, et de limiter au minimum les dimensions de la semelle d’autre part.

)a valeur conseillée est égale à @ fois le diamètre du pieu. .

3. xemple de 9ondation pro9onde sur des pieux <

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page *.


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6igure @0 6ondation profonde sur pieux [@\

Chapitre 2 # Dés!ltat e /al/!l e la

onation proone

I. Introduction

)a fondation profonde possède deux aspects, en effet la force des pieux fonctionne à travers

deux domaines différents = l’appui direct par la section du pieu sur le fond du forage 3terme de

pointe5 et le frottement latéral.

II. Portance des pieux en #onction des pro#ondeurs et

des dia-tres

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page *8


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2c 0 charge de fluage

2u 0 charge limite

1. combinaison de calcul

k l’#)( 0Cominaison fondamentales 0 2>2uE,KCominaison accidentelles 0 2>2uE,;

* l’#)" 0Cominaison quasiJpermanentes 0 2>2cE,KCominaisons rares 0 2>2cE,

2. &ésultats de calcul

)es résultats sont résumés dans le taleau suivant <

Diamètre L??mm 0

5 0KK mm 8! 8I

pro9ondeur4m)combinaisons

rares Qc*1,1 4t)

combinaison quasi@

permanente Qc*1,(4t)

combinaison

accidentelle

Qu*1,24t)

combinaison

9ondamentale

Qu*1,(4t)

A ;-N,?N ;@@,L@K A;,@? @?,A-A ;NN,--? ;L,K; K@,?; ;;,A-KN ;@A,N;@ LA,;?; ;;,@; ?K,LAL ;-?,@K ;;L,K@ A,?; ;-,KA

- @-,A ;A,AL ,-? K@,?-;? ;NL,?-L ;L,A? KA,AA ;K,N; @?@,@- ;@L,@;; A-,-? @,LNN

Taleau A?0


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Qu*1,24t) Qu*1,(4t)

A K@L,;K- @KK,@@- A,AN ;-,-;; K?L,KN @;?,LN @L,LA@ -,?N @KK,? ;N?,NAL K,K -L,K

L K;@,A; @@;,NA- @L,N L,LK- KA,?@L? @A,@LN K-,L?- ;L,K?L;? K?K,?;- @N,KNL? ;-,;@ ?,NN?; K@-,?AA @KA,? @N,;K; N,@

Taleau A0


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9a 0,00)

8 ae/ > est le iatre e la se/tion

0,00$)(

D>?,Lm donc *>AA,-?; cm. "oit un ferraillage de * réelle > ;. K,- cm > AL,-; cm.

2. Nrmatures transversales

)’écartement des armatures est au plus égal à A fois le plus petit diamètre des arres

longitudinales, avec un maximum de @A cm.

)eur diamètre est au moins égal aux quatre dixièmes du plus grand diamètre des arres

longitudinales, avec un minimum de mm =

D’après le fascicule ; titre G du document "#T/*, il est recommandé d’adopter les valeurs

suivantes 0

S armature lon7itudinales 12G1' 1* 20 2) $2

S armature transversales *G8 8G10 12G1' 12G1* 1*

$ableau -2< *rmature transversales suivant les diamètres des armatures longitudinales

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HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page .2


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Etude de franchissement sur Oued el MelLehConclusion

Conclusion

Dans le cadre de ce pro&et, &e me suis intéressé à la conception et au dimensionnement d’unouvrage de franchissement sur loued ! #l %elleh $ sur lautoroute maghréine tron1on

"fax 8 9aés.

Ce pro&et de fin d’études a regroupé les éléments nécessaires pour aorder le calcul d’un pont

à travées indépendantes en éton précontraint, ainsi que les &ustifications des différents

calculs. 7l faut noter que le choix de cette conception fait une spécificité de l’ouvrage.

*u cours de ce travail &’ai fait une étude hydrologique et hydraulique du pro&et, &’ai con1u

l’ouvrage et ce en ayant déterminé la variante adéquate et pré dimensionné les différents

éléments de l’ouvrage. #nfin, &’ai fait un dimensionnement et calcul de ferraillage des

différents composants du pont. )e ferraillage est calculé selon les règles *#)- et les

recommandations "#T/*.

#n plus du calcul de la superstructure, &e me suis intéressé au calcul de l’infrastructure, a

savoir la conception et le dimensionnement d’une fondation profonde qui est considéré

comme un choix adéquat aux conditions géotechniques du pro&et.

6inalement, ce pro&et m’a permis d’appliquer et d’approfondir mes connaissances acquises.

#lle a été également une opportunité pour mieux familiariser avec une expérience qui m’a

appris à faire face à d’éventuels prolèmes.

HASSEN BEN SALAH PFE, ENIT 2008 Page .$


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Etude de franchissement sur Oued el MelLeh%iblio&raphie

i!liographie

[\ 0 .

Rapport (Réparé) Fin

Documents

Transcript of Rapport (Réparé) Fin