Traitement du sol par colonne ballastées

Conclusion :

D'après les résultats des tassements obtenus à partir des essais de pénétration standard, on constate que le sol peut avoir un tassement important sous la charge apportée par l'ouvrage (plus de 5cm) et en présence d'une fondation de type radier.

Ce problème peut être résolu par les fondations profondes qui peuvent traverser les couches faibles pour arriver au bon sol.

IV.4.2. Tassement des fondations profondes à partir de l'essai SPT :

Dans le cas d'un chargement normal sur un pieu (VESIC 1970-1977) a proposé la relation suivante :

	S	D		+ ä	Avec :

S tassement du pieu en cm

D diamètre du pieu en cm

, déformation élastique du pieu en cm

ä		1 00 . . . Q Lp

Q charge appliqué en KN

A section du pieu en m2

Lp fiche du pieu en m

E module d'élasticité du matériau constituant le pieu en Kpa (cas du béton E=2.58. 10⁷Kpa)

On calcul du tassement du pieu, cas du sondage SPT 6 plus grande charge supportée

Q=767.73KN Lp= 12 m

2 .. B A Ð =			A = 0.785 m2 1 00 767 .73 1 2 x x		4 100 S=
+
			5 8 .1 0 ^7

S = 10.45 mm

Pour un tassement admissible de 5cm, on conclu que S < Sadm

Conclusion :

Le type des pieux calculé si dessus ne satisfait pas les conditions de sécurité pour notre ouvrage au point de vue liquéfaction (pieux flottants) et au point de vue tassement qui reste important (calculé à partir d'essai SPT). Donc on doit éviter cette solution.

IV.5.Etude du risque de liquéfaction :

IV.5.1.Vérification des conditions de prédisposition de la liquéfaction :

Pour qu'un sol soit liquéfiable, il y'à un certain nombre de conditions à vérifier (voir IV.4.5) Puisque notre sol contient que des couches sableuses sur tous les sondages et avec une profondeur très importante, donc les conditions de prédisposition de liquéfaction sont présentées par le tableau ci-dessous.

N0 Sondage Condition	SC 1	SC 2	SC 3		SC 4	Sr = 100%
Oui	Oui	Oui	Oui		Cu < 15
Oui	Oui	Oui	Oui		0.05mm $ D60 $ 1 .50mm
Oui	Oui	Oui	Oui

N.B : Ce qui concerne les deux sondages SC 5 et SC 6 le laboratoire L.N.H.C n'a pas fait des analyses granulométriques, donc on ne peut pas connaître leur prédisposition de liquéfaction.

IV.5.2.Calcul du potentiel de liquéfaction à partir des essais au
pénétromètre standard (SPT) :

La méthodologie de calcul du potentiel de liquéfaction à partir des essais SPT est jointe en annexe A1 (Méthode de Seed-Idriss, 1971).

Selon le RPA 1998 version 2003, l'ouvrage en question appartient à la catégorie 1B : ouvrages de grade importance. Pour cette catégorie et pour la région d'Alger (zone sismique III), le coefficient d'accélération de zone, noté « A » vaut 0,30.

A = amax/g =0,30 donc on prend dans les calculs amax= 0,30.g.

Pour la magnitude, on prend M_w = 7,5.

Les résultats de calcul sont présentés par les tableaux ci-dessous :

Tab « a » -Résultats du sondage SPT1

Z(m)	N5p,	'v0(KPa)	v(KPa)	(N1)60	FC (%)	(N1)60 f	rd	CSR		CRR 7.5	2.00
20	15.96	35.96	28.04	2	28.04	0.985	0.4439	0.3116		4.00
36	31.92	71.92	35.68	2	35.68	0.969	0.4367	0.3964		6.00
44	47.88	107.88	35.61	5	35.61	0.954	0.4299 0.3911

K

1

1

1

0.349

0.444

0.438

CRR

0.786

1.020

1.020

FL

-0.020

-0.020

0.214

F(Z)

F(Z) (10 - Z/2)

-0.160

-0.160

1.926

PL = 3.39 % (< 5%) => pas de risque de liquéfaction. Tab « b » -Résultats du sondage SPT3

Z(m)	N5p,	'v0(KPa)	v(KPa)	(N1)60	FC (%)	(N1)60 f	rd	CSR		CRR 7.5	2.00
15	15.96	35.96	21.03	3	21.03	0.985	0.4439	0.2337		4.00
35	3 1.92	71.92	34.69	2	34.69	0.969	0.4367	0.3854		6.00
29	47.88	107.88	23.47	2	23.47	0.954	0.4299 0.2608

K

1

1

1

0.2617

0.43 16

0.2920

CRR

0.590

0.990

0.679

FL

0.410

0.010

0.321

F(Z)

F(Z) (10 - Z/2)

3.690

2.247

0.080

FL < 1.33 : il y'à un risque de liquéfaction locale sur tous les profondeurs. PL = 9.79 % (5% < PL < 15%) => Cas intermédiaire.

Tab « c » -Résultats du sondage SPT4

Z(m)	Nspt	'v0(KPa)	v(KPa)	(N1)60	FC(%)	(N1)60 f	rd	CSR		CRR 7.5	1.50
8	11.97	26.97	12.95	2	12.95	0.989	0.4457	0.1439		3.00
10	23.94	53.94	11.44	2	11.44	0.977	0.4403	0.1271		4.50
12	35.91	80.91	11.21	5	11.21	0.967	0.4358	0.1246		6.00
15	47.88	107.88	12.14	5	12.14	0.954	0.4299	0.1349		7.50
20	59.85	134.85	14.48	5	14.48	0.943	0.4249	0.1609		9.00
20	71.82	161.82	13.22	5	13.22	0.931	0.4195	0.1469		10.50
20	83.79	188.79	12.24	5	12.24	0.894	0.4029	0.1360		12.00
22	95.76	215.76	12.59	6	12.68	0.854	0.3848	0.1409		13.50
24	107.73	242.73	13.04	6	13.04	0.814	0.3668 0.2665

K	CRR	FL	F(Z)		F(Z) (10 - Z/2)	1
0.16 12	0.362	0.638	5.902		1
0.1423	0.323	0.677	5.752		1
0.1395	0.320	0.680	5.270		1
0.15 11	0.351	0.649	5.543		1
0.1802	0.576	0.424	2.650		1
0.1645	0.584	0.416	2.288		1
0.1523	0.607	0.393	1.867		1
0.1579	0.410	0.200	2.360		0.983
0.2934	0.800	0.590	0.650

FL < 1.33 : il y'à un risque de liquéfaction locale sur tous les profondeurs.

PL = 47.16 % (>15%), donc il y'à un risque important de liquéfaction globale.

Tab « d » -Résultats du sondage SPT5

Z(m)	Nspt	'v0(KPa)	v(KPa)	(N1)60	FC (%)	(N1)60 f	rd	CSR		CRR 7.5	1.50
9	11.97	26.97	14.56	3	14.56	0.989	0.4457	0.100		3.00
10	23.94	53.94	11.44	3	11.44	0.977	0.4403	0.1187		4.50
13	35.91	80.91	12.15	3	12.15	0.967	0.4358	0.1500		6.00
17	47.88	107.88	13.75	3	13.75	0.954	0.4299	0.2125		7.50
18	59.85	134.85	13.03	5	13.03	0.943	0.4249	0.2187		9.00
22	71.82	161.82	14.54	5	14.54	0.931	0.4195	0.1688		10.50
22	83.79	188.79	13.46	5	13.46	0.894	0.4029	0.1500		12.00
22	95.76	215.76	12.59	7	12.82	0.854	0.3848 0.1424

K

1

1

1

1

1

1

1

1

0.1120

0.1329

0.1680

0.2380

0.2449

0.1891

0.1680

0.1595

CRR

0.2513

0.3018

0.3855

0.5536

0.5763

0.6839

0.7120

0.7747

FL

0.7487

0.6982

0.6145

0.4464

0.4237

0.3 161

0.2880

0.2253

F(Z)

F(Z) (10 - Z/2)

4.762

3.125

2.648

6.925

5.935

0.901

1.739

1.368

FL < 1.33 : il y'à un risque de liquéfaction locale sur tous les profondeurs.

PL = 40.43 % (>15%), donc il y'à un risque important de liquéfaction globale.

Tab « e » -Résultats du sondage SPT6

Z(m)	Nspt	'v0(KPa)	v(KPa)	(N1)60	FC (%)	(N1)60 f	rd	CSR		CRR 7.5	1.50
21	11.97	26.97	33.99	3	33.99	0.989	0.4457	0.3777		3.00
19	23.94	53.94	21.75	3	21.75	0.977	0.4403	0.2417		4.50
21	35.91	80.91	19.62	2	19.62	0.967	0.4358	0.2180		6.00
23	47.88	107.88	18.69	2	18.69	0.954	0.4299	0.2068		7.50
21	59.85	134.85	27.14	4	27.14	0.943	0.4249	0.3016		9.00
23	71.82	161.82	15.20	4	15.20	0.931	0.4195	0.1689		10.50
20	83.79	188.79	12.24	4	12.24	0.894	0.4029	0.1360		12.00
23	95.76	215.76	13.16	4	13.16	0.854	0.3848 0.1462

K

1

1

1

1

1

1

1

1

0.4230

0.2707

0.2442

0.23 16

0.3378

0.1892

0.1523

0.1637

CRR

0.368

0.615

0.547

0.538

0.795

0.441

0.378

0.416

FL

0.632

0.385

0.453

0.462

0.205

0.559

0.622

0.584

F(Z)

F(Z) (10 - Z/2)

3.273

3.511

3.234

3.075

2.955

2.336

5.846

1.281

FL < 1.33 : il y'à un risque de liquéfaction locale sur tous les profondeurs.

PL = 36.54 % (>15%), donc il y'à un risque important de liquéfaction globale.

Tab « f » -Résultats du sondage SPT7

Z(m)	Nspt	'v0(KPa)	v(KPa)	(N1)60	FC (%)	(N1)60 f	rd	CSR		CRR 7.5	3.00
24	23.94	53.94	27.47	2	27.47	0.977	0.4403	0.3052		4.50
25	35.91	80.91	23.36	2	23.36	0.967	0.4358	0.2596		6.00
17	47.88	107.88	13.76	2	13.76	0.954	0.4299	0.1529		7.50
25	59.85	134.85	18.10	2	18.10	0.943	0.4249	0.2011		9.00
-	71.82	161.82	-	2	-	0.931	0.4195 -

K

1

1

1

1

1

0.3418

0.2908

0.17 12

0.2252

CRR

-

0.760

0.667

0.398

0.530

FL

-

0.240

0.333

0.602

0.470

F(Z)

-

F(Z) (10 - Z/2)

2.040

2.581

4.214

2.937

-

FL < 1.33 : il y'à un risque de liquéfaction locale sur tous les profondeurs.

PL = 17.00 % (>15%), donc il y'à un risque important de liquéfaction globale.

Tab « g » -Résultats du sondage SPT8

Z(m)	Nspt	'v0(KPa)	v(KPa)	(N1)60	FC (%)	(N1)60 f	rd	CSR		CRR 7.5	1.50
18	11.97	26.97	29.13	3	29.13	0.989	0.4457	0.3148		3.00
22	23.94	53.94	25.18	3	25.18	0.977	0.4403	0.2798		4.50
26	35.91	80.91	24.30	2	24.30	0.967	0.4358	0.2648		6.00
25	47.88	107.88	20.23	2	20.23	0.954	0.4299	0.2203		9.00
28	71.82	161.82	18.50	4	18.50	0.931	0.4195	0.2014		10.50
31	83.79	188.79	18.97	4	18.97	0.894	0.4029 0.2108

K

1

1

1

1

1

1

0.3526

0.3133

0.2966

0.2467

0.2256

0.2361

CRR

0.791

0.695

0.681

0.574

0.539

0.586

FL

0.209

0.305

0.3 19

0.426

0.461

0.414

F(Z)

F(Z) (10 - Z/2)

2.593

2.472

2.982

2.536

1.933

1.967

FL < 1.33 : il y'à un risque de liquéfaction locale sur tous les profondeurs.

PL = 24.39 % (>15%), donc il y'à un risque important de liquéfaction globale.

Remarque :

> On ne peut pas évaluer le potentiel de liquéfaction dans le sondage SPT2 car il donne des valeurs de PL inférieur à zéro.

> Ce qui concerne le calcul du potentiel de liquéfaction à partir des célérités V_s n'est pas applicable vu les valeurs qui sont supérieures à 200m/s.

Conclusion :

Le site étudié présente un risque de liquéfaction locale dans les couches sableuses sur tous les profondeurs et un potentiel de liquéfaction global important (> 15%) dans au moins cinq endroits différents (SPT 4,SPT 5,SPT 6,SPT7 et SPT 8) ce qui nécessite de prendre ce risque en considération et chercher une solution avant de posé notre ouvrage sur le sol (centrale électrique à gaz).

IV.6.Conclusion générale :

Suite au résultat qui on été obtenu aux différents calculs établis pour l'estimation des portances. Le sol qui doit supporter l'ouvrage projeté présente trois problèmes :

>Capacité portante faible ;

>Tassement important (de l'ordre de 6,05cm comme moyenne) ; >Risque de liquéfaction sous l'effet d'un séisme ;

D'après l'étude présentée dans ce chapitre plusieurs solutions partielles ont été proposé telle que :

· Fondations superficielles de type radier qui vérifie la capacité portante du sol mais on risque toujours d'avoir un tassement important et un risque de liquéfaction.

· Fondations profondes de type pieu foré boue qui vérifie la capacité portante du sol, mais ces dernier ne joue pas un rôle considérable dans la réduction du potentiel de la liquéfaction

A cet effet, d'autres solutions alternatives peuvent être analysées :

Enfin, l'amélioration de sol par colonnes ballastées semble une solution a considérer pour ce projet vue le faite quelle peut régler le problème de tassement et liquéfaction.

Celle-ci va être vérifié dans le chapitre qui suit.

V.1. Introduction:

Les colonnes ballastées constituant par l'incorporation d'un ballaste granulaire vibrocompacté dans un sol présente une étreinte latérale suffisante pour le confiner, un bon procéder d'amélioration des sols donnant au sol amélioré une certaine « souplesse ». la technique s'adapte bien au ouvrages « souples » de grande dimensions, pour lesquels les règles de justification son assez bien validées. Par contre, sous les ouvrage de faibles dimension (donc rigide, comme les semelles sous charges centré ou excentrée), il existe peu de règles de justification permettant de valider le procéder, que ce soit sous des charges monotones ou sous des charges sismiques.

V.2. Concept V.2.1 définition des paramètres caractéristiques :

L'étude de comportement et dimensionnement des colonnes ballastées conduit a introduire les paramètres caractéristiques usuels suivants :

- Le taux d'incorporation, noté a

- Le rapport de concentration des contraintes, noté n - Le facteur de réduction des tassements, noté

-

a. Équations d'équilibre :

On considère un ouvrage de grandes dimensions supportées par un massif traité par colonnes ballastées (figure)

Charges Q= ₀ A

fondation

Réseau des colonnes

Aire d'une colonne

Air du sol

Vue en plans du réseau

Colonnes isolée principes de la cellules unitaire (Ghionna et jamiolkowski, 1981)

Figure : réseau de colonnes : notions, colonnes isolé et principe de la cellule unitaire

On suppose que la colonne confinée, les déformations radiales s'annulent a mis chemin entre deux colonnes. Appliquant le principe de la cellules unitaire, la charge moyenne a la surface total A a0 se répartie sur la colonnes et le sol en fonction de leur aires Ac , As respectives comme suit :

A a0= Ac. a_c + As. a_s

b. taux d'incorporation :

Le taux d'incorporation d'une colonne est le rapport entre l'aire de la colonne Ac et l'aire totale d'influence A tel que :

?		Ac

Ce qui conduit a la relation suivante

a0= a a_c+ (1-a) a_s

c. rapport de concentration des contraintes :

Pour raison de différence entre le module des colonnes qui est supérieur a ceux du sol un mécanisme de transfère des charge se développe et conduit a la concentration des contrainte sur la colonne et réduction de la charge sur sol et le rapport s'écrit comme suit :

ç=		ó c

d. facteur de réduction du tassement

Le facteur de réduction du tassement est le rapport entre le tassement du sol Si avant traitement et le tassement Sf du milieu composite obtenu après traitement.

â	s	i
	s	f

V.2.2 modèle de ruptures : expansion, cisaillement, poinçonnement: V.2.2.1 rupture par expansion latérale d'une colonne :

La contrainte verticale effective de rupture en tête d'une colonne s'écrit comme suit :

? +

? '

óó

c lim = h lim

c

H ?

' ' 2

tan

? ?

? 4 2 ?

Tel que : ah lim : contrainte horizontale effective maximale du sol. ?_c : Angle de frottement du ballaste.

'

'
ó c lim

ó _s

Zone de l'expansion latérale (Z=3 a 4 Dc) m [Hughus et Withers, 1974]

'

ó h lim

Dc

Figure. Mécanisme de rupture d'une colonne isolée par expansion latérale (Greenwood,
1970)

V.2.2.2 rupture par cisaillement généralisé d'une colonne

Ce mécanisme de rupture est réservé aux colonnes courtes. La contrainte limite de cisaillement en tête d'une colonne est donné par :

C K

? ? ?

' 2 [ ] pc

p c

u

ó ó

= ? + . 1 sin( 2 ) . 1

s ? . K (Brauns (1978a, 1978b et 1980).)

c s

lim L sin( 2 ) ?? + +

s tans ? ?

L

'

Avec : ?

K pc tng i coefficient du buté de ballaste.

2 c ?

= 4 2

? +

Ð

?

? ?

Cu : cohésion non drainée du sol

! : angle de la génératrice du cone avec l'horizontale.

'

ó c lim

ó _s

s

Dc

h Dc i

Ð c

= . tan( + )

4 2

'

Figure. Surface de rupture par cisaillement généralisée (Branus 1978b)

V.2.2.3 rupture par poinçonnement du sol (colonne flottant)

Cette rupture aura lieu lorsque la résistance du sol sous la pointe ne peut pas équilibrer la

contrainte verticale a_v(z) qui transmis dans la colonne. Appliquant la règle classique adopté pour les pieux

ó ( ) ó lim ã

= + ? - C ?

u

z z 4 ?

v c ^c D

? (hughes et al, 1975, Branus 1980)

? c ?

Avec : Cu : cohésion non drainée, du sol supposé constante le long du colonne

V.3. Dimensionnement des colonnes ballastées :

V.3.1. Mailles de référence :

Selon la norme NFP 11-212 référence DTU 13.2 « fondation profondes pour le bâtiment »

· La maille de référence minimale est de 2.4 m2

· La maille de référence maximale est de 9 m2

NB.

. Le taux de substitution élevé induit un risque de soulèvement des plates de formes.

. Des mailles plus étroites, sans êtres inférieur à 1.5 m², sont possibles mais nécessitent une étude spécifique.

> Les caractéristiques des colonnes :

Dans notre cas (centrale électrique -port d'Alger) on a aboutit a un maillage minimale de 4.84 m²avec un entre axe de 2.2 m

Diamètre des colonnes ö = 0.7m dont la section ac=0.38 m2

Soit le nombre des colonnes n= 1700 colonnes Avec Profondeur moyenne de 10 m

> Caractéristique du matériau apporté :

Angle de frottement p = 40° Module de Young E= 1 00MPa

Poids volumique saturée Ysat = 21 KN/m³ Poids volumique sec Yd = 19 KN/m³

V.3.2. Justification des contraintes pour le sondage PR01 Vérification des contraintes dans les colonnes :

Le calcul de la contrainte maximale admissible consiste d'abord à déterminer la contrainte verticale de rupture q_r d'une colonne isolée a partir des caractéristiques des colonnes et du sol après traitement et ce selon les trois cas de rupture possible suivante :

- rupture par expansion latérale.

- rupture par cisaillement généralisé (rupture rare, cas des colonnes courtes) - rupture par poinçonnement (colonnes flottantes).

1. Rupture par expansion latérale : (contrainte de dimensionnement q_r)

La contrainte de rupture effective par expansion latérale _qre est donnée par la relation suivante :

qre = tan².(ir/4 + pc/2). max GREENWOOD 1970

Avec

"_c : Angle de frottement du ballaste

max = ple^* (essai pressiométrique)

ple^* = 10 466,01.447,02.455,03.275,04.430,05.303,06.337,07.458,08.90,09.1 79,1 = 311 KPa

% ple^* = 311 KPa

qre = tan².(ir/4 + 40/2). 311 = 1,43 MPa

- qre = 1,43 MPa

2. Rupture par cisaillement généralisé :

La rupture par cisaillement généralisé se produit lorsque la hauteur de la colonne est inférieure à 4xD. Comme D égale à 0.7 m ce risque est donc écarté.

3. Rupture par poinçonnement :

Le bon sol (marne) est a une profondeur de 18 m n'est pas atteint par le procédé de colonnes ballastées qui est limité entre 10 m et 13 m.

En appliquant les règles.

La contrainte verticale régnant au sein de la colonne est maximale en tête de la colonne et
décroît en fonction de la profondeur (SOYEZ, 1985). Dans un milieu caractérisé par la

cohésion non drainée Cu, la contrainte verticale de rupture vis-à-vis de poinçonnement est calculée selon la formule suivante :

qrp =9.C_u+L_c.[2.(C_u/R_c) -Y_c] Où :

Y_c: Poids volumique du matériaux constituant la colonne ; R_c : Diamètre de la colonne soit 0.7 m ;

Lc : Longueur de la colonne.

En pratique, on élimine le risque de poinçonnement en donnant à la colonne une longueur supérieure à la valeur qui équilibre la résistance du sol :

- Sous sollicitations à l'E.L.U : L_c ? R_c. [(YELU.a0ELU / C_u) - 9]/2 - Sous sollicitations à l'E.L.S : Lc? R_c. [(YELS.a0ELS / C_u) - 9]/2

Avec :

a0 : Contrainte verticale appliquée en tête de la colonne acol = qre/2

C_u a déterminé à partir de l'essai pressiométrique par la formule suivante C_u=PL-P0/5.5

YELU =1.5 YELS =2

On fait 02 calculs pour les combinaisons suivants :

	Cu max= 83.28 Kpa Cu min =16.38 KPa
Calcul à l'E.L.U :	* Lc ? 0,35.[(1,5.715/	16,38)	- 9]/2	= 9,88 m
	* Lc ? 0,35.[(1,5.715/	83,28)	- 9]/2	= 0,68 m
Calcul à l'E.L.Sé&

_*Lc ? 0,35.[(2.715/ 16,38) - 9]/2 = 9,70 m

* L_c ? 0,35.[(2.715/ 83,28) - 9]/2 = 1,43 m

L_c < 10 m (longueur pratique de la colonne)

La rupture par poinçonnement est toujours vérifiée.

Donc, la contrainte la plus défavorable est celle due à la rupture par expansion latérale, qre

Contrainte admissible dans les colonnes à l'E.L.S :

La contrainte admissible dans les colonnes _qa(ELS) est obtenue par application d'un coefficient de sécurité de 2 sur la contrainte q_r de rupture.

q_a= min (0.8 Mpa, qr/2) (valeur plafonné par la norme NF P11 212, DTU 13.2)

q_r= min (qre ,qrp) - q_r=1 .43 Mpa

q_a=1.43/2 = 0.715 Mpa - q_{a (ELS)=0.715} Mpa

Contrainte admissible dans les colonnes à l'E.L.U :

La contrainte maximale de calcul _qa(ELU) dans la colonne est obtenue par l'application d'un coefficient de sécurité de 1.5 sur la contrainte verticale de rupture _qr. Ce ci convient à effectuer un coefficient de 1.33 a la contrainte admissible a l'ELS

qa(ELU) =1.33x q_{a (ELS)=} 0.95 Mpa - qa(ELU) =0.95 Mpa

V' Vérifications :

a0ELS = 45.28 KPa et qaELS = 715 KPa = a0ELS < qaELS

a0ELU = 34.42 KPa et qaELU = 950 KPa = a0ELS < qaELS

Ces deux valeurs ne sont pas forcement les valeurs permettant le dimensionnement du projet il est encore nécessaire de définir le tassement qui en résultant

V.3.3. Justification des contraintes pour le sondage PR02 1. Rupture par expansion latérale :

La contrainte de rupture effective par expansion latérale _qre est donnée par la relation suivante :

qre = tan².(ir/4 + pc/2).amax GREENWOOD 1970

Avec

p_c : Angle de frottement du ballaste

max = p _le* (essai pressiométrique)

ple^* = 10 481,09.488,01.446,03.392,04.350,05.256,06.404,07.249,08.193,09. 105,9 =300,38 KPa

% ple^* = 300,38 Kpa

qre= tan².(ir/4 + 40/2).300,38= 1,38 MPa

- qre = 1,38 MPa

2. Rupture par cisaillement généralisé :

Le risque de la rupture par cisaillement généralisé écarté.

3. Rupture par poinçonnement :

On fait 02 calculs pour les combinaisons suivants :

	Cu max= 88.72 Kpa Cu min =19.10 Kpa
Calcul à l'E.L.U :	* Lc ? 0,35.[(1,5.690/ 19,10) - 9]/2	= 7,90 m
	* Lc ? 0,35.[(1,5.690/ 88,72) - 9]/2	= 0,47 m
Calcul à l'E.L.S :	* Lc ? 0,35.[(2.690/ 19,10) - 9]/2 =	11,10 m
	* Lc ? 0,35.[(2.690/ 88,72) - 9]/2 =	1,14m

L_c < 10 m (longueur pratique de la colonne)

La rupture par poinçonnement est toujours vérifiée.

Donc, la contrainte la plus défavorable est celle due à la rupture par expansion latérale, qre

Contrainte admissible dans les colonnes à l'E.L.S :

La contrainte admissible dans les colonnes _qa(ELS) est obtenue par application d'un coefficient de sécurité de 2 sur la contrainte q_r de rupture.

q_a= min (0.8 Mpa, qr/2) (valeur plafonné par la norme NF P11 212, DTU 13.2)

q_r= min (qre ,qrp) __ q_r = 1.38 Mpa

q_a=1.38/2 = 0.690 Mpa q_a (ELS) = 0.690 Mpa

Contrainte admissible dans les colonnes à l'E.L.U :

La contrainte maximale de calcul _qa(ELU) dans la colonne est obtenue par l'application d'un coefficient de sécurité de 1.5 sur la contrainte verticale de rupture _qr. Ce ci convient à effectuer un coefficient de 1.33 a la contrainte admissible a l'ELS

qa(ELU) = 1.3 3x q_a (ELS) = 0.918 Mpa --* qa(ELU) =0.918 Mpa

V' Vérifications :

0ELS = 45.28 KPa et qaELS = 690 KPa = 0ELS < qaELS

0ELU = 34.42 KPa et qaELU = 918 KPa = 0ELS < qaELS

Ces deux valeurs ne sont pas forcement les valeurs permettant le dimensionnement de notre ouvrage, il est encore nécessaire de définir le tassement qui en résultant.

V.4. Justification des tassements :

Pour le calcul du tassement dans les colonnes on a utilisé le programme StoneC v.3.3 développé par le groupe grec Geologismiki. Touts les calculs sont faites selon la méthodologie publiée par Heinz J.Priebe dans la revue « Ground Engineering » en décembre 1995. StoneC a été testé par « The Vibroflotation Group ».

Principales caractéristiques du programme StoneC

- Calcul du tassement du sol avant et après traitement est fait selon la méthode de Priebe ou bien la théorie de l'élasticité

- Les calculs sont faits pour deux types de mailles : rectangulaire ou triangulaire - Travailler avec plusieurs couches

- Possibilité de varier le diamètre des colonnes d'une couche à l'autre - La fondation peut être rectangulaire ou circulaire

- Générer un rapport final des résultats (fichier texte)

En plus du calcul du tassement du sol, StoneC permet de calculer la capacité portante du sol selon la méthode décrite par Priebe.

Caractéristiques du sol à utiliser dans les calculs

Avant de lancer les calculs, le programme demande un certain nombre de données : 1. Données relatives aux colonnes

On suppose que la nappe est au niveau Z = 0.00 avec 7col = 21KN/m³ et

Ecol = 100 MPa ;

,

"_c = 40° (matériau concassé).

2. Propriétés de la fondation et le choix de la maille

On travaille avec une maille rectangulaire avec un entre axes de 2,2m (dans les deux directions) ce qui donne un nombre de colonnes de 20 (en considérant un radier général rectangulaire d'une largeur B = 4m et d'une longueur L = 21,2m). On choisi de calculer le tassement par la méthode de Priebe.

3. Données relatives au sol

On travaille avec des couches épaisses de 1 m dont les caractéristiques sont données comme suite :

- Le module d'élasticité E est obtenu pour chaque mètre à partir de l'essai pressiométrique ;

- On prend un poids volumique saturé moyen de 17,98 KN/m³ pour touts les couches ;

- Le coefficient de poisson vaut 0,33 ;

- La cohésion C ' vaut 0( couche de sable) ;

- On prend la valeur qu'on a utilisé dans les calculs, qui est égale à 26,78° pour

lancer les calculs. Les résultats de calcul sont donnés dans l'annexe E.

Les valeurs de tassements retrouvées après traitement sont les suivants :

Tab.1. Résultats de tassements donnés par le programme StoneC ver.3.3

StoneC ver.3.3 Essai PR 01 Essai PR 02

Valeurs de tassements avant 11.39 8.43

traitement (cm)

Valeurs de tassements après 4.47 4.31

traitement (cm)

Interprétation des résultats :

Les résultats obtenus après traitement du sol par les deux versions sont au dessous du
tassement admissible (5cm). Des calculs ont été faits par le logiciel GRETA développé par

Keller pour des colonnes de 10m de longueur et avec une maille équivalente de 2,25m² ont donnés des tassements entre 0,7 et 1,1 cm.

Conclusion :

Vis-à-vis des contraintes, les charges apportées par l'ouvrage peuvent être supportées par le sol qui présente une étreinte latérale suffisante pour empêcher la rupture par expansion latérale.

Concernant les tassements, les résultats retrouvés à l'aide du programme StoneC sont dans la limite de l'admissible et qui doivent être confirmés par l'essai de chargement.

V.4. Essai de chargement après réalisation des colonnes:

Cet essai nécessite la mise au point d'une semelle en tête de la colonne préalablement arasée sous le matelas de répartition. La surface de la semelle doit être à celle de la tête de la colonne, ou légèrement supérieure.

a) Objectifs de l'essai

Le but de cet essai est de vérifier le comportement d'une colonne ballastée en matière de déformation sous une charge verticale donnée. C'est l'essai le plus fiable pour le contrôle des colonnes ballastées car il permet de soumettre la colonne à une charge égale à 1,5 fois la charge à l'ELS et de mesurer leur tassement.

· la charge critique n'est pas atteinte ;

· le tassement en fin du palier de la charge de service QN reste inférieur à celui
compatible avec tolérances imposées par l'ouvrage (5 cm dans notre cas)

Les courbes de tassements obtenues mettent en évidence le mode de déformation élastoplastique classique des colonnes ballastées sans atteindre de point de rupture.

b) Description de l'essai

La charge est appliquée par un vérin hydraulique sur une plaque circulaire d'un diamètre proche de celui de la colonne (environ 80 cm) et d'épaisseur 1 à 2 cm, en sollicitant le poids propre d'un massif de réaction suffisamment lourd (une grue, par exemple). Ce vérin qui est actionné par une pompe doit en principe être muni d'une rotule pour assurer la verticalité des efforts et éviter les pertes par frottement.

La plaque circulaire sera centrée sur la tête de la colonne ballastée qui sera décapée au préalable. Un lit de sable est mis en place entre la plaque et la tête de la colonne afin de garantir une parfaite répartition des contraintes.

Chaque palier de chargement est contrôlé au moyen d'un manomètre à pression d'huile. A l'aide d'une pompe hydraulique reliée directement au manomètre, on assure une charge constante pour chaque palier. Les tassements sont mesurés par quatre indicateurs de précision

(au 100^éme de millimètre), sur des poutrelles métalliques de référence qui reposent sur le sol par l'intermédiaire de cales à bonne distance de la colonne chargée. Un schéma de l'instrumentation utilisé est présenté ci-dessous :

1 : Poutrelles de référence

2 : Vérin hydraulique à poussée constante

3 : Plaque d'appui circulaire

4 : Colonne ballastée d'essai

5 : Matelas de répartition

6 : Comparamètres

Fig.V.13. Principe de l'essai de chargement

a : plaque métallique ;

b : pompe à pression d'huile ;

c , d : différents types de manomètres ;

e : supports magnétiques des comparateurs ; f: différents types de comparateurs ;

g , h : niveau et poutrelles de référence.

Fig.V.14. Matériels utilisés dans l'essai de chargement

c) Choix des colonnes d'essai

Généralement, la colonne d'essai sera choisie aléatoirement, de préférence dans une zone ou l'essai présente un intérêt particulier (profil géotechnique défavorable, charge plus importante,...).

d) Charge appliquée

Conformément aux prescriptions du D.T.U 13.2, cet essai mesure les tassements jusqu'à 1,5 fois la charge de service, notée QN. Soit une charge équivalente de 45 tonnes.

e) Palier de chargement

Le cycle et les paliers de chargement seront inspirés de ceux de l'essai de contrôle de la norme AFNOR NF P 94 150-1 applicable aux pieux. Cependant, pour répondre aux exigences du D.T.U.13.2 (chargement à 150% de la charge de service QN) et pour obtenir des résultats significatifs et exploitables dans le cas d'un essai sur colonnes ballastées, les paliers suivants seront respectés :

> préchargement de 0 à 0,25 Qs maintenu pendant 15 minutes et déchargement rapide pour vérifier le bon fonctionnement du système et pour supprimer les défauts de contact entre la plaque et la tête de colonne.

> Chargement de 0 à 1,5 Qs par 6 paliers égaux de 0,25 Qs,

> Chaque palier est maintenu constant pendant 60 minutes (*),

> Pour chaque palier, les lectures des déformations sont faites aux temps suivants :

· Toutes les minutes entre 1 et 5 minutes,

· Toutes les 5 minutes entre 5 et 30 minutes,

· Toutes les 15 minutes entre 30 et 60 minutes.

> Déchargement par paliers de 0,25 Qs, maintenus pendant 5 minutes avec lectures toutes les minutes.

Tab.5. Lectures des déformations

Intervalle de temps par palier		Lecture		Nombre de lectures	Chargement
1 min à 5 min	1 / min	5
	1 / 5 min	5
	1 / 15 min	2		Déchargement
0 min à 5 min	1 / min	5

* : Les paliers de chargements peuvent être raccourcis à 30 minutes voire moins si l'on obtient rapidement une déformation stabilisée. La déformation est dite « stabilisée » lorsque la vitesse d'enfoncement n'excède pas 0,02 mm/min.

Les mises en charge doivent être les plus rapides possibles et le temps initial de chaque palier correspond à la fin de la mise en charge.

f) Présentation des résultats

Le compte-rendu doit au minimum contenir :

· le programme de chargement/déchargement avec les mesures des comparateurs en fonction du temps et de la charge ;

· Un graphique tassement à fin la fin de chaque palier en fonction de la charge ;

· Un graphique de la pente de fluage en fonction de la charge.

g) Exemple des résultats d'un essai de chargement

Dans le projet de la centrale électrique d'Alger, il est prévu de réaliser plusieurs essais de chargement dont on assister à la réalisation du premier sur la colonne N° 517. Les résultats sont présentés en annexe.

Tab.6. Résultats de tassement (essai de chargement)

Palier de charge (%)	Charge appliquée (t)	Tassement (mm)
Chargement
0 %	0,00	0
25 %	6,25	0,12
50 %	12,50	1,21
75 %	18,75	1,81
100 %	25,00	2,24
125 %	31,25	3,13
150 %	37,50	6,73
Déchargement
125 %	31,25	6,67
100 %	25,00	6,31
75 %	18,75	5,76
50 %	12,50	5,52
25 %	6,25	5,30
0 %	0,00	4,61

4

2

8

6

0

0 50 100 150 200

courbe des tassements

paliers de chargement(%)

4

8

6

2

0

Interprétation des résultats :

- Les valeurs de tassement mesuré, sont en adéquation avec les valeurs généralement mesurées sous ce type de sollicitation (inférieur au centimètre à 150%).

- L'analyse de la courbe des tassements montre que les déformations de la colonne restent dans les limites élasto-plastique. Lors de la phase de déchargement, nous avons

pu mesurer un tassement résiduel qui atteste la non rupture de la colonne sous 1,50 fois la charge de service.

- L'essai de chargement a montré que la rupture de la colonne n'est pas atteinte sous

1 ,5xQ_s, par conséquent la charge de service de dimensionnement calculée est validée. Conclusion :

Le système des colonnes ballastées est un procédé facile à mettre en oeuvre, relativement rapide et surtout économique, les matériaux d'apport étant des cailloux ou du gravier calibré. Ce procédé convient bien pour le renforcement des sols médiocres du littoral.

L'action des colonnes ballastées en matière de tassement est donc très significative.

Le maillage proposé permet de garantir des tassements différentiels négligeables pour des radiers, grâce à l'effet d'homogénéisation des couches traitées par les colonnes ballastées.

Les tassements se produisent dés la première mise en chargement grâce à l'effet drainant des colonnes qui permettent d'accélérer le temps de consolidation.

La plus grande partie de ces tassements se fera en cours de la mise en station de l'ouvrage (centrale électrique), les tassements résiduels à long terme seront négligeables.

Conclusion générale

Cette étude traite en particulier le projet du port d'Alger (centrale électrique), qui doit être bâti sur un sol qui présente trois problèmes essentiels, à savoir :

- une faible capacité portante ; - un tassement important ;

- un risque de liquéfaction ;

Afin de pouvoir résoudre ces problèmes, on a opté pour une technique qui est convenable vis-à-vis de la sécurité et du coût, et qui n'est autre que le procédé des colonnes ballastées.

La solution des colonnes ballastées a été retenue vu les multiples avantages qu'elles offrent :

> Qualité : continuité et bon compactage des colonnes garanties par les enregistrements de paramètres en temps réel et des essais de réception dans l'axe des colonnes ;

> Economie : en comparent avec les fondations profondes, les colonnes ballastées représente une solution moins coûteuse ;

> Rapidité : possibilité de réaliser des dizaines de colonnes par jours et possibilité de mobiliser plusieurs ateliers en même temps ;

> Environnement : Pas de nuisances sonres ou vibrations en comparant avec d'autres procédés d'amélioration de sol ;

> Pollution : Introduction de matériaux graveleux propres à l'exclusion de tous autres. > Réduction des tassements absolus et différentiels ;

> Participation dans la portance du sol en plus du serrage du sol entre colonnes ;

> Elimination du risque de liquéfaction à l'aide du caractère drainant qui permet de dissiper les surpressions interstitielles.

En plus, le site répond aux conditions générales de réalisation des colonnes ballastées (Charges apportées par l'ouvrage acceptable et absence de sols organiques).