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Résumé Summary - Bienvenue sur Catalogue des mémoires de

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1. Etapes 1 la charge verticale nominale de 320 kN a t fix e pour rester dans le domaine lastique avec un facteur de s curit de 3 sur la charge limite de 960 kN d termin e par calcul Etape 2 une charge horizontale statique est appliqu e en couplage avec la charge verticale nominale jusqu obtenir un d placement limite de 12mm correspondant la rupture Le d placement nominal est fix 4mm facteur de s curit de 3 et correspond une force horizontale statique de 130 kN Etape 3 une charge horizontale dynamique est appliqu e sur la semelle soumise la charge verticale nominale par d placement impos de forme sinuso dale avec une amplitude de 4mm et une fr quence d 1 Hz sur une dur e de 10s On pose ici que la fr quence fondamentale d un b timent reste g n ralement entre 0 5Hz et 5Hz 2 2 2 M thodologie du Calcul la d termination des efforts dans les parties inf rieures des CMM Inclusions rigides sous chargements Verticale N et Horizontale T statiques Seront ainsi tudi s CMM gr ce au module d homog n isation E avec N et T CMM gr ce au module d homog n isation E1 pour les parties sup rieures des CMM et E2 pour les parties inf rieures des CMM avec N et T CMM gr ce au module d homog n isation E1 pour les parties sup rieures des CMM et E2 pour les parties inf rieures des CMM avec N et T et un moment impos hors comparaison avec mod les num riqu
2. Sur la hauteur du matelas de r partition ou du remblai surmontant le pieu les conditions de d formation ne peuvent plus tre assimil es aux conditions oedom triques en particulier proximit de la t te des inclusions 40 Mais comme il s agit de couche g n ralement moins compressibles que les sols sous jacents la distribution entre module d Young et le module oedom trique peut n anmoins le plus souvent tre ignor e au regard des valeurs respectives de tassement attendues sur la hauteur du matelas et celle du sol compressible 3 2 1 2 FOXTA 3 2 1 2 1 Description du code de calcul FOXTA avec le module PIECOEF a pour objet de calculer sous le m me mod le que TASPIE un pieu isol soumis des efforts de flexion en t te Moment et tranchant On en d duit Les coefficients de raideur en t te du pieu reliant les efforts effort tranchant T et moment fl chissant M et les d placements d placement horizontal y et la rotation w Les efforts moment fl chissant et effort tranchant et les d placements d placement horizontal et rotation en tout point du pieu 3 2 1 2 2 M thode g n rale de r solution Le pieu est mod lis comme un l ment poutre La r action lat rale du sol sur le pieu dans le domaine lastique peut tre mod lis e par une infinit d appuis lastiques de raideur K kb avec k le coefficient de r action du sol et le diam tre Ainsi un d placement transvers
3. on confectionne un bouchon de battage Franki l aide de gravier On bat au fond du tube avec un dameur int rieur Puis le bouchon de gravier est expuls et la colonne est r alis e par damage de charges de gravier et extraction du tube l op ration s ach ve par la finition de la colonne 1 Pr paration 2 Remplissage 3 Fon age 4 Compactage 5 Finition La machine est mise Le contenu de la benne Le vibreur descend en Lorsque la profondeur fi La colonne est ex cut e en station au dessus est vid dans le sas refoulant lat ralement nale est atteinte le vibreur ainsi par passes successi du point de fon age Apr s sa fermeture Je sol jusqu la pro est l g rement remont et ves jusqu au niveau pr vu et stabilis e sur ses l air comprim permet fondeur pr vue gr ce le mat riau d apport se Les semelles de fondations v rins Un chargeur de maintenir un flux l insufflation d air met en place dans l espace sont afors r alis es de godet assure continu de mat riau comprim et la ainsi form Puis le vibreur mani re traditionnelle l approvisionnement Jusqu l office de pouss e sur l outil est redescendu pour en agr gats sortie expanser le mat riau Figure 10 Proc dure de r alisation d une colonne ballast par vois s che CBS Source KELLER FONDATIONS SPECIALE 16 1 2 3 Les semelles mixtes Les fondations mixtes telles les semelles pieux sont utilis es dans des cas plus s
4. _ Taspie 7 5 x plaxis matelas last semelle S 5 5 g a 2 amp J S S J O 20000 40000 60000 80000 E kpa 59 Dans cette tude nous avons cherch faire appara tre l volution et les carts des Modules n isati i i iqu s isati isies d Homog n isation E en fonction des contraintes appliqu es et des mod lisations choisies Dans cette tape 2 mod lisations sont retenues Sur TASPIE nous validons la mod lisation repr sentative d un pieu non ancr une profondeur de 7 5 m courbes en jaune ci dessus Sur PLAXIS 2D nous consid rons le mod le o le matelas est trait en lin aire lastique courbes en violet ci dessus Note importante Les r sultats des Module Equivalent E est tr s sensible l volution des tassements et de la contrainte appliqu e sur la semelle Dans l tape 2 nous avons d fini pour quelle contrainte on obtient un module quivalent coh rent Validation des deux mod les Taspie Plaxis Contrainte en fonction du tassement avec Taspie 350 300 D a Le N Q Oo contrainte en fonction du tassement avec Plaxis s contrainte en fonction du tassement avec TASPIE ak a Le contrainte kPa 100 V tassement cm Figure 36 Calage des mod les Plaxis l ment fini et Taspie analogique e Etape 2 D termination
5. 13 1 2 2 Les Colonnes Ballast es CB L am lioration des sols au moyen de Colonnes Ballast es fut introduite en 1936 par une entreprise allemande d nomm e Keller La technique de renforcement similaire celle d aujourd hui est issue du proc d de densification des sols grenus par vibro compactage Les colonnes ballast es sont classer dans la cat gorie des inclusions souples Elles sont g n ralement constitu es d un apport de graves propres gradu es roul es ou concass es Ce mat riau d apport est drainant frottant et homog ne Son succ s est troitement li au fait que les colonnes ballast es n ont pas d incidence sur le dimensionnement des semelles et du dallage De plus elles s adaptent tr s bien aux contraintes de chantier terrassement de fouilles circulation d engins D apr s les tudes bibliographiques effectu es et les informations recueillies en France aupr s des entreprises sp cialis es en fondations sp ciales les colonnes ballast es sont _ Utilis es principalement pour fonder les remblais d acc s et de sur l vation les radiers et des dallages station d puration et b timents industriels utilis es moins souvent sous les fondations superficielles de b timents logistiques et peu utilis es sous les habitations Incorpor es dans les sols mous non organiques argile limon et sables fin l che forte proportion de fines _ Proscrites dans les sols organiques tourbe arg
6. E A i Eso a A Een 6 hom Anc tA sol 2 1 2 1 Cas d un radier Le cas id al pour un dimensionnement est celui d une fondation de tr s grandes dimensions Dans quel cas on fait abstraction des effets de bord Pour cela il est n cessaire d avoir des d formations relativement suffisantes en surface du sol m diocre afin de mobiliser l effet de voute au sein du matelas On fait l hypoth se que l effort en t te d inclusion est transmis par cisaillement le long d une colonne fictive prolongeant l inclusion dans le matelas intercalaire Ce matelas est caract ris par son paisseur hr son angle de frottement et son module d YoungE mrxhr mrxhr 5 A q hr pxe l e donn e par 7 La contrainte r siduelle sur le sol m diocre iae aree le maj es r partition de charge est 1 2 1 2 2 Cas d un remblai Dans le principe le dimensionnement peut s effectuer comme pour un radier infiniment souple en prenant l hypoth se que le poids du radier est nul p 0 La contrainte r siduelle r sultante sera ainsi simplifi par 8 g hr see mr 2 1 2 3 Cas des semelles rigides de faibles dimensions Le comportement pour des semelles de faibles dimensions n est pas comparable celui d un radier de grandes dimensions En effet dans cette configuration les inclusions sont moins nombreuses et sont donc davantage soumises aux effets de bords La th orie du frottement n gatif de Combarieu
7. galement soumises au frottement n gatif En appliquant le mod le de frottement n gatif dans le matelas et dans le sol compressible Combarieu propose alors une approche permettant le dimensionnement du renforcement par inclusions rigides Le sol compressible soumis une contrainte va surcharger les inclusions par frottement n gatif augmentant le transfert de charge sur les inclusions En ne consid rant que les m canismes se d veloppant dans le matelas la contrainte r siduelle entre les inclusions est uniforme et est donn e par La m thode globale consid rant le frottement n gatif et l effet d accrochage le long des inclusions et dans le matelas Simon a adapt l approche de Combarieu en utilisant galement les lois de mobilisation du frottement le long des inclusions de Frank et Zhao 1982 et les d veloppements ont t int gr s dans les logiciels de dimensionnement de fondations FOXTA Tassement Contrainte dans la colonne Position du point neutre Colonne Profondeur Profondeur Figure 17 M canisme de transfert de charge et approche des colonnes fictives par Combarieu Combarieu d finit que la g om trie du dispositif du renforcement par IR est r gie principalement par L paisseur de la plateforme granulaire La distance entre axes des inclusions _ L aire d une maille l mentaire A laire de la t te d inclusion Air laire entre les IR A4 e M thodes num riques
8. gt Ceci nous donne un tassement de l ordre de 8 cm qui est de tr s loin du r sultat donn par PLAXIS 3D e Etape 3 inutile nous ne validons pas les mod les CONCLUSION de la premi re approche Les premi res mod lisations du mod le Benchmark n ont pas donn de r sultats concluants La d marche qui doit suivre doit prendre en compte l inexactitude des r sultats et nous amener une nouvelle th orie d approche Cette tude porte sur une analyse approfondie du principe de mod lisation et de d termination correcte du module homog n is du sol ainsi que des efforts finaux dans PIR Rappelons que l objectif est la validation d une m thode de dimensionnement par des mod les num riques bas s sur les hypoth ses de Frank et Zhao Pour s assurer des bonnes repr sentations des l ments et caract ristiques des termes de r sistance il nous faut caler mod les num riques TASPIE aux analogiques 2D PLAXIS Apr s validation du principe uniquement il sera possible de red velopper la m thode du Monolithe 57 1 3 4 Etude param trique sur le mod le de Benchmark IR matelas soumis un effort statique N Nous avons d velopp une approche d tude qui nous permet de comparer et de d terminer les param tres influen ant les tapes de mod lisation Voici les principales tapes abord es Tassement sol w z N t te et w z de l IR e Etape 1 D termination du module quivalent par la m th
9. restant du cot de la s curit La m thode de Priebe est jusqu aujourd hui la m thode la plus labor e pour le dimensionnement des colonnes ballast es Calculs par les l ments finis Cette m thode permet de mod liser les diff rents comportements de la partie sup rieure la partie inf rieure Les calculs s effectuent g n ralement en 2D mais dans certain cas on peut tre amen mod liser des l ments en 3D Dans ce cas les lois de comportement sont de type lastique pour les parties sup rieures et inf rieures L interface sol colonne est suppos e sans glissement alors que l interface sol inclusion tient compte habituellement de la possibilit de glissement relatif Cette technique plus pr cise permet pour chaque cas de chargement tudi de d terminer les d placements les d formations et les contraintes en tout point du mod le Dans le cas des CMM supportant une semelle la mod lisation par des modules 3D est incontournable 34 2 2 3 G n ralit s sur le dimensionnement des CMM Le dimensionnement des CMM doit permettre de d finir et v rifier le tassement final du sol apr s traitement ainsi que la r partition des contraintes entre sol et CMM Ici nous allons d velopper le principe de dimensionnement classique utilis par KELLER FONDATIONS SPECIALES e Capacit portante maximale sous la semelle V rification de la charge admissible q lt lt Qc So cs XS cB 4 so 29 e Ca
10. s similaires Le Moment maximum est concentr dans la partie haute de l Inclusion L effort tranchant lui est maximum en t te de la partie rigide de la CMM tout en restant mod r Les efforts que re oit l inclusion sont tr s faibles par rapport aux efforts r els appliqu s en sous face de semelle 44 fois inf rieurs Ceci s explique par l usage de deux modules homog n is s sur PIECOEF Cette mod lisation montre bien qu il y a dissipation des efforts dans la partie haute de la CMM colonnes ballast es Nous pouvons conclure que la mod lisation par la m thode du Monolithe donne des r sultats corrects par rapport une mod lisation 3D L ordre de grandeur ainsi que le profil des efforts sont r alistes et coh rents avec les autres mod les La technique du Monolithe quivalent a donn des r sultats satisfaisants pour le comportement statique des CMM soumises un chargement N et T Aujourd hui nous sommes capables de d crire avec un mod le analogique FOXTA l volution des efforts sous effets horizontaux Ces premiers r sultats sont tr s encourageants mais un certain nombre de param tres sont encore v rifier pour caler la m thode de dimensionnement Enfin il reste encore essayer la m thode pour des effets sismiques avant de pourvoir int gralement la valider 3 Perspectives Ces 20 semaines de recherche n ont pas suffit pour d finir une m thodologie compl te pour la mod lisation des CMM
11. t l emploi garantissant l ouvrabilit et la r sistance la compression simple selon la norme NF EN206 1 b ton propri t sp cifiques Les caract ristiques les plus courantes du b ton doivent avoir Une granulom trie 0 22 4mm ind pendamment de leur origine min ralogique on classe les granulats en deux cat gories qui doivent tre conformes la norme NF EN 12620 et la XP P 18 545 granulats pour b tons Une classe de r sistance la compression C8 10 au minimum Une classe d exposition XO Cette classification concerne les b tons qui ne sont soumis aucun risque de corrosion ni d attaque Elle ne peut concerner que les b tons non arm s ou faiblement arm s avec un enrobage d au moins 5 cm non soumis au gel ni l abrasion ni des attaques chimiques Une classe d affaissement ou d ouvrabilit type S3 ou S4 Quant au choix du ciment il tient compte de la nature du sol Le ciment utilis doit tre conforme la norme NF EN 197 1 De ce fait selon l agressivit du sol en pr sence autour des CMM on pourra jouer entre diff rentes cat gories Classe 32 5 CEM II A CEM 11 B CEM III C CEM V A ES Classe 42 5 CEM I ES CEM II A CEM II B CEM III A Dans le cas des semelles reposant sur des CMM il n est pas utile d int grer un matelas intercalaire la partie sup rieure en Colonnes Ballast es jouant d j ce r le Ces derni res reposent directement sur les t
12. transversal et moment Figure 24 Sch matique de l tape 3 et 4 48 On cherche ainsi A d terminer avec l effort vertical V le tassement des inclusions d cet effort et la valeur de V en t te d une Inclusion Rigide v rifier le non glissement et le d placement admissible de la structure soumise un effort horizontal H A v rifier la structure la flexion compos e V et H 1 1 3 Justification de l utilisation du Module Equivalent par la m thode du Monolithe Nous cherchons justifier la mod lisation par le monolithe caract ris par un module et une g om trie quivalents au p rim tre form par le p rim tre circonscrit aux 4 inclusions Pour cela nous avons r alis sur le module GRETA une semelle carr e 2 par 2 m avec 4 colonnes Le sol a pour caract ristique un module Equivalent E l infini D un autre cot on a rentr les m me caract ristiques sur TASPIE mais au d tail pr s que le module quivalent n est appliqu e qu au monolithe Le sol en dehors de cette zone conserve ses donn es initiales E E Au terme des essais les tassements ne sont pas les m mes Le module E homog n is appliqu l int gralit du sol aussi bien hors semelle n est pas coh rent Ceci nous d montre bien l int r t de n appliquer Ce module qu la zone sous la semelle A pr sent l objectif est de mettre en application cette th orie partir des diff rents Mod le
13. Les logiciels de calculs aux l ments finis tel que PLAXIS ou aux diff rences finies comme FLAC permettent des approches 2D et 3D En principe les tudes de dimensionnement se font partir de mod les 2D repr sentant une tranche de sol ramen une mod lisation proche de la r alit Cependant bien que ces mod lisations planes ou axisym triques soient plus rapides mod liser et calculer il faut noter qu ils comportent un certain nombre d approximations qui les loignent plus ou moins de la r alit 29 Par exemple les mod les plans repr sentent les r seaux d Inclusions Rigides par des voiles quivalents Les m thodes axisym triques repr sentent des r seaux d Inclusions Rigides par des voiles circulaires quivalents Bien que cette technique soit plus adapt e dans les cas des Inclusions isol es elle reste incertaine quant la bonne analyse des reports de charge dans le matelas On peut galement mod liser des sols homog n is s qui consistent remplacer le sol et les Inclusions par un mat riau homog ne quivalent Une premi re approximation est bas e sur le principe que les tassements du sol sont identiques celui des inclusions Dans ce cas aucun tassement diff rentiel n est pris en compte et l homog n isation du sol n est pas repr sentative de la r alit Il faut trouver la valeur du coefficient de r partition B des tassements qui permet de d finir un Module homog n is correct
14. au fond de la cuve Le massif d argile a t produit en mixant 2 types d argile et en adaptant la teneur en eau du m lange pour obtenir la r sistance m canique souhait e Orozco et al 2007 Les fondations CMM sont r alis es en 2D 63 En partie sup rieure deux sections rectangulaires 20 x 9cm et 10 cm de long remplies de gravier repr sentent les colonnes ballast es En partie inf rieure les IR sont mod lis es par deux plaques en aluminium d une section rectangulaire 20 x 0 3 cm et 50cm de long L encastrement des plaques d aluminium est r alis sur 5cm dans la couche de gravier sous jacente Les t tes de la partie des IR ont t encastr es dans deux plaques de PVC afin de simuler les zones de transition et supporter les graviers pour se rapprocher du principe de connexion r elle Des papiers de verre ont t s coll s sur la surface inf rieure du mod le de la semelle comme pour les plaques en PVC afin d obtenir un meilleur frottement et donc une meilleure transmission des forces horizontales dans les plaques d aluminium Pour viter la p n tration des graviers de la CMM dans l argile aux alentours deux chaussettes g otextiles ont t utilis es Le mod le physique a t install sur le cot vitr afin de permettre la visualisation des m canismes de d formation pendant les essais 2 1 2 Programme des essais Mod lisation Physique Un chariot de chargement supportant le mod l
15. celle repr sentant de plus de risque de d t rioration au cour du temps Le mat riau qui la compose la rend sujette au pourrissement dans les zones de battement de nappe L acier pr sent soit en profil s cylindrique H poss de une tr s grande capacit portante Toutefois comme le bois il reste sensible aux agents agressifs qui provoquent la corrosion et par cons quent la ruine du pieu Le b ton arm non arm ou pr contraint pr sente l avantage d tre applicable dans tous les types de sol non agressifs L avantage d utiliser des pieux pr fabriqu s est qu ils sont constitu s d un mat riau manufactur et donc de bien meilleur qualit car ont maitrise parfaitement les tapes de fabrication Par contre leur mise en place peut tre source de nuisances sonores ou vibratoires et dans certains cas le refoulement lat ral du sol peut affecter les structures voisines e Parmi les inclusions construites in situ on distingue essentiellement Les pieux for s Les pieux battus tub s pieux en b ton arm Les pieux de type Vibro Concrete Column Les colonnes par m lange d un liant avec le sol jet grouting Lime Cement Columns etc Les techniques de r alisation de ces inclusions sont d crites par Brian on 2002 et Kempfert 2003 Quant la mise en uvre des inclusions in situ elle est plus souple que les inclusions pr fabriqu es avec peu de refoulement du sol adjacent et une longue
16. cr ent des efforts moteurs ou r sistants dues aux frottements positifs et n gatifs De plus une Inclusion isol e ne permet pas d obtenir une r duction localis e des contraintes et des tassements Par contre en additionnant les r ductions locales un r seau d Inclusions permet la diminution g n ralis e de ces effets Par cons quent qualit et paisseur de matelas gale la r duction est d autant plus lev e que le maillage du r seau est fin Figure 7 Incidence de la densit d Inclusions rigides Sources Keller Quant aux m canismes ils restent les m mes que pour les Inclusions isol es l effet de groupe n affectant que les intensit s La seule diff rence noter concerne la capacit du groupe d Inclusion reprendre en t te tout l effort mobilis par l effort d ancrage Ainsi bien que le r seau r duise significativement les tassements d ensemble la capacit portant de chaque Inclusion n est pas optimis Il est donc n cessaire de d finir le maillage qui apportera un bon rapport Tassement R sistance en pointe 1 2 1 6 Effets des efforts horizontaux Lorsqu un pieu est soumis des sollicitations transversales en t te effort horizontal et ou moment la distribution avec la profondeur de la r action lat rale mobilis e est sch matis e sur la figure suivante Figure 8 Courbes de mobilisation de la r action lat rale sur un pieu Sources Combarieu F contre but e Fp but e
17. d une inclusion isol e 1 2 1 5 Le fonctionnement d un r seau d inclusions 1 2 1 6 Effets des fforts horizontaux 2555 th ee mes E e a a aa EU 122 les ColonnesBallast es CBh ii Mes MA ns annee de PR a M en er Si EE 1 2 2 1 Mat riau du matelas de r partition seen 1 2 2 2 Avantages d proc d se nr inae PEN EN ERE manne sereine see ten re de en er een 1 2 2 3 Te chniquesde miseen uv enen inner nr 12 3 Les semelles mixtes 2s2288 me de E E E E nr A A A A eee Aer de 1 2 3 1 talare o1 E E E E EE E AE E AE A S E EEE E 1 2 3 2 Domaines d applications ere a N Rd nn A E A A ST 1 3 Pr sentation d une m thode de renforcement de sol par CMM Brevet KELLER FONDATIONS SPECIALES Re AR As EAA a Oaa AA A ERARA NEA AOA EEA EAEAN AAEE a AEEA 19 1341 Caract ristiques a E T A i rite bte re lte nier in ant site anne s este 19 1 32 Principe de fon ON EE a nt Men een ne need iles ne get re ne rene E AE EE s 20 1 3 3 Avantages du proc d t25srssnrentessnrnerten es ae ee a E e dns amet ete aietie nt torse E a Ms 20 TA Domaine d applicationc esss en ennTe A a ne ae LIRRN en nn ie er gene nn 20 1 3 5 Caract ristiques m canique S nrnna E A tte hein nent EEA een dense e insu nee 21 1 3 6 Autres Dispositions consir UO VOS sn in En nt nr a en nee E te NS en aR 22 135 MIS en UVre street ee D Re ete 23 1 4 Contexte et objectif du PRE irme sir an einen matiere esta de re te restera date de eee etes e
18. ensemble sera correctement d fini en utilisant le principe des Raideurs Equivalentes bas sur la th orie de Franck et Zhao Par simplification on n glige l effet de la raideur d au frottement bien entendu tout en restant du cot de la s curit 32 Charge Q K sol B 2 K pieu K frottement K pointe Raideur du pieu E Ai K int 23 Raideur de la Pointe sol K Em K ka X Air B X Air 24 2 0x Em 26 k 11 0 x Em 25 Pour les sols fins k R a B TE 4 8xEm 27 Pour les sols granulaires k sxem i T B Figure 18 Courbe donnant les coefficients de Franck et Zhao CONCLUSION sur les semelles mixtes Ce syst me de fondation constitu d une semelle directement pos e sur radier montre rapidement sa limite utilisation quand le sol sous la semelle est de mauvaise qualit De plus un ph nom ne de point dur peu apparait en t te d inclusion c est pourquoi il est pr f rable d int grer un matelas entre la semelle et lIR 33 2 2 Dimensionnement des CMM 2 2 1 Principe g n ral Comme indiqu pr c demment la composition d une CMM repose en deux phases Inclusion Rigide en partie inf rieure et Colonne Ballast e en partie sup rieure Ainsi les m canismes qui vont intervenir dans la transmission des charges vers la partie inf rieure de la CMM doivent prendre en compte cette diff rence de comportement On doit observer 2 2 2 La di
19. le tr s important 3 2 2 1 4 Elasticit Mod le lastique lin aire ce mod le pr sente la loi de Hooke pour une lasticit lin aire et isotrope Le mod le de comporte deux param tres de rigidit lastique le module d Young Ey et le coefficient de poisson v Il est limit pour simuler le comportement d un sol mais plut t utilis pour mod liser des structures rigides massives plac es sur ou dans le sol 44 3 2 2 1 5 Description du code de calcul Apr s la d finition d un mod le aux l ments finis les calculs proprement dits peuvent tre effectu s Il est toutefois n cessaire de d finir au pr alable le type des calculs r aliser ainsi que les cas de chargement ou les tapes de construction qui seront appliquer Il y a trois types de types de calcul fondamentaux distincts Un calcul plastique Un calcul de consolidation Un calcul de coefficient de s curit Le calcul plastique doit tre choisit pour r aliser une analyse en d formations lasto plastiques pour laquelle il n est pas n cessaire de prendre en compte la dissipation des surpressions interstitielles avec le temps Une analyse de la consolidation doit tre choisie d s qu il est n cessaire de suivre le d veloppement et la dissipation des pressions interstitielles au cours du temps dans des sols satur s de type argileux PLAXIS permet de vraies analyses de consolidation en lasto plastiques Un calcul de coefficient de
20. nomm pieu par simplification Le syst me non lin aire constitu par 6 quations se basant sur les m thodes de dimensionnement du Fascicule 62 pieu par la m thode pressiom trique et les hypoth ses de Combarieu est r solu par une m thode it rative apr s discr tisation du mod le global Le domaine pieu et le domaine sol sont d coup s par des plans horizontaux quidistants dans chacune des couches 37 3 2 1 1 1 Description du code de calcul Le calcul est bas sur la notion des fonctions de transferts est permet d tablir math matiquement des relations entre les donn es d un syst me lin aire invariant On retrouve ainsi ces fonctions pour les lois tablissant la relation entre le frottement lat ral et le tassement du pieu d une part la contrainte de pointe et le tassement d autre part La notion de fonction de transfert a t pr sent e l origine par Coyle et Reese ASCE 1966 Elle se trouve g n ralis e dans TASPIE en consid rant la fois e Le tassement relatif pieu sol Elargissant son champs d application gr ce au tassement absolu du pieu autant pour le frottement que pour la pointe e Une application suppl mentaire peut tre tendue aux prismes de sol plac s au dessus de la t te du pieu Deux mod les de calculs e Le premier mod le se limite l l ment de la fondation profonde Pieu Isol l interaction avec le sol encaissant est suppos e enti rement d crite p
21. pour les CMM 62 2 DEFINITION D UNE METHODE DE DIMENSIONNEMENT POUR LES CMM onssssssssssssssesssesesesesrsrsrsrsrsrseresrrrrerrrrerrerrrrereeee 63 2 1 Conception du mod le r duit et outils d exploitation 0000snnnnnssnnnnnnsssnnsnnensnssnsnnenennsssesnrennsssnsee 63 21 1 2Mat riaui siseniti shine Man tn Renan ME ee Een A A Rent ete EEEE E AS 63 2 1 2 Programme des essais Mod lisation Physique ssssssessssrsssrsrissrrsstsstntrinsersttstntrtsttsttnttenttnstnsttntetstenennt 64 2 1 3 R sultats et interpr tation des exp rimentations sur le mod le physique bidimensionnel s10010001 65 2 1 4 R sultats Flac 3 D statiques et dynamiques Mod lisation Num rique s sssssssssessrsssrsrrssrsrrsrsnsrrsreserese 66 2 1 5 Confrontation des r sultats exp rimentaux aux m thodes de dimensionnement 67 2 2 D termination d une m thode de dimensionnement 2 2 1 Pr sentation du mod le num rique compar n ne a ss 2 2 2 M thodologie du Calcul terere ereenn aee etre ins ene ment nine dit rt a tai tonte tn ain te let 2 2 3 Validation d s simulations senna nea e ne E ea E EE e Matte te een ei 2 2 4 Comparaison au mod les 3D de FLAQ is a aaa a Eei aa E EE E RE e OS E S VA E E E E EE EEEE E P AE E einen Steaua 71 Introduction De nos jours nous assistons une rar faction des sols de bonnes qualit s En effet la plus part des terrains poss dant de bonnes caract ristiques sont d ores e
22. propri t s et param tres associ s aux l ments de sol sont saisis sous la forme de jeux de donn es Les propri t s des interfaces sont reli es aux propri t s de sol Les interfaces pr sentes l int rieur ou autour de cette couche se voient attribuer le m me jeu de donn es que celle du sol Dans des probl mes pratiques il peut appara tre une zone soumise des contraintes de R sistance d interface Un mod le lasto plastique permet de d crire le comportement des interfaces dans la mod lisation des interactions sol structures Le crit re de Coulomb est utilis pour distinguer le comportement lastique o de petits d placements peuvent appara tre aux interfaces et le comportement plastique pour lequel des glissements permanents peuvent se produire Pour les interfaces dont le comportement reste lastique s2 o wi et ci sont l angle de frottement et la coh sion de l interface Les caract ristiques de r sistance de l interface sont li es aux propri t s de r sistance de la couche de sol Chaque jeu de donn es inclut un facteur de r duction de la r sistance pour les interfaces 3 2 2 1 3 Mod le de comportement pour les sols Mod le de Mohr Coulomb il est utilis comme premi re approximation du comportement d un sol II comporte 5 param tres module d Young le coefficient de Poisson la coh sion l angle de frottement et l angle de dilatance Les conditions initiales du sol jouent un r
23. radier ou un dallage en association avec une couche interm diaire servant de matelas de r partition gt Les conditions de chargement en t te peuvent souvent tre assimil es en premi re approximation une condition de tassement impos La d formation interne du radier ou du dallage tant n gligeable devant le tassement absolu Le tassement en sous face du dallage peut tre consid r comme uniforme sur la largeur de la maille Soit un calcul sous un remblai remblais sur pieu Les conditions de chargement en t te sont g n ralement celles d une contrainte impos e uniforme en t te de maille 3 2 1 1 2 M thode g n rale de r solution Pour le calcul l utilisateur devra rentrer un certain nombre de caract ristiques qualifiant le mod le r aliser Pour cela il devra prendre soin De d finir la g om trie et le choix du mode de calcul correspondant Isol ou Maille Connaitre et pr ciser les caract ristique Es et E pressiom triques des sols Indiquer les modules d Young des mat riaux D finir l aide du fascicule 62 ou du DTU 13 2 lorsqu il s agit de b timent les valeurs de frottements limites et de pointe sol pieu Le syst me non lin aire constitu par les six quations ci dessous est r solu l aide d une m thode it rative Celle ci est utilis e compte tenu des conditions limites en t te et la base de chaque mod le apr s discr tisation d
24. tes de colonnes 1 3 6 Autres Dispositions constructives La distance minimale entre deux CMM est au moins gale trois fois le diam tre de la partie inf rieure des CMM et avec un minimum d un m tre 22 1 3 7 Mise en uvre e Phase 1 r alisation de la partie dite inf rieure Cette partie est r alis e l aide d un outil de refoulement d velopp par KELLER FONDATIONS SPECIALES mont sur un porteur lourd pouvant tre du type Tari re refoulement Tube vibrofonc bout ferm Vibreur Keller type alpha ou beta avec incorporation du mat riau en base de l outil servant de tubage provisoire pendant la r alisation Tari re creuse Le diam tre de l outil est adapter en fonction des objectifs atteindre Lorsque l outil a atteint la profondeur finale un b ton de consistance adapt e est pomp NN NN 5 BORN 7 Z Z 7 z 7 7 Y k Figure 14 Etape 1 et 2 Sources KELLER FONDATIONS SPECIALES Du fait du refoulement qui vite l extraction de la terre ce proc d permet d obtenir un bon frettage du terrain et n entraine pas de remont e significative de d blais Les arases avant la r alisation de la partie sup rieure de la CMM sont contr l es par la mesure du volume incorpor ou l arr t m canique du coulage Ll talonnage est effectu par d garnissage de la t te de colonne au d marrage du chantier Dans un premier temps le forage s effectu
25. 25 2 METHODES DE DIMENSIONNEMENTS sinus seseneseres ce senennnn nes ce cenennnnenescecenennnneeescemennnnneseecemenenneeecesemenennnneee 26 2 1 Dimensionnement des syst mes classiques de renforcement 26 2 1 1 Colonnes ballast es 2 1 2 Inclusions rigides avec matelas de r partition 2 1 2 1 CaS d Un radierissrs sine tn ne ne A A EEE er A0 rue ner n es 2 1 2 2 Gas d Unremblai 5 5h nine en RS ner eee en A ee rente 2 1 2 3 Cas des semelles rigides de faibles dimensions 30 2 1 3 S me ll s mixtes instant ts E nie sereine el en nn Pete nee 2 2 Dimensionnement des CMM in EAA AA AEE a A Aaa Aaa EREA 2 2 1 Principe g n rale ai E EAEE E R A a E EEr tiers mme ane n ner Ne 22X M thodes existante Sunerin mienne ten E une Tr o AER a a a lin te i 2 2 3 G n ralit s sur le dimensionnement des CMM 3 MODELISATION NUMERIQUE OUTILS ET ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE sssssssssessssrsssrtersesstrttsrsersstettrersssrttrressseserrrersetst 37 3 1 Principes g N FAUX iiciin eiei i a i a aa iK ere lan SE AKE EE ER 37 3 2 Pr sentation des outils de simulation bidimensionnels 37 3 2 1 Module travaillant principalement par fondement analytiques ss ssssssssssssssersstnsrsrtsstnsrtnterstesrenrrrsresernne 37 3 2 1 1 TASPIE et TASPLA CA eie n A E A A A E AEE A EA E A AEO NEES A e 37 3 2 1 1 1 Description d cod
26. 5 41cm 1 2 4 Confrontation des m thodes de dimensionnement L cart relatif entre la m thode manuelle et celle des raideurs est raisonnable Cette diff rence met en vidence la non prise en compte des crit res de frottements le long de l inclusion pour la m thode globale De plus les r sultats de la m thode des raideurs nous place davantage du cot de la s curit Par contre les r sultats concernant le monolithe ne sont pas satisfaisants Nous ne pouvons apr s ces premiers essais utiliser la m thode telle qu elle est d crite Deux questions se posent Cette m thode initialement pr vue dans le cas d inclusions avec matelas est elle adaptable en l tat Permet elle de prendre en compte correctement les hypoth ses d finissants les semelles mixtes Cette m thode telle qu elle est d crite est elle valable L tape qui va suivre va donc consister tudier un mod le Inclusion avec matelas qui permettra de faire des comparaisons et nous faire avancer dans la d termination d une mod lisation sur les Modules Taspie et Piecoeff 53 1 3 Etude sur un Mod le d Inclusions Rigides avec matelas de r partition Dans le cas des renforcements de sol par IR on a souvent l obligation de les armer par des cages d armatures ou de les associer avec un matelas afin que le sol renforc puisse supporter les sollicitations horizontales li es essentiellement au vent ou au s isme La
27. 5Hz pour les essais quasi statiques et 1 2Hz pour les essais dynamiques 64 2 1 3 R sultats et interpr tation des exp rimentations sur le mod le physique bidimensionnel Durant les essais quasi statiques les parties sup rieures en gravier de la CMM se d placent ensembles horizontalement mais avec une amplitude de d placement horizontal diminuant graduellement avec la profondeur L argile autour se d place horizontalement en loignant les parties sup rieures en gravier Nous observons les mouvements dans la partie sup rieure des CMM Les plaques en PVC ainsi que les t tes des plaques en aluminium restent stables Apparemment la transmission de la charge horizontale est fortement r duite sur la hauteur de la colonne en gravier et la partie rigide de la CMM ne serait sollicit e quasiment que verticalement au cour du chargement lat ral 500 Argile 1 Argile 2 Gravier Figure 40 Sch matique du comportement des mod les physiques sous chargement statique Durant les essais dynamiques l amplitude des mouvements pour les deux mod les est plus importante que pr c demment que se soit dans la partie sup rieure de la CMM ou dans le matelas granulaire au dessus des inclusions rigides Cette fois ci le d placement horizontal des t tes des inclusions rigides plaques aluminium est tr s visible dans les deux mod les durant les essais dynamiques donc une part plus importante de la charge horizontale transm
28. Ce dimensionnement th orique a t fait sur la base des retours d exp riences de chantiers ainsi que lors d essais en laboratoires sur mod les r duits Il existe plusieurs types de dimensionnement se basant sur des th ories diff rentes Dans la plus part des cas le dimensionnement s effectue pour un r seau de Colonnes sous des fondations rigides Les r solutions sont bas es sur des approches de type lastiques et la rupture Dans le cas des Colonnes isol es l tude du comportement la rupture s op re par cisaillement g n ralis du sol par poin onnement ainsi que par expansion lat rale Enfin au terme des calculs elles devront v rifier que la portance est suffisante et que les tassements seront admissibles Trois m thodes de dimensionnement de ce proc d sont couramment utilis es La m thode de Priebe Elle se base sur la th orie de l expansion d un cylindre partir d une cellule unitaire constitu e de la colonne et du sol La colonne r agit en termes de pouss e lat rale suite l application de la charge Le sol est suppos en tat hydrostatique l interface sol colonne du fait de l ex cution des colonnes Cette th orie d veloppe l id e que les d formations s op rent volume constant par cons quent toutes d formations horizontales impliquent un raccourcissement vertical A partir de ce principe le tassement de la colonne peut tre obtenu Dans son raisonnement Priebe tient compte d
29. Etapes 1 2 3 En reprenant la th orie propos e la proc dure de mod lisation sur TASPIE est la suivante a 2 G maille l mentaire monolithe IR P 4 x1 5 7x0 34 7 07 m S 152 4x1 5x0 17 7 x 0 17 3 36 m alu ES a A T H i i 0 0 0 gt RE 0e I AT l t W matelas j matelas i 4 NX i gt i ies 1 1 T 0 IR T 0 T T i I PAPER CORRE St 75 5 A o 2 pointe ga w pointe Figure 29 Sch matique des tapes de calculs 1 3 3 Validation des r sultats 1 3 3 1 Mod lisation 3D r alis e par KELLER Hypoth ses choisies Mod lisation d un l ment de massif avec interface Sol IR Pas d interface Sol Semelle Sol est caract ris par un Mod le Mohr Coulonb Les fondations et les inclusions rigides sont calcul es en lin aire lastique M Scmelle E matelas D 34 cm Figure 30 Mod lisation sous un chargement N du mod le Benchmark 55 R sultats charge semelle R partition de la ch 1 30 184 1 9 Charge en t te de lIR 163 kN moy 163 3 0 charge reprise par IR 0 80 t te t te Tableau 3 R sultats observ s pour la mod lisation 3D Contraintes sous charge N contraintes appliqu es sur la face superieure de la semelle 250 kPa Charge N statique Cartesian Total Stress Oyy Statique charge N N KN 100 150 0 0 Figure 31 volution des efforts dans l inclusion rigide sous un chargement statiq
30. L tude se fait dans un premier temps pour d terminer le comportement sous chargement vertical V et transversal efforts statiques M T La finalit de cette m thode est de pouvoir justifier des efforts contenus dans une Inclusion Rigide lors d effets inertiels L approche en statique comprend 5 tapes successives qui sont conduites avec des modules usuels servant au dimensionnement des fondations profondes e tapes 1 3 Etude d un pieu de renforcement au centre d une maille l mentaire sous sollicitations verticales l aide des fonctions de transfert caract risant la mobilisation du frottement V V Dre De ce monolithe on en Monolithe IR sol assimil s d duit un profil de un volume et ayant comme tassement du sol g z qui caract ristique un module nous permettra de d finir homog n is E les efforts dans lIR Figure 23 Sch matique de l tape 2 et 3 e tapes 4 et 5 Etude d un pieu isol sous chargement transversal Ce mod le est repr sent par des efforts ponctuels T M appliqu s en t te o l on impose un d placement du sol encaissant g z sur appuis lastiques p p y H de o Ce profil de d placement est impos au mod le r el pour en d terminer les efforts dans les IR Monolithe IR sol assimil un volume et ayant comme caract ristique le m me Module Homog n is E On obtient le profil de d formation g z du sol sous un chargement
31. L am lioration des sols par des colonnes est bas e sur l hypoth se que les colonnes ont d formations de cisaillement d s le d but tandis que le sol environnant se comporte lastiquement En g n ral K dans les colonnes et graviers est gal 1 42 3 2 2 Module travaillant principalement par fondement num riques 3 2 2 1 PLAXIS 2D PLAXIS logiciel de calcul aux l ments finis est d velopp depuis 1987 par Universit technique de Delft Hollande Les propri t s et param tres associ s aux l ments sol sont saisis sous la forme de jeux de donn es PLAXIS 2D propose diff rents mod les mais deux sont pro minents dans nos tudes le mod le de Mohr Coulomb utilis comme premi re approximation du comportement d un sol Le mod le lastique lin aire est repr sent par la loi de Hooke pour l lasticit lin aire isotrope Pour r aliser un mod le aux l ments finis il est n cessaire de Pr ciser la g om trie des l ments mod liser born e en g n rale R aliser un maillage plus les l ments sont petits plus le mod le est pr cis Fixer les conditions aux limites des bords du mod le conditions de d placement et de contraintes impos es Fixer les lois de comportement des mat riaux Appliquer le chargement ponctuel ou uniforme 3 2 2 1 1 Maillage Lorsqu un mod le g om trique est enti rement d fini et que les propri t s des mat riaux sont assimil es tout
32. La Colonne Modules Mixtes est un proc d d velopp par la soci t KELLER FONDATIONS SPECIALES depuis 2004 Cette technique de renforcement de sol est compos e d une partie sup rieure en Colonnes Ballast es et d une partie inf rieure en Inclusions Rigides La combinaison de ces deux mat riaux permet ainsi d associer les avantages des deux techniques Ainsi en plus de r duire les tassements et d augmenter la portance il a la facult d tre utilisable dans les zones sismiques Cette CMM sera donc plus d formable en interaction avec le sol en place et va se comporter comme une zone roul e dissipative qui transfert Moins d nergie par effet directe la superstructure Moins d nergie la partie inf rieure rigide des CMM par effet inertiel A l heure actuelle aucune m thode de dimensionnement de semelles soumises des efforts verticaux et horizontaux n est valid e pour les sols renforc s par Colonnes Modules Mixtes Un programme de recherche a t lanc avec la collaboration de l universit de Grenoble qui consiste reproduire une semelle sur sol renforc en laboratoire Ces mod les r duits en cuves reproduisent une semelle sur 4 CMM sollicit es par un effort Vertical et Horizontal La validation d une m thode de calcul va passer par l exploitation des donn es exp rimentales et num riques 3D de l universit de Grenoble Summary Mixed module columns CMM is a soft soil reinforcemen
33. Pourcentage de fines lt 5 Tableau 2 Caract ristique du ballast pour Colonnes Ballast es Le diam tre de la colonne ballast e doit tre le plus important possible et doit s adapter aux variations de compacit du sol pour traiter toutes les h t rog n it s du sol m me celles non d tect es par la campagne de reconnaissance 1 2 2 2 Avantages du proc d Cette technique de traitement des sols pas colonnes verticales consiste incorporer dans le sol un mat riau granulaire constitu de ballaste colonnes et plots ballast s ou de sable picots et drains de sable afin d obtenir un milieu composite ayant des caract ristiques globales meilleurs que le sol non trait et permettant D am liorer globalement les caract ristiques m caniques du sol trait D augmenter la capacit portante du sol sous les ouvrages projet s De r duire les tassements sous les charges appliqu es D acc l rer le drainage vertical et la consolidation primaire du sol De contribuer la stabilit g n rale des remblais De r duire le risque de liqu faction dans les zones sismiques Ceci est permis gr ce la capacit drainante des colonnes Les pressions interstitielles sont par cons quent diminu es et caract ristiques m caniques du sol trait sont augment es dont la r sistance au cisaillement 15 Un des aspects cruciaux de la colonne ballast e se situe au niveau de la mise en uvre En effet
34. Une partie de pr sentation du principe de renforcement pour situer le travail du PFE et ainsi introduire la th orie fondamentale qui nous a aid dans la r alisation du dimensionnement Une partie concerne la mod lisation num rique en l ments finis et bidimensionnelle permettant la d finition de la th orie du monolithe et de son d veloppement par l tude param trique Une partie mettant en application le nouveau mod le d finie par cette th orie en l appliquant aux CMM Au terme de ces tudes les objectifs ont t atteints Les Mod lisations en mod les num riques ont t valid es Les mod les l mentaires de mod lisation analogique ont t d finis gr ce aux comparaisons sur mod le en l ments fini Nous avons abouti une d termination d une m thodologie de dimensionnement pour l application de la th orie du monolithe L tude param trique a permis de resserrer les incertitudes concernant la mise en place du protocole et peaufiner la d finition des codes de mod lisation Nous avons adapt la m thode de dimensionnement pour les CMM et l avons valid e gr ce une comparaison de mod lisation aux l ments finis La m thode du monolithe mod lis sur des logiciels analytiques constitue un d marche tr s rapide est tr s facile mettre en application Elle permet d tre rapidement comprise et int gr e par les ing nieurs De plus elle vite les pertes de temps engendr
35. al y du pieu fait apparaitre une densit de force de rappel p Kky On suppose qu une pression lat rale suppl mentaire s exerce sur le pieu ainsi P y 2 p 2 Ky aa L quation d quilibre du pieu consid r inertie constante dans la couche de sol s crit alors 4 Ll 4 i j Zy EV Die ne 47 46 dz EI dz BI EI La r solution de cette quation permet d obtenir le d placement y z Enfin les expressions de la rotation W z M z et de l effort tranchant T z sont alors connues gr ce la relation suivante 2 3 48 A M e RI a dz dz Approche de Winkler Avec la m thode de Winkler B D W F Beam on Dynamic Winkler Foundation le sol est remplac par une s rie des ressorts et des amortisseurs qui sont repartis d une fa on continue le long du pieu On consid re le cas g n ral d un pieu en contact avec n couches de coefficient de r action k Ces raideurs de couche sol aux altitudes z permettrons de d finir la rigidit du mod le sous l action d efforts Horizontaux et Moments Les efforts et les d placements nous sont donn s en tout point du pieu 20 Sch ma du mod le de calcul pour un sol de multicouche n Sources manuel PIECOEF 41 sol En prenant l quilibre dynamique d un l ment du pieu soumis une sollicitation dynamique on obtient l quation suivante E I 2 P PU S U U a pp Fm P P 07 P t x P 49 Elp d signe la rigidit la flexion du p
36. angle de frottement du mat riau de la CB et de son module g lasticit 3 Les calculs des tassements en fonction du facteur d am lioration Op X Lc 35 S n x Es 4 Enfin les contraintes sur les colonnes seront d finies selon Priebe sous le logiciel GRETA partir de la formule suivante St X O S o1 XO 20 sol Soor x Ocol 36 3 Mod lisation num rique outils et tude bibliographique L objectif du PFE r side en l laboration d une m thode de dimensionnement des CMM soumises aux efforts horizontaux et transversaux Cette m thode doit la fois concilier rapidit qu on obtient avec la m thode de Combarieu et Priebe ainsi que pr cision et r alisme du comportement obtenu avec une mod lisation num rique 3D La r ponse cette conception r side en l utilisation de m thodes num riques analogiques Jusqu pr sent aucun module cherchant concilier ces objectifs n a pu tre r alis Dans cette partie nous entendons pr senter et comparer les outils num riques utilis s par la soci t KELLER en Inclusions Rigides De cette mani re nous pourrons avoir un recul sur les mod les qui seront d crits dans le prochain chapitre et nous seront en appr cier leurs limites 3 1 Principes g n raux Le renforcement des sols compressibles par Colonnes Modules Mixte est un probl me complexe qui met en jeu des ph nom nes d interactions sol structure diff rents niveau d che
37. ar les lois de transferts choisies Il est possible de prendre en compte un tassement du sol autour du pieu sous la forme d un profil impos de tassements qui demeure ind pendant du r sultat du calcul Ce mod le est utilis pour tablir la courbe de chargement d un pieu isol dans un massif dont les tassements sont n glig s On notera aussi que la courbe de chargement d un pieu isol lorsque le profil de tassement du sol dans l axe du pieu est connu est d pendant du chargement appliqu au pieu e Le deuxi me mod le englobe l l ment de fondation profonde et la maille l mentaire de sol associ Pieu maille de sol associ e L interaction entre le sol et le pieu est prise en compte Ceci signifie la fois que le comportement du pieu est affect par le tassement du sol encaissant et que le tassement du sol d pend galement de la distribution des efforts dans le pieu Notons que ce mod le est utilis pour le comportement d un pieu au sein d un groupe aux m mes caract ristiques que ce dernier Pieu Pieu isol Maille de sol associ e il Calcul d un pieu isol avec ou Calcul d un pieu maille du sol sans tassement impos du sol associ e inclusion rigide pieu entr par l utilisateur dans un groupe Figure 19 Sch mas des mod les de calcul TASPIE 38 Dans le cas d une tude de la maille l mentaire deux situations sont envisager Soit un calcul sous un
38. celle ci va conditionner le comportement m canique du renforcement Le type de vibreur utiliser est obligatoirement un vibreur quip d un excentrique situ en pied et g n rant des vibrations horizontales Tout autre mat riel ne permettra de r aliser que des drains de graviers Le deuxi me point important se situe au niveau du refoulement Celui ci doit tre suffisant pour modifier l tat de contrainte dans le sol afin que le comportement de la colonne ballast e diff re de celui d un drain d apr s Nguyen Foray Flavign 2007 1 2 2 3 Techniques de mise en uvre voie humide vibro substitution Consiste en la r alisation d un forage par auto fon age et lan age l eau jusqu la profondeur d sir e On remonte le vibreur avec parfois des ramonages successifs et on laisse tomber le ballaste dans le forage pr alable Finalement on compacte ce ballast par passes successives de r alisation de la colonne voie s che vibro refoulement On auto fonce le vibreur directement dans le sol par refoulement jusqu la profondeur d sign e Puis le vibreur est remont progressivement tout en laissant descendre par gravit et par pression d air le ballast approvisionn par chargeur dans une benne coulissant le long du m t Enfin on compact le ballaste par phases successives de l ordre de 0 5m jusqu finition de la colonne pilonnage pieux de gravier Venant du proc d de Franki
39. des tudes param triques pr c dentes nous avons d velopp une ligne de conduite appliquer sur les CMM Dans ces prochaines mod lisations les tapes de calculs sont modifi es L tape initiale bas e sur une mod lisation en Maille El mentaire est remplac e par la d finition du module quivalent l aide du module TASPLAQ Dans un second temps nous comparerons nos mod lisations faites avec des mod lisations 3D aux El ments Finis r alis es en partenariat avec le laboratoire de G nie Civil de l Universit de Grenoble Enfin nous conclurons sur l ensemble de l tude avec l analyse entre les mod les num riques et les physiques 62 2 D finition d une m thode de dimensionnement pour les CMM Afin d am liorer la pr cision des calculs sans rentrer dans des mod lisations longues et complexes l entreprise KELLER FONDATIONS SPECIALES souhaite utiliser des mod les de calculs analytiques tel que TASPIES En parall le gr ce au projet AFPS et une nouvelle ouverture de travail par le monolithe quivalent ce souhait est peut tre r alisable Voici l int r t de nos recherches d velopper la m thode d un volume de sol quivalent tudi avec le mod le Benchmark et de l appliquer aux CMM Dans une premi re approche on limite la comparaison des mod les de simples efforts statiques N T et M Cette premi re tape nous permettra de d montrer la pertinence ou non du mod le Ce n est q
40. du module quivalent n cessaire pour trouver le bon tassement dans le Monolithe Dans cette tape nous travaillons dans le sens inverse Gr ce la mod lisation 3D nous connaissons le tassement du sol dans le monolithe Par cette m thode nous cherchons d finir pour quel Module Equivalent on obtient ce tassement l objectif de ce calcul est de faire appara tre l ordre de grandeur de la charge appliquer sur la Maille l mentaire En effet rappelons que la mod lisation en maille l mentaire correspond au profil des efforts dans un maillage o les pieux sont infinis Ainsi il n est pas envisageable d appliquer la contrainte totale sur cet l ment sol pieu 60 Tassement sol w z 52 000 1 346 40 300 Attention toutefois l influence de la valeur de qs le long du monolithe Les Modules Plaxis et Taspie ne caract risent pas de la m me mani re les param tres d interface Le mod le Taspie de part sa r solution analogique est bas sur des m thodes globales par cons quent il doit d avantage prendre en compte cette valeur dans les calculs de tassement du monolithe Quant Plaxis l interface est suffisamment rigide pour ne pas provoquer de tassements suppl mentaires influence du qs influence de qs 3 6 6 3 5 5 34 4 S 33 e influence du qs 23 influence de qs z z 3 2 2 34 lt l
41. dule de d formation Type d inclusion E MPa Pieux Pieux bois 14 000 pr fabriqu s Pieux m talliques 200 000 Pieux b ton 10 000 20 000 Battus Ri For s 7 Mortier 2000 Simples For s un a j B ton B15 9000 5 tub s 5 pan B ton B25 10 815 T A la un x x tarri re Starsol zi VCC 10 000 5 CMC 500 20 000 COLMIX 50 300 5 Par Jet 5 mixing grouting g LCC 20 200 fonction de la nature du b ton et du renforcement fonction de la nature du colis fonction de la nature du liant et du sol Tableau 1 Principaux types d inclusions rigides Sources Brian on 2002 1 2 1 3 Mise en uvre Il existe de nombreux proc d s pour la r alisation des Inclusion Rigides qui varie en fonction du type de pieu choisit pour le renforcement Selon les propri t s m caniques et g otechniques de la couche compressible le choix du type d inclusion est envisag On retrouve des inclusions pouvant tre pr fabriqu es ou construites in situ Leur module de d formation varie entre 20 MPa colonne de soil mixing et 200 GPa pieu m tallique e Parmi les inclusions pr fabriqu es se retrouvent tous les types de pieux mis en place par battage ou fon age Trois cat gories existent pour ce type de r alisation le bois l acier et le b ton La mise en place des pieux en bois r pond la technique la plus ancienne mais aussi
42. e analytique tel que TASPIE Ce travail de PFE entre dans le cadre d une d termination de dimensionnement bas sur les recherches en cours pour le projet AFPS et adapter aux CMM L objectif de ce travail de recherche est particuli rement ax sur la compr hension et la mod lisation des m canismes qui se d veloppent dans diff rentes parties qui composent l l ment de renforcement de sol La m thode de dimensionnement qui a t labor e durant le PFE se base sur des outils de calculs existant savoir La m thode de Combarieu utilisant le principe de Franck et Zhao pour les tassements des Inclusions Rigides Taspie La m thode de Winkler pour les calculs la flexion d un pieu Piecoef Le principe du Monolithe quivalent d velopp en collaboration avec l AFPS Association Fran aise du G nie Parasismique L tude de l int r t de la t te de gravier de la CMM sera mise en vidence par l tude D une semelle pos e directement sur les IR semelle mixte D une semelle avec un syst me de renforcement en IR et matelas continu intercalaire D une semelle avec CMM sans matelas mais son effet est conserv gr ce la mixit sol colonne 25 2 M thodes de dimensionnements 2 1 Dimensionnement des syst mes classiques de renforcement 2 1 1 Colonnes ballast es Ces trente derni res ann es de nombreuses tudes ont t port sur le dimensionnement des colonnes de gravier
43. e de la CMM peut se d placer le long de deux rails parall les fix s sur les deux cot lat raux Ainsi le mod le peut descendre librement sous chargement gr ce un syst me de guidage sur ce chariot Deux syst mes de chargement horizontal choisis Pour les essais quasi statiques le chariot de chargement a t reli un syst me de vis billes avec un moteur Brushless Pour les essais dynamiques un v rin rapide l ctro m canique EXLAR a t utilis avec le moteur Brushless et un variateur num rique de vitesse maximale 700mm s Quant la charge verticale elle reste constante tout au long de chaque essai Elle a t appliqu e l aide d un poids pos directement sur la semelle Les d placements horizontaux d s aux efforts statiques sont mesur s l aide de deux capteurs de grands d placements et qui se situent sur le chariot Pour les essais dynamiques et les d placements verticaux un LVDT Linear Variable Differential Transformer plac au niveau des fondations assurera cette m me fonction Figure 39 Exemple de LVDT qui a pour avantage d tre excellente fiabilit Sources Wikip dia Une fois le mod le de la semelle en contact avec le sol renforc la charge verticale est appliqu e l aide de poids pour obtenir environ 500N Ensuite quarante cycles de charges horizontales sont appliqu s avec une amplitude de d placement constante de 5mm Les fr quences sont de 0 0
44. e en petit diam tre avec un outil refoulement jusqu la cote de dimensionnement souhait Puis on incorpore le b ton pompable par l me centrale de la vis tout en remontant l outil On proc de au contr le du remplissage par la v rification du volume incorpor ou l arr t du coulage m canique 23 e Phase 2 r alisation de la partie dite sup rieure Lorsque l l ment rigide est r alis la cote d sir e une Colonne Ballast e est mise en uvre en partie sup rieure de celle ci Elle est ainsi r alis e l aide d un atelier sp cifique de fabrication KELLER FONDATIONS SPECIALES conjuguant Un vibreur muni d un tube lat ral amenant les mat riaux la pointe de l outil caract ris par une puissance limit e 100 kW et une amplitude inf rieure 10 mm afin de ne pas d structurer le sol Le porteur est quip d un mat rigide garantissant la verticalit de l outil et une parfaite mise en station dans l axe de l inclusion Une pouss e statique de l outil pour permettre l interp n tration des 2 parties afin d assurer ainsi une zones de recouvrement garantissant un parfait liaisonnement NN F7 _ RARNNN ANTON Z 7 Z Z Z Z 7 Y K F Figure 15 Etape 3 et 4 Sources KELLER FONDATIONS SPECIALES La r alisation de la zone de recouvrement se fait par la descente d un vibreur de colonne ballast e dans le b ton frais de l inclusion rigide sur 0 50cm ceci d f
45. e la compressibilit de la colonne et de l action du poids volumique qui a pour effet de limiter l expansion lat rale de la colonne partir d une certaine profondeur La m thode des recommandations sur les colonnes ballast es valid e par le CFMS RFG n 111 Le module de la colonne a t pris gal 60 MPa en tenant compte de son environnement et le calcul de tassement sans colonne est effectu selon la m thode pressiom trique Selon PLAXIS 3D avec prise en compte de la mise en uvre de la colonne ballast e avec une expansion de 5 de son volume Nguyen T Foray P Flavigny E 2007 ou Plaxis 2D avec une homog n isation des sols Les lois de comportements utilis es sont de types lastiques L interface sol colonne est suppos e sans glissement 26 La m thode de Priebe reste de nos jours la plus labor e et la plus employ e pour le calcul et le dimensionnement des Colonnes Ballast es L ensemble du sol colonne est suppos v rifier les hypoth ses suivantes Les tassements en surface sont gaux Les mat riaux constitutifs de la colonne sont en tat d quilibre plastique et les d formations suivent celles du sol Le mat riau de la colonne est incompressible Les d formations de cette derni re se font volume constant Le sol encaissant se trouvant dans la zone d influence autour de la colonne a un comportement lastique lin aire dont le module d Elasticit est le coefficie
46. e plastique ce qui am ne dissocier les effets inertiels des effets cin matiques Augmentation de la capacit portante du sol en g n ral de 0 2 0 3MPa aux ELS _ Suppression du ph nom ne du point dur dans le cas d un dallage Concernant les inconv nients on arrive les limiter gr ce la mixit des deux techniques Les IR n ont pas besoins D tre arm es en t te car le cisaillement est repris pas les massifs de CMM en partie sup rieure De rec page car les massifs ne reposent plus directement sur les IR Quant aux semelles ou dallage ils sont directement coul s sur les colonnes de graviers D tre surdimensionn es par l effet des Moments En effet ces efforts pr sents dans la partie rigide de la CMM sont acceptables les CB reprennent les m mes efforts qu un matelas de r partition de forte paisseur 1 3 4 Domaine d application Cette technique de renforcement de sol trouve une application dans tous les domaines de la construction De plus le proc d s applique la majorit des sols coh rents et pulv rulents En effet m me les sols de plus mauvaises qualit s constitu s de remblais ou fortement organiques en partie inf rieure de CMM permettre son utilisation 20 1 3 5 Caract ristiques m caniques e Partie sup rieure de la CMM Les prescriptions relatives sont celles qui s appliquent aux Colonnes Ballast es Les mat riaux d apport doivent tre de granulom tries c
47. e plus en plus syst matique la rar faction des sols de bonnes qualit s pour la r alisation des routes ouvrages d art et b timents Ainsi pour r pondre la demande les techniques de renforcement des sols compressibles se d veloppent afin d assurer le bon fonctionnement et la p rennit des ouvrages Ainsi le renforcement des sols consiste dans son principe associer un sol des l ments r sistants de mani re former un mat riau composite 1 1 2 Pr sentation de la m thode Les sols compressibles argiles limons vases tourbes et les sols pulv rulents l ches sables fins issus des d p ts alluvionnaires r cents sont g n ralement pr sents dans les vall es et autour des fleuves De nos jours il est devenu in vitable qu autour de ces zones se d veloppent les r seaux routiers autoroutiers ferroviaires et zones d activit s industrielles La construction d ouvrages sur de tels sols fait appel des techniques relativement r centes pour traiter les sols afin d en am liorer leurs caract ristiques m caniques Ces techniques sont nombreuses et sont class es comme suit Technique d am lioration du sol en place densification des sols grenus compactage dynamique explosifs vibroflottation compactage statique en profondeur consolidation par pr chargement des sols fins et des sols organiques drains verticaux pr chargement par le vide l ctro consolidation Injection des sols grenus et sol
48. ectif final du PFE revient utiliser la m thode d velopp e en Inclusions Rigides par le Mod le du Monolithe Equivalent sur des mod les en Colonnes Modules Mixtes 46 1 1 Mise en place du principe du Monolithe Equivalent 1 1 1 Les th ories actuelles concernant la th orie homog n isation des sols La d termination des tassements d un ouvrage renforc par Inclusions Rigides peut tre faite localement pas l utilisation de mod les axisym triques Cependant on fait alors l hypoth se implicite dans des conditions de sym trie impos es de la r p titivit de la situation aussi bien au niveau du renforcement maillage r gulier et infini que des charges appliqu es Pour conserver des m thodes de calculs simples et viter des mod lisations lourdes en 3D on est alors amen utiliser des m thodes d homog n isations Celles ci vont nous permettre par l interm diaire de la d termination de caract ristiques quivalentes des sols renforc s de conserver des mod les de calculs 2D tout en autorisant l valuation des efforts et d placements lat raux Aux vues des r partitions de contraintes et de tassements autour des Inclusions en pr sence de matelas de r partition il parait claire que si l on veut aboutir une estimation r aliste des tassements la plastification du matelas de r partition de la couche d ancrage par poin onnement des inclusions doit tre prise en compte dans l valuation d
49. edecalc l sisien a a A EA EAO a EEEE 38 3 2 1 1 2 M thode g n rale de r solution snr enerne E E E 39 3 2 1 13 Contr le de validit d s Modeles darsene eaeoe mien a a AEEA EA EREA ENET RS 40 3 2 1 2 FOXTA i rr R E E E E A E R A E a 41 3 2 1 2 1 Description du cod d calul siirsi a A E IDEA aaa ar a EEFE 41 3 2 1 2 2 M thode g n rale de r solution oses a E 41 3 2 1 2 3 Contr le de validit desmod les siens ii aE a i entente 42 3 2 1 3 GRETA Een dE AA Rd a nn Rd ed dde ef ne Le et en eea 42 3 2 1 3 1 M thode g n rale de r solution sise 42 3 2 2 Module travaillant principalement par fondement num riques s ssssssssssssssssrsssrssrsrtsstrsrtnterstrsrenrrrsresernne 43 3 2 2 1 PLAXIS2 D AS E TR tn Eos Stat lee Se Rae nas ee EE 43 3 2 2 1 1 1 VE TUET E A insiste rime rt in inner nn re nee RE nee Nan 43 3 2 2 1 2 El ments d interfac s semence reat seisear EKE SEEE EEVEE KEES ENEKE SE in 44 3 2 2 1 3 Mod le de comportement pour les sols s ssssessssssssssssesressrsrtrssttrtsstrstntersttsttntrtnttsstnsttnterstnsennntn 44 3 224154 Elasticit eannan n A A a de E R A E de 44 3 2 2 1 5 Description d coded calc lsieneen n AA A AA A AAA ANRT ee 45 CHAPITRE 2 MODELISATION NUMERIQUES ETUDES ET RESULTATS ssesssessseseesssessssseosssssssssesssssssesssesssess 46 A DEROULEMENT DU PFE 2 inner ne en ne EEEE EE amet lie nn EEEE sant cine Sedan ed este 46 1 1 Mise en place du princ
50. el que 0 lt u lt 1 li l interaction semelle pieux 31 gt Il n y a en effet aucune mobilisation du frottement du sol f t imm diatement sous la semelle Les enfoncements de semelles et des pieux sont ce niveau identiques et le d placement relatif sol pieu est nul u est d termin en admettant qu il n y a aucun frottement du f t du pieu sous la semelle gale Rs Capacit portante du sol sans IR dis Tkp ple 7 x hs 12 Capacit portante g otechnique d une IR Charge de fluage est calcul e par le DTU 13 2 ou par le Fascicule 62 titre V Attention toutefois dans ce dernier cas s assurer que De 2 13 Qc 0 7Qp Lu 0 7Qsru Mise en uvre avec refoulement 14 Qc 0 5Q ru 050 Mise en uvre sans refoulement 2 IT ru kpx ple 15 4 Osru IDE qe xe 16 M thode de pr dimensionnement en portance 17 1 Q p s ga ees q BxL nAir gt Ngo M thode de dimensionnement des tassements La d termination des tassements finaux prenant en compte l effet de la semelle n cessite une d marche tout autre que l utilisation directe des r sultats des m thodes de calcul traditionnelles Dans la th orie pressiom trique le tassement de la semelle est d termin par l expression classique ws Wie T Wa 18 Tenant compte des termes d viatorique et sph rique Le tassement de l
51. ents Orianne Jenck Le renforcement des sols compressibles par inclusions rigides verticales Mod lisation physique et num rique INSA Lyon 2005 Alia Hatem Comportement en zone sismique des inclusions rigides Analyse de l interaction sol inclusion matelas de r partition structure Laboratoire de M canique de Lille UMR CNRS 8107 2009 X Zhang Ph Gotteland amp P Foray S Lambert Numerical modeling of inertial soil inclusion interaction L3S R UJF INPG CNRS Grenoble Universit s Grenoble France 2009 Documents de r f rence Fascicule 62 titre V 1993 DTU13 2 Travaux de fondations profondes pour le b timent Partie 2 1997 DTU13 12 R gles pour le calcul des fondations superficielle 1988 G rad Philipponnat et Bertrand Hubert fondation et ouvrages en terre 2003 Michel Dysli Cycle postgrade g ologie appliqu e l ing nieur et l environnement Ecole polytech f d rale de lausanne EPFL 1997 ManuelTerrasol Notice technique Taspie et Tasplaq 2008 Manuel Plaxis Notice technique Plaxis 2D Manuel Foxta Notice technique Foxta 73
52. eront la surface de sol prendre en compte pour une inclusion rigide dans sa maille P 4xentraxe II1x0 54 2 0 55 A entraxe 4 x entraxe x 7 II e Des essais de mod lisation par la m thode du Module Equivalent sur un mod le analytique TASPIE Cette th orie initialement pr vue pour un syst me d Inclusions Rigides avec matelas de r partitions est test e pour une Semelle Mixte Nous nous limitons la r alisation de l tape 1 et 2 d finis par la th orie Ainsi nous repr sentons la semelle mixte dans une Maille El mentaire soumise un chargement vertical et d duisons le Module Equivalent correspondant aux sols et inclusions rigides Ce module d termin on l int gre dans le monolithe pour d finir les tassements du syst me de fondation 52 1 2 3 Validation des r sultats Avec cette premi re approche nous nous sommes limit s la d termination des tassements du sol sous la semelle Cette limitation s explique par le fait qu il n existe pas de m thodes manuelles globales Combarieu permettant de d finir facilement la r partition des efforts dans les Inclusions Par contre m me si cette tude est sommaire elle est suffisante pour donner une id e sur leur validation 100 t pour les IR 0 46 cm 0 76 cm 2 64 cm Un deuxi me mod le a t mod lis en utilisant ces m mes caract ristiques pour un chargement 1 5 fois plus grand 150 t pour les IR 0 71 cm 2cm
53. es A partir de quoi un projet de recherche t lanc par L Association Fran aise du G nie Parasismique AFPS Cette association a pour objet l tude des tremblements de terre celle de leurs cons quences sur le sol sur les constructions et sur leur environnement KELLER parti prenante de ce projet a propos avec la contribution d autres bureaux d tudes l id e de mod liser un Monolithe de sol Equivalent l aide de logiciels num riques TASPIE et PICOEFF Le but d une telle mod lisation d arriver d finir la concentration des efforts dans les Inclusions Rigides sous effets horizontaux Depuis ces quelques ann es la soci t KELLER fortement d velopp e la technicit et les principes de dimensionnement des CMM Aujourd hui elle se tourne vers une nouvelle phase de son tude et souhaite optimiser ses techniques actuelles de dimensionnements Ainsi ce travail de PFE constitue une contribution au d veloppement d une m thode de calculs A l heure actuelle aucune m thode de dimensionnement de semelles soumises des efforts verticaux et horizontaux n est valid e pour les sols renforc s par Colonnes Modules Mixtes Ce travail de PFE entre dans le cadre d une d termination de dimensionnement bas sur les recherches en cours pour le projet AFPS et l adapter aux CMM L objectif de ce travail de recherche est plus particuli rement ax sur la compr hension et la mod lisation des CMM soumises de
54. es FLAQ et physique Module quivalent du Monolithe e Taspie en pieu isol raideur Ki e Taspie en maille l mentaire raideur Kg e Tasplaq avec charge N sur semelle et raideur des IR e Tassement w de la semelle sous contrainte O E oxh w Profil des efforts verticaux dans le Monolithe Taspie avec charge totale N sur le monolithe Tassement du sol w z en fonction de la profondeur Tassement de la semelle Tasplaq Profil des efforts verticaux dans la partie rigide de la CMM e Taspie avec le tassement du sol w z impos e e La charge de la partie sup rieure de la CMM doit donner le m me tassement qu en t te de monolithe e Tassement de l IR e Effort Nmax et N en t te de l IR Profil des efforts Tranchants T dans le Monolithe e Piecoef avec charge totale T sur le monolithe appliqu en sous face de semelle e rotation w 0 e D form e du monolithe g z en fonction de la profondeur e Effort tranchant du monolithe en t te de la partie rigide de la CMM e Non glissement de la fondation e Admissibilit du d placement de la semelle Profil des efforts Tranchant T dans la partie rigide de la CMM e Piecoef avec la d form e du sol g z impos e e L effort tranchant en t te du pieu T zi est impos Moment et effort Tranchant dans les Inclusion Rigides e Flexion compos e dans les IR e Absence d effort tranchant dans les IR Fi
55. es les couches et tous les l ments de structure la g om trie doit tre divis e en l ments finis Le maillage assurera la distribution des efforts dans la structure et permettra de r duire les erreurs de calculs nodes 6 node triangle 15 node triangle Figure 21 Maillage repr sentant les n uds et les points de contraintes Sources Manuel PLAXIS Les l ments fondamentaux sont des l ments triangulaires 15 noeuds ou des l ments triangulaires 6 noeuds La g n ration du maillage est bas e sur une proc dure robuste de triangulation ce qui se traduit par des maillages non structur s Ces maillages peuvent para tre d sordonn s mais les performances num riques de tels maillages sont g n ralement meilleures que celles de maillages structur s r guliers 43 3 2 2 1 2 El ments d interfaces Dans le cas d l ments de sol 15 n uds les l ments d interface correspondants sont d finis par cinq paires de n uds alors que pour les l ments de sols 6 n uds les l ments d interface sont d finis par trois paires de n uds Chaque interface une paisseur virtuelle qui lui est assign e c est une dimension imaginaire utilis e pour d finir les propri t s du mat riau de l interface e nodes x stress point Figure 22 Distribution des n uds et des points de contrainte dans les l ments d interface en connexion avec l l ment sol Sources Manuel PLAXIS Les
56. est toujours valable mais la charge r siduelle est directement transmise au sol environnant qui va donc tasser plus que l inclusion CONCLUSION sur les IR avec matelas de r partition gt Le matelas de r partition s il est trop rigide va apporter une grande diminution des tassements mais les efforts appliqu s la base de la semelle n y seront pas correctement diffus s A contrario si ce matelas est trop lourd les tassements du sol redeviennent plus importants mais diffusent mieux les efforts en vitant leur concentration en t te d inclusion rigide 30 Nous venons de d finir les mod les th oriques g n raux de r solution dans les cas l mentaires de Colonnes Ballast es et Inclusions Ces mod les de base sont tudi es depuis de nombreuses ann es et font encore l objet d am liorations des techniques de calculs num riques et analogiques th se de Jenck 2005 Projet de recherche national 2010 C est donc partir de ces mod les que s inspire le dimensionnement en Semelle Mixte et en Colonnes Modules Mixtes gt Dans les deux parties suivantes nous d finirons d une mani re plus pr cise la m thode globale de Combarieu et la th orie de Priebe 2 1 3 Semelles mixtes Combarieu a d fini en 1988 une m thode de dimensionnement s inspirant directement des m thodes pressiom riques utilis es pour le dimensionnement des semelles et des pieux Elle introduit l hypoth se simplificatrice que les pieux on
57. ge transmise aux inclusions par effet vo te sont r f renc es Mais dans la mesure o cette partie ne constitua pas une part essentiel de ce rapport nous n aborderons dans la partie 2 que les plus usuelles Diverses tudes montrent que le d veloppement de ces vo tes suppose que le matelas ait une r sistance au cisaillement et une hauteur suffisante Les tassements sont galement d pendants du module de d formation 1 2 1 2 Mat riaux e Le matelas de r partitions Le matelas de transfert de charge est g n ralement constitu soit par un mat riau noble comme les graves ou le ballast soit par des mat riaux trait s la chaux ou au ciment afin d en augmenter les propri t s m caniques plus rarement il est constitu par un mat riau grossier Cette derni re option est certainement la moins on reuse contrairement l utilisation de mat riaux nobles Cependant il n existe aucune tude concernant le d veloppement des m canismes de report de charge en fonction de la nature du sol constituant le matelas Brian on et al 2004 La bibliographie concernant les ouvrages renforc s par des inclusions rigides ne fournit quasiment pas d informations ou de donn es caract risant le matelas de transfert de charge e Les Inclusions Rigides Les techniques de construction des inclusions rigides sont d crites par Brian on 2002 et Kempfert 2003 Le tableau 1 1 r sume les diff rents types d inclusions d apr s leur mo
58. gure 43 M thodologie de Calcul 68 Figure 44 Monolithe avec 2 modules 2 253 quivalents e Chargement NetT E 248 000kPa D duction de E1 et E2 E1 54 300kPa E2 338 700kPa Wmono 3 1 mm Validation des simulations W 1 1 mm Qt te 67kN Monolithe B 2m LT Profil des d placements du Monolithe Dha 4mm Tt te 3 kN Mmax kN m V rification la flexion OK 1 23 Tableau 6 R sultats des 5 tapes de calculs avec la m thode du monolithe pour un chargement N et T e Chargement N T et Mt fix par N 3 107 kN E 248 000kPa D duction de E1 et E2 E1 54 300kPa E2 338 700kPa Wono 3 1 mm Win 1 1 mm Qt te 67kN Profil des d placements du Monolithe D max 4MM T t te 3 kN Mmax 1 23 kN m V rification la flexion OK Effort normale suppl mentaire dans l IR AQ 3 kN Tableau 7 R sultats des 5 tapes de calculs avec la m thode du monolithe pour un chargement N T et M 2 2 4 Comparaison au mod les 3D de FLAQ e Validation des Moments dans la partie inf rieure de la CMM Les Moments maximum sont essentiellement concentr s dans la partie haute de l inclusion rigide Avec ces deux mod lisations nous avons pu prouver que peu des efforts appliqu s sont diffus s dans l inclusion De plus la similitude du comportement du profil des efforts doit nous rapprocher de la r alit M
59. ibilit de simuler les interfaces entre l l ment de structure b ton et sol Le comportement du sol est d crit pas une loi lasto plastique du type Mohr Coulomb avec la r gle d coulement Une loi lastique lin aire est utilis e pour les l ments de structure la semelle l inclusion rigide et les zones de transition CMM Le contact entre la semelle et le b ton est mod lis par une interface du type Mohr Coulomb Figure 41 Diff rents mod les de CMM tudier avec le mod le num rique Flac 3D 66 2 1 5 Confrontation des r sultats exp rimentaux aux m thodes de dimensionnement 2 2 D termination d une m thode de dimensionnement 2 2 1 Pr sentation du mod le num rique compar Notre tude se portera sur un seul mod le r alis par l universit de Grenoble Ce mod le prend en compte les caract ristiques de sol et g om triques suivantes lt 4 Colonnes ballast es t Zone De Transition lt Inclusions Rigides Use LISE Figure 42 Mod le de fondation choisi pour 1a mod lisation avec la m thode du Monolithe Equivalent 807 600 403 800 600 000 8 076 4 038 6 000 30 20 0 3 0 20 134 600 67 300 100 000 120 4800 20 0 3 45 0 5 285 000 0 2 24 0 2 Tableau 5 Caract ristique des diff rents l ments du mod le 67 Les calculs ont t effectu s en trois tapes Nous limitons notre tude
60. ieu m masse du pieu par unit de longueur U d placement du sol en champ libre LU d placement du pieu Le coefficient de r action k du sol peut tre introduit dans le module PIECOEF ou directement calcul par le programme gr ce aux donn es pressiom triques EM d apr s les formules suivantes iB gt 06m k y 2 50 412652 2 3a 8 Be si B lt 0 6m eu 7 51 B 4265 3 3 2 1 2 3 Contr le de validit des mod les PIECOEF permet de traiter les pieux isol s dont la pointe peut tre fixe encastr e ou articul e En t te il est possible d appliquer Un moment combin avec un effort tranchant Un Effort tranchant et une rotation Un Moment et un d placement Un d placement et une rotation 3 2 1 3 GRETA Le programme GRETA conduit ses calculs d am lioration de sol en pr sence uniquement d un syst me de renforcement en Colonnes Ballast es Mod le de calcul 3 2 1 3 1 M thode g n rale de r solution Le syst me relativement complexe de Colonnes ballast es ne peut tre exactement calcul pour des charges illimit es et pour des colonnes illimit es Le programme GRETA se fonde sur les conditions id alis es suivantes La colonne est plac e sur une couche de sol rigide Le mat riel suppl mentaire est incompressible Le poids de la colonne et du sol est n gligeable Par cons quent la colonne de gravier ne peut pas p n trer dans le sol sous jacent
61. ile et vase organique et les mat riaux de d charge qui par leur comportement volutif dans le temps ne peuvent offrir une treinte lat rale p renne pour confiner le ballast Figure 9 Vue g n rale d un chantier d am lioration de sol par Colonnes Ballast es 14 1 2 2 1 Mat riau du matelas de r partition Selon Dhouib et Blondeau 2005 le mat riau constitutif de la colonne est drainant La norme NF P 11 212 DTU 13 2 Fondations Profondes pour le b timent donne les dispositions suivantes devant tre respect es La granulom trie du mat riau d apport doit v rifier trois conditions d5 gt 0 1 mm d30 gt 10 mm et d100 gt 100mm Le fuseau granulom trique doit tre choisi selon la fonction essentielle que l on veut conf rer la Colonne Ballast e Le r le porteur est accru par un fort pourcentage de cailloux Le mat riau d apport peu tre roul ou concass en fonction des dispositions locales La roche constituant les l ments du mat riau d apport doit avoir des caract ristiques m caniques lev es Rc gt 25 Mpa et ne pas tre d litable ni sujette l attrition A R Caract ristiques Ordre de grandeur CUS f 40 60 Voie humide Dimensions di ballast mm 12 40 Voie s che Indice de concassage gt 80 Essais Los Angeles d apr s LA lt 25 35 la norme NF P 18573 Essais Micro Deval d apr s la nee ai norme NF P 18572 LA MDE lt 40 60
62. init la hauteur de recouvrement Zone de transition Les granulats sont alors incorpor s compact s et refoul s dans le sol par p n tration d un vibreur On proc de ensuite par passes successives de l ordre de 50cm en remontant le vibreur de fa on constituer une colonne continue ayant un diam tre variable suivant la consistance de la couche travers e 24 1 4 Contexte et objectif du PFE Depuis ces quelques ann es la soci t d veloppe la technicit et les principes de dimensionnement des CMM Aujourd hui elle se tourne vers une nouvelle phase de son tude et lancer un programme de recherche en collaboration avec de l universit de Grenoble La d marche consiste reproduire dans une cuve exp rimentale une semelle sur sol renforc par CMM Ce mod le r duit reproduit une semelle sur 4 CMM sollicit es par un effort Vertical et Horizontal L objectif de l tude consiste en validation d une m thode de calcul analytique qui va passer par l exploitation des donn es exp rimentales et num riques 3D de l universit de Grenoble Le renforcement des sols par CMM met en avant des m canismes identifi s mais complexes et fortes en interactions Des techniques de dimensionnement sont l heure actuelle existantes mais et trop longues obtenir par des mod les 3D aux l ments finis Au travers de cette tude KELLER souhaite parvenir une m thode de dimensionnement rapide et r aliste gr ce un mod l
63. ipe du Monolithe Equivalent ss 1 1 1 Les th ories actuelles concernant la th orie homog n isation des sols 1 1 2 Th orie du Monolithe quivalent 1 1 3 Justification de l utilisation du Module Equivalent par la m thode du Monolithe 1 2 Etude comparative du comportement d une semelle mixte soumise un chargement vertical 50 1 2 1 Mod le de renforcement des sols par des semelles mixtes 50 1 22 M thodologie de CalCuls 52 258228 md E us een dde end dents ent ren ONE var are da 50 123 Validation des r sultats ss sean ee MS ee RER AA ar de ON ee Rat A 53 1 2 4 Confrontation des m thodes de dimensionnement ss 53 1 3 Etude sur un Mod le d Inclusions Rigides avec matelas de r partition ssnnnnsnonnannssnnnnneannnennne 54 1 3 1 Mod le de renforcement par Inclusions Rigides et matelas de r partition 54 1 3 2 M thodologie de cal ul 2 5286miien eh Rate Re EM EE Er ATE rene de net er ete ee U ue re ste 55 1353 Validation d s r sultats nisn a a nd A ds Do Le Le den ne 55 1 3 3 1 Mod lisation 3D r alis e par KELLER sise 55 1 3 3 2 R sultats avec le monolithe quivalent 57 1 3 4 Etude param trique sur le mod le de Benchmark IR matelas soumis un effort statique N 58 1 3 5 Synth se de l tude param trique siniissnrstenn eh ra e E AA a a e EE T titi eleves 59 1 4 Utilisation des r sultats obtenus par l tude param trique du mod le Benchmark
64. ise aux inclusions rigides cause de l effet inertiel Dans le sens vertical aucun d placement n est observ pour les inclusions rigides comme pour les essais quasi statiques Les tassements de la fondation mesur s pendant les essais montrent une augmentation li e tr s certainement une plastification du syst me rapidement obtenu par la coh sion de 5 kPa particuli rement faible de l argile Les tassements se cumulent plus rapidement pour les premiers cycles et tendent se stabiliser ult rieurement Pour deux mod les CMM et IR le tassement dans les essais quasi statique est plus faible que pour les essais dynamiques Pour le mod le IR la diff rence observ e des tassements est encore plus vidente ce qui peut s expliquer en premi re analyse par un poin onnement progressif de la t te d inclusion dans le matelas dont le compactage n a pas t forc ment optimal 65 2 1 4 R sultats Flac 3 D statiques et dynamiques Mod lisation Num rique La mod lisation num rique a t effectu e par le code de calcul Flac3D Le mod le num rique a t r alis sur une semelle carr e de taille r elle de 2m de cot et de 0 5m de profondeur reposant sur 4 CMM La longueur des colonnes ballast es est vari e en partie sup rieure afin d examiner l influence sur les r ponses des parties inf rieures inclusions rigides La partie rigide des CMM est mod lis e en 3D par l l ment pieux o l on a la poss
65. ivement rares Dans cette partie nous pr sentons les m thodes utilis es en pratique bas es sur diff rents concepts ou th ories qui sont La th orie de Terzaghi 1943 Le frottement n gatif de Combarieu Les m thodes num riques e M thode de Terzaghi 1943 Terzaghi utilise le ph nom ne de vo te dans le matelas pour d crire le comportement d un sol soumis un tassement diff rentiel sa base Il crit la relation d quilibre d un l ment de sol distante entre les bords de deux inclusions pour un probl me bidimensionnel La contrainte verticale la base du matelas est d termin e en int grant la relation d quilibre de la tranche de sol l mentaire 7 y s 2K np Re l e s avec PA K tang S largeur du sol dh hauteur l mentaire Ka coefficient de pouss e de Rankine permettant de d terminer la contrainte horizontale 4 Et kg Lsn9 5 l sing 28 e M thode bas e sur le frottement n gatif m thode de Combarieu 1988 Combarieu propose une m thode de dimensionnement bas e sur le frottement n gatif Il s agit d une analyse globale tenant compte de la r action du sol compressible qui consiste consid rer un cisaillement centr sur l inclusion Combarieu fait l hypoth se que l effet de vo te se d veloppe d s que le sol compressible tasse plus que les inclusions et les colonnes de sol de matelas prolongeant les inclusions sont alors
66. l Le r le des inclusions est de transmettre la charge due au poids de l ouvrage et les charges de service vers le substratum afin de r duire ou m me annuler les tassements Pour cela les inclusions sont pos es sur la couche dure ou l g rement ancr es dans celle ci Les inclusions sont mobilis es d une part par la charge directement appliqu e sur leur t te mais aussi par l effet d accrochage du sol encaissant lorsque celui ci se tasse sous le chargement appliqu par le poids de l ouvrage Le matelas a un r le tout aussi important puisque les m canismes assurant la r partition de la charge s y d veloppent Cette plateforme peut tre compos e de mat riaux granulaires trait s ou non trait s elle peut tre renforc e ou non par une ou plusieurs nappes g osynth tiques Quand sa hauteur et ses caract ristiques m caniques elles sont des param tres importants vis vis du d veloppement des m canismes de transfert de charge Charge appliqu e en surface 4 Dallage Plateforme de transfert 4 G osynth tique de charge T te d inclusion Sol compressible Inclusion rigide Couche dure 4 Figure 2 Sch ma de principe d un renforcement par Inclusions Rigides Sources Jenck 2005 Ce ph nom ne de vo te rencontr dans les sols granulaires a entre autre t d crit par Terzaghi en 1943 et peut galement tre connu sous le nom d effet silo Diverses m thodes de d termination de la char
67. l l ment pieu est suppos prolong par un cylindre de section identique la t te de pieu auquel ont t affect es les propri t s de remblai ou de la couche de r partition module d Young E poids volumique Par cons quent il doit tre v rifi que la valeur limite qs adopt e pour cette couche demeure compatible avec l tat des contraintes autour du pieu Il est recommand de comparer les valeurs de qs du frottement limite et amp du frottement mobilis sur les l ments du pieu fictif la valeur de la contrainte verticale moyenne entre les inclusions Il est sugg r d adopter le long du pieu la valeur limite qs z os z Cette hypoth se est en effet quivalente au choix de la valeur pr conis Ktan 1 pour r pondre la th orie du frottement n gatif de Combarieu dans le cas des remblais surmontant des pieux ou des Inclusions Validit du choix des valeurs du module de d formation Es Le module Es d fini pour chaque couche de sol est le module qui exprime la relation entre la contrainte verticale agissant dans le sol et le tassement de cette couche AOS Es 43 Ays Dans les couches compressibles et compte tenu des conditions impos s sur les faces ext rieures du volume tudi le module Es peut tre assimil au module oedom trique Eoed Es 1x E a 44 Dans une couche sur consolid e la valeur du module s cant Es peut tre valid e par un tassement de type oedom trique
68. lle Les l ments en interaction sont nombreux car ils regroupent l interaction du sol avec les Inclusions Rigides et les Colonnes Ballast es Ces conditions complexes justifient l utilisation d outils num riques adapt s pour prendre en compte le comportement global de l ouvrage La diversit de la nature des mat riaux et de leur comportement induit n cessairement la modularit des codes de calcul utilis s De plus les mat riaux pr sentent la plupart du temps un comportement non lin aire et de d formations irr versibles Le code de calculs PLAXIS aux l ments finis a t utilis pour des simulations bidimensionnelles et compar des mod les tridimensionnelles La mod lisation avec des mod les analogiques utilise les syst mes non lin aires r solus par une m thode it rative apr s discr tisation du mod le global 3 2 Pr sentation des outils de simulation bidimensionnels 3 2 1 Module travaillant principalement par fondement analytiques 3 2 1 1 TASPIE et TASPLAC TASPIE et TASPLAQ sont des logiciels de type analytique d velopp s par le bureau d tude TERRASOL pour le calcul des Pieux Inclusions Rigides et Fondations Mixtes Ces modules permettent de simuler le comportement de fondations profondes isol es sous un chargement uniquement axial On y int gre ou non le volume de sol qui lui est associ lorsque cet l ment appartient un groupe ou un r seau Cet l ment de fondation profonde est d
69. lle sur pieux is n P R sistance du sol Bonne Tr s cher Propri t s chimico Destruction Electro osmose physiques des lectrodes s i Re s ai i Incertaine Tr s cher et injection Compressibilit Alimentation Perm abilit lectrique i ricas n Peu fiable pour sai Compressibilit Protection du F P F Remblai l ger RER 3 __ obtenir de faibles Cher Perm abilit mat riau l ger A d placements Remblai sur R sistance et 2 E KP AR Cher inclusions d formabilit du Bonne ma Rapide rigides sol i R sistance et Colonnes de jet pa Pi Cher SE d formabilit du Bonne grouting sol Rapide Figure 1 Les principales m thodes de renforcement de sol de fondation pour l dification des remblais Sources Magnan 1994 1 2 Principe du renforcement Le chapitre ci dessous accorde une part importante l tude bibliographique de certaines m thodes de renforcement de sol abord es durant le PFE Celui ci comprend les techniques de r alisation de Colonnes Modules Mixtes proc d qui associe Inclusions rigides et Colonnes Ballast es De m me il d veloppe une tude sur un proc d plus sp cifique en Semelles Mixtes alliance Inclusions Semelle 1 2 1 Les Inclusions Rigides IR l inclusion rigide constitue une alternative int ressante aux techniques plus traditionnelles telles que le pr chargement ou la mise en place de drain vertical Cette technique consiste mettre en place un r sea
70. m Mes plus sinc res remerciements reviennent Monsieur Serge LAMBERT Directeur technique France pour m avoir suivi conseill et aid durant mon projet de fin d tude Je tiens par ailleurs remercier Mademoiselle Alia HATEM Docteur en G nie Civil et Monsieur L o QUIRIN Ing nieur Etude pour m avoir guid pas pas tout au long de ces vingt semaines Leurs conseils leurs encouragements et leur accueil au sein de l quipe m ont t d un soutien tr s pr cieux Je remercie galement Monsieur MARTZ professeur l INSA de Strasbourg pour m avoir supervis durant ce projet et encourag dans les moments difficiles Enfin mes remerciements reviennent galement toute l quipe KELLER pour leur gentillesse et leur bonne humeur CHAPITRE 1T ETAT DE L ART 555555 ani nest i rence sente eine ns es sans tone ten ets asaina sso n es ins ste 6 1 PR SENTATION DU PROBLEME tre sn en lien ne ei de r N aaaea een ose een tree 6 1 1 L r nforcement d s Sols Animes riasnaseessne teint tel heresd a d nude tre cant eds 6 1 11 Le renforcement des sols compressibles ss 6 142 Pr sentation de lam thode ssshastsstsamestntnhartalsn terne E aaa E E 6 1 2 Principe du renforcement aiik e easi enii eiea insedia ieii eo iess iausen 1 2 1 Les Inclusions Rigides IR 1 2 1 1 Les m canismes 1 2 1 2 Mat riaux ossee 1 2 1 3 Mise en uvre 1 2 1 4 Le fonctionnement
71. ne plaque d ancrage sollicit e par traction vers le haut Cet effort d pendant de l paisseur et de la qualit du remblai est non n gligeable Figure 6 Efforts agissants sur l Inclusion l inclusion tant d autant plus efficace qu elle d charge le terrain environnant l objectif est de lui transmettre les efforts moteurs maximaux Pour cela il faut que la capacit portante en pointe de l inclusion soit la plus lev e possible Ceci implique la recherche Effort R sistant riisin d un niveau porteur suffisant qui est li la Effort en pointe Qp 17 rigide guae ae sol dans lequel se situe la pointe de l Inclusion Dans le cas ou l inclusion serait arr t e dans un sol m diocre l inclusion tassera fortement et la t te de la d form e relative sol inclusion ne permettra d obtenir qu un faible effort d ancrage 9 en Effort Moteur Charge Vertical Q Frottement n gatif 6 4 lt lt lt lt Frottement positif gt Q 144 12 1 2 1 5 Le fonctionnement d un r seau d inclusions Pour un groupe d Inclusions on comprend ais ment que la capacit dimensionner de mani re fiable un r seau d inclusion d pend de la capacit d terminer le mode de r partition des contraintes Pour d terminer correctement cet quilibre on doit imp rativement prendre en compte les d placements En effet les tassements diff rentiels entre IR et sol alentour
72. nir cette valeur de tassement dans le monolithe Etude param trique sur les agents influen ant ces r sultats qs mod le Lin aire lastique Mohr Coulomb interfaces _ D duction d une m thode ventuelle permettant de faire une analogie correcte pour une semelle dallage et nous apporter une r gle pour l application des contraintes dans la maille l mentaire 58 Le monolithe dans Taspie Le monolithe avec Plaxis 2D en axisym trie N 1050 kN B 2m 0 5 FE kpa Ey 7 5 8 2 gt Em 40 000 Marn i 11H P kpa LEE i E Figure 34 Confrontation des mod lisation TASPIE et PLAXIS Une distance de 1 est mod lis e en dessous des IR cette distance repr sente l paisseur d influence des bulbes de contraintes de Boussinesq Elle montre jusqu quelle profondeur des tassements existent e Etape 3 d termination du profil de tassement gr ce au monolithe r alisation d un mod le de calcul avec tassements impos s sur TASPIE d termination des efforts dans lIR T et de son tassement 1 3 5 Synth se de l tude param trique e Etape 1 Validation du mod le Taspie Plaxis comparaison des m thodes Figure 35 Graphique montrant la variation du D O1 Taspie 8 2 a Plaxis matelas MC pa oO Module Equivalent en fonction de la contrainte appliqu e sur la semelle et du type de mod lisation
73. nt de Poisson sont constant sur toute la profondeur Les sections planes sont conserv es Les poids volumiques du sol et de la colonne sont consid r s comme gaux cellule dnitaire Figure 16 Th orie de l expansion d un cylindre partir d une cellule unitaire constitu e d une Colonne Ballast e Sources manuel d utilisation des CMM Ainsi la th orie se base sur le fait que l application de la charge sur la fondation induit un accroissement des contraintes dans le sol Pour cette conception des d formations dans ce type de mat riaux composites Priebe consid re que les d formations d un tube pais infiniment long est soumis une pression interne tel que Ao A0 Aoh IT Quand la colonne exerce une pouss e on obtient AO Por X tan T 2r 1 Et AOs P sol 2 Comme pr cis pr c demment les conditions aux limites sol colonne impliquent une nullit du d placement radial Le coefficient de r duction des tassements est ainsi donn par Po 1 2 fV ora B 1 ax tan2 1 4 tang 2 x fV opa sol 3 27 2 1 2 Inclusions rigides avec matelas de r partition D apr s Brian on 2002 les m thodes de dimensionnement des Inclusions Rigides se diff rencient par leur concept Les inclusions reprennent totalement la charge appliqu e Le remblai et l ouvrage en surface plus particuli rement dans le cas de la mise en place d une nappe de renforcement g osynth tique tran
74. ode de la maille l mentaire Diff rents types de mod les compar s sur TASPIE et PLAXIS Ajustement des donn es d interface et caract ristique de pointe Etude pour diff rents types de chargements appliqu s sur la maille l mentaire Validation des r sultats des mod les de calcul TASPIE PLAXIS Evolution des E oed en fonction de la contrainte appliqu e Entraxe NOTE IMPORTANTE La valeur du Module Equivalent va d pendre de la charge que l on va appliquer sur la maille l mentaire Rappelons que TASPIE mod lise dans une maille un pieu et son sol entour s d une infinit de pieux Ce mod le repr sentatif d un dallage ne peut tre adapt pour une semelle Selon la th orie de Boussinesq la r partition des contraintes dans le sol est fonction de la distributions des contraintes d un chargement concentr Par cons quent elle ne peut tre identique entre un dallage et une semelle ntaire Figure 33 Principe de la Maille El mentaire Etape 1 dans la m thode du Monolithe quivalent e Etape 2 D termination du profil de tassement gr ce au monolithe R alisation de mod les sur TASPIE et PLAXIS 2D Validation de la similarit des mod lisations par les tassements contraintes en pointe Hypoth ses retenues w en sous face de semelle 3 cm r sultats obtenus apr s mod lisation sur plaxis 3D D termination du module quivalent n cessaire pour obte
75. ol par les pieux et la semelle 1 2 3 2 Domaines d application Une telle conception de fondation n a d int r t que si le sol permet une mobilisation substantielle d effort sous la semelle Deux conditions au moins en excluent la possibilit Pieu reposant en pointe sur des sols tr s r sistants et semelle de r partition reposant sur des sols tr s compressibles Tassement des sols superficiels supportant la semelle sous des actions ext rieures telles que remblais stockages pompages ces actions si elles taient n glig es ou omises conduiraient des tassements prohibitifs de la fondation mixte De plus il faut viter le remaniement du fond de fouille en s entourant des pr cautions superficielles traditionnelles En particulier dans le cas de pieux ex cut s la boue bentonitique dont la technique de mise en uvre et g n ralement polluante par cons quent un soin tout particulier devra tre port au nettoyage du fond de fouille La fondation mixte peut tre envisag e de deux points de vue diff rents Comme une fondation classique sur pieu la prise en compte de la pr sence de la semelle permettant une r duction du dimensionnement du pieu au prix d une l g re augmentation du tassement d ensemble Comme une fondation directe sur le sol laquelle on adjoint les pieux pour limiter le tassement C est le cas par exemple des fondations appel es radier pieu dans lesquelles la long
76. oment fl chissant KN m 2 1 5 1 0 5 0 0 5 E 0 JE L L 8 r R sultats 62 PIECOEF par la 2 m thode du k 3 e Arri re 0 3m monolithe Avant 0 3m D 4 a Arri re 1 0m 5 Avant 1 0m 2 5 Arri re 1 5m D Avant 1 5m z a a a A J 6 Moment M kN m Min 0 21 Max 1 23 R sultats PLAXIS 3D oments Les r sultats en bleu correspondent notre cas de figure hauteur Colonne Ballast e 1 m Moment maximum sur FLAQ 3D 1 1 0 8 kN m 2 kN m Moment maximum sur PIECOEF 1 20kN m Pour les efforts tranchants un m me constat est observ l effet maximum se situe en t te d inclusion Mais cette valeur maximum ne repr sente 3 de l effort total appliqu en sous face de semelle Effort tranchant kN Arri re 0 3m 8 Avant 0 3m Arri re 1 0m E Avant 1 0m Arri re 1 5m e Avant 1 5m Longueur de l inclusion rigide m a f 6 i Les r Suirars ern vieu CUT ESPUTIUETIL d TIULT Lad de figure hauteur colonne a sai pa uno 1 Effort T kN Ballast e 1 m Min 411 Max 307 Tranchants Moment maximum sur FLAQ 3D 1 8 1 1 kN m 2 9 kN m Moment maximum sur PIECOEF 3 1kN m 70 Le profil des efforts Moments et Tranchants dans les deux mod lisations sont tr
77. ontr l es Mais le choix se portera uniquement sur les graves naturelles roul es ou concass es Type de classe B de r partition comprenant maximum 5 de fines Les sols sont r partis en 4 classes Classe A sols fins Classe B sols sableux et graveleux avec fines Classe C sols compressibles Classe D sols insensibles l eau Le fuseau granulom trique le plus couramment utilis doit se situer dans le fuseau caract ristique 8mm lt D max lt 40mm 0 25mm lt D min lt 20mm Quand aux mat riaux de la classe F au sens de la norme NF P 11 300 et de la GTR 92 sol organiques et sous produits industriels mat riaux de d molition F7 M chefers d incin ration d ordure m nag re MIOM F6 ils ne sont pas admis diam tre mm Figure 13 Caract ristiques du fuseau granulom trique des CB des CMM Enfin le choix de la granulom trie va d pendre principalement du mat riel utilis Les vibreurs avec alimentation en pied y sont particuli rement sensibles Une granulom trie inappropri e est la source de bouchon dans le tube 21 En compl ment ce mat riau d apport doit v rifier un certain nombre de caract ristiques validant sa duret Il pr sente les r sistances LA lt 35 MDE lt 30 LA MDE lt 60 LA essai Los Angeles d apr s la norme NF P 18573 MDE essai Micro Deval d apr s la norme NF P 18572 e Partie inf rieure de la CMM Cette partie est constitu e d un b ton pr
78. p cifiques En effet on a l habitude de consid rer dans une fondation sur pieux seuls les pieux transferts de charges au sol l exclusion de la semelle Cette simplification est certainement justifi e quand les sols de surface sont tr s m diocres mais ne l est plus quand ils ont une certaine consistance O Combarieu 1988 propose une m thode de calcul prenant en compte l interaction sol semelle pieux et reprenant notamment la m thode de R Franck et S R Zhao pour le calcul de renforcement de pieux Inclusions rigides Frottement lat ral positif 7 et n gatif Contrainte en pointe db Figure 11 Principe d une semelle mixte reposant sur 4 Inclusions rigides 17 1 2 3 1 Principe Tr s souvent du fait de la technique d ex cution utilis e la semelle qui coiffe les pieux est en contact direct avec le sol sous jacent Ce contact s il est permanent fait qu une fraction des efforts appliqu s en t te de la semelle est transmise au sol par cette derni re Cette fraction est tr s variable le contraste de qualit du sol sous la pointe des pieux et sous la semelle est le param tre essentiel qui d termine l intensit des composantes de l effort appliqu la fondation mixte La d nomination fondation mixte s applique l ensemble semelle et pieux con u et calcul en tenant compte des possibilit s r elles de mobilisation simultan e des efforts dans le s
79. pacit portante du sol non renforc d apr s DTU 13 12 ou fascicule 62 k le kpxple zo or ELS 30 e Capacit portante de la CMM d apr s DTU 13 2 ou fascicule 62 V rification de la charge admissible en partie inf rieure Effort en pointe Frottement lat ral Cf 2 1 3 Semelles mixtes e Contrainte admissible en partie sup rieure La contrainte de rupture d une Colonne est d finie par le DTU 13 2 1 sin 31 qr ohx i 1 sin o Pour une colonne l angle de frottement interne se situe entre 38 et 40 La contrainte horizontale oh est assimil e la valeur de la pression limite PI obtenue par les essais pressiom triques e Charges admissibles dans la CMM SN US cmm S cum cum az Y sol CMM So RoumS cmm 4 so1 S sen m m m kpa kpa kpa 35 e V rification des tassements Les tassements sont calcul s suivant la m thode de Priebe qui fait appel la th orie de l lasticit Le terrain autour de la colonne est caract ris par son module d lasticit E et le coefficient de Poisson Voi La proc dure de calcul des tassements avec la m thode de Priebe pr voie les tapes suivantes 1 D termination des tassements sans am lioration S 0 x 2Di 33 o7 2o 3 X Esi 2 Calcul du taux de substitution sol colonne S sol 34 Sool La d termination des facteurs correctifs n1 premier et n2 final partir de l
80. r la construction en zone sismique Semelle Colonne ballast e Zone de recouvrement 50cm Inclusion Rigide Figure 12 Principe des CMM sous une semelle Source KELLER FONDATIONS SPECIALES 19 1 3 2 Principe de fonctionnement Dans le cas des renforcements de sol par Inclusion Rigide on a souvent l obligation d armer les IR par des cages d armatures ou de les associer avec un matelas afin que le sol renforc puisse supporter les sollicitations horizontales li es essentiellement au vent ou au s isme Ces inconv nients peuvent tre vit s gr ce la r alisation de la partie sup rieure en gravier refoul de la CMM Celle ci est plus d formable en interaction avec le sol en place et donc va se comporter comme une zone roul e dissipative qui transmet e Moins d nergie par effet directe la superstructure e Moins d nergie la partie inf rieure rigides des CMM par effet inertiel 1 3 3 Avantages du proc d Ce proc d am liore les performances du sol de fondation des ouvrages fond es superficiellement en r pondant aux sp cifications R duction des tassements du sol Reprise des efforts Horizontaux et des Moments sans r aliser de matelas intercalaire sous les semelles La forte r sistance au cisaillement de la partie sup rieure permet ainsi de reprendre ces efforts horizontaux et moments De plus en zone sismique la partie sup rieure en gravier permet de jouer le r le de rotul
81. s curit peut tre effectu en r duisant les param tres de r sistance du sol Conclusion du chapitre Au cours de ce chapitre concernant l tat de l art du renforcement des sols nous avons pu observer que beaucoup de connaissances ont t accumul es ces derni res ann es sur les caract ristiques et les m thodes de dimensionnements des mod les nonc s Dans cette r flexion sur l volution des techniques deux ph nom nes ont toujours t en lice D une part on cherche continuellement am liorer la pr cision des r sultats et valider les comportements des sols soumis des efforts horizontaux Mais cette r flexion sur les mod lisations qu elles impliquent prennent du temps et concernent un domaine qui se rapproche de la recherche D un autre cot dans l ing nierie l heure reste l optimisation et au gain de temps sans toutefois perdre en pr cision Dans cette optique il est n cessaire de combiner mod les num riques et hypoth ses simplificatrices par mod lisation de comportement de substitution Ce que KELLER FONDATIONS SPECIALES a souhait au travers de ce PFE c est de mettre en application une th orie de ce programme de recherche pour en d finitif l appliquer au Inclusions Rigides et aux CMM 45 Chapitre 2 Mod lisation num riques Etudes et R sultats 1 D roulement du PFE Durant de ces derniers mois trois mod les d tudes ont t compar s Un mod le en Semelle Mi
82. s de renforcements SM IR avec matelas et CMM La premi re tape de validation concerne les semelles mixtes Nous allons tester la th orie puis la comparer des mod les de dimensionnements d j existants Cette premi re tape nous donnera un premier aper u de la validit de la th orie telle qu elle est propos e ci dessus 49 Sol 1 2 Etude comparative du comportement d une semelle mixte soumise un chargement vertical Lorsque l on r alise des inclusions rigides et que le sol en sous face de semelle est de bonne consistance on peut parler de fondation mixte semelle pieux Dans ce cas on consid re que la semelle participe avec les pieux la reprise des charges O Combarieu 1988 propose une m thode de calcul prenant en compte l interaction sol semelle pieux et reprenant notamment la m thode de R Franck et S R Zhao pour le calcul de renforcement de pieux Une premi re approche de calcul a t effectu e sur ce mod le simple afin de se familiariser avec les mod les de calculs existants Dans un second temps on choisit de tester la m thode du Monolithe Equivalent en Semelle Mixte pour en comparer la pertinence des r sultats 1 2 1 Mod le de renforcement des sols par des semelles mixtes Nous sommes dans le cas d un semelle mixte de dimensions 2 x 2m La semelle repose sur les Inclusions rigides ancr es de 50 cm dans les sables et graviers L tude est simplifi e un syst me bicouches don
83. s efforts statiques horizontaux Nous entendons d velopper une technique qui associe facilit et rapidit de calcul ainsi que pr cision et rigueur des mod les num riques 3D Ce m moire sera pr sent selon deux axes La premi re partie contient les l ments bibliographiques n cessaires l introduction de la technicit des CMM et la pr paration du dimensionnement La seconde partie concerne la mod lisation physique bidimensionnelle de diff rents mod les qui permettent d aboutir aux mod lisations des CMM Chapitre 1 Etat de l art 1 Pr sentation du probl me Ce chapitre traite des travaux r alis s sur des techniques de renforcement de sol ainsi que l tat actuel de leur dimensionnement Dans cette premi re partie nous aborderons trois points essentiels concernant la compr hension de ces techniques Un premier point sera consacr la pr sentation de la technologie de renforcement par Colonnes Ballast es Inclusions Rigides Semelles Mixtes et Colonnes Modules Mixtes Puis nous aborderons les diff rentes m thodes de dimensionnement existantes qui leurs sont associ es Enfin pour clore ce premier chapitre sur l tat de l art nous pr senterons les outils de simulation num riques et analogiques qui ont permis les mod lisations de ces diff rents syst mes de renforcement 1 1 Le renforcement des sols 1 1 1 Le renforcement des sols compressibles Aujourd hui nous assistons de mani re d
84. s fins Am lioration des sols pas inclusions verticales colonnes ballast es inclusions rigides colonnes mortier sol ciment r alis par jet jet grouting colonnes de sol trait es la chaux et ou au ciment Cong lation des sols La d marche d application de chaque technique d am lioration des sols comporte 4 tapes d apr s Dhouib et al 2004 D finition des crit res du projet emprise sollicitations tassements tol r s Identification des sols nature granulom trie pr sence d eau Choix de la solution d am lioration des sols Optimisation de la solution d am lioration des sols la mieux adapt e i Donn es i ERAP Technique RARE Contrainte Fiabilit Commentaires n cessaires iiai Peu fiable pour i Compressibilit Temps P pi Lent Pr chargement EPE k H obtenir de faibles Perm abilit n cessaire R j Peu cher d placements r Compressibilit Pr chargement Pre Rapide RE Perm abilit s 3 gt avec drains x Plus rapide Plus flexible Relativement k verticales et verticaux 3 cher horizontales Mise en d p t i Bonne en cas de i Remplacement Epaisseur de la du sol x Rapide a remplacement aai du sol couche Nouveau Cher E total mat riau Colonnes ii i sa R sistance et Equipements Bonne apr s ballast es re Cher d formabilit du Plot analyse de plots 3 colonnes de ii i Rapide sol exp rimental exp rimentaux sable compact Da
85. s par des mod lisations aux l ments finis qui peuvent parfois prendre quelques semaines Les diff rentes tapes de recherche dans la d finition de la m thodologie du Monolithe Equivalent ont donc permis de valider une m thode de dimensionnement coh rente par rapport la r alit Toutefois il faut rester vigilent La valeur du Module Homog n is E d pend d un certain nombre de param tres ex charge appliqu e sur maille l mentaire r partition des efforts sol IR et donne des r sultats encore trop approximatifs Pour cela une tude compl mentaire serait n cessaire afin de r soudre cette impr cision et permettre d apporter un gain de temps suppl mentaire dans le protocole de mod lisation 72 Bibliographie Olivier Combarieu Calcul d une fondation mixte semelle pieux sous charge verticales centr e Laboratoire r gional ponts et chauss es de Rouen 1988 Olivier Combarieu Am lioration des sols pas IR verticales application l dification de remblais sur sols m diocres Laboratoire r gional ponts et chauss es de Rouen 1988 Olivier Combarieu Fondations superficielles pour sols m diocres par inclusions rigides Laboratoire r gional ponts et chauss es de Rouen 1990 Brian on Kastner Simon Dias Am lioration des sols en place Etat des connaissances am lioration des sols par inclusions rigide ENPC LCPC 2004 Fondasol Proposition d un note de calcul FONDASOL sur IR ou mixtes sous fondations de b tim
86. sf re aux inclusions toutes les charges qui n ont pas t transf r es par effet de vo te Dans cette condition la r action du sol de fondation est n glig e Le syst me peut tre optimis en tenant compte du support partiel apport par le sol Les inclusions supportent partiellement la charge en surface la contribution du sol compressible est prise en compte dans le dimensionnement Dans les IR verticales on doit porter une grande attention aux m canismes de cisaillement qui se d veloppent au sein du matelas granulaire au dessus des Inclusions Contrairement au mode de renforcement par CB o il n y a aucun cisaillement entre colonnes et sol les tassements sont suppos s uniformes toutes profondeurs Par cons quent la mobilisation du cisaillement au dessus et autour des IR provoque une rotation des contraintes principales dans tout le massif support de la fondation C est ce m canisme de transfert de charge qui va nous int resser pour le dimensionnement Dans la litt rature divers auteurs se sont int ress s au d veloppement de m thodes analytiques permettant la d termination de la distribution charge dans le matelas Quelques m thodes ont t initialement d velopp es en deux dimensions ou bien s adaptant au cas bidimensionnel Cependant la r action du sol compressible est rarement prise en compte Les m thodes dites globales permettant galement le dimensionnement du r seau d inclusions sont effect
87. soumises des efforts horizontaux Le protocole d tude n cessite encore d tre d velopper am liorer et scrupuleusement d montr Dans l optique que cette m thodologie soit valid par les bureaux de contr les et appliqu e par la suite par les ing nieurs KELLER il faut encore envisager Simplifier le processus et les tapes de calculs Etudier sur l influence par les param tres d entr Taspie _ Observer l influence de l paisseur de couches mod liser dans le monolithe Maitriser l influence du frottement le long du monolithe Quel module qs appliquer puisque c est un comportement sol sol D finir une nouveau moyen de trouver correctement un E par la m thode de la maile l mentaire Attention ce son des modules homog n is pour sol et IR ou sol et CB Quelle th orie appliquer pour G et E Hashin Baez et martin _ L appliquer l utilisation en sismique Etendre le domaine d application d autres types de mod les diff rents d une semelle dallage remblaie olienne 71 Conclusion L objectif du travail de recherche pr sent dans ce m moire de PFE tait de contribuer au d veloppement d une m thode de dimensionnement de massif de fondation renforc e par Colonnes Modules Mixtes On attendait de travail l application de la th orie du Monolithe Equivalent pour une semelle soumise des efforts horizontaux Cette tude comport 3 parties principales
88. st modifi Quant au tassement de l inclusion il est faible mais non n gligeable en raison d une l g re compression du mat riau Profondeur z Figure 4 Exemple de profil de tassement du sol non trait en fonction de la profondeur 11 Dans le cas o l inclusion est ancr e dans le sol r sistant le tassement est davantage diminu Attention toutefois ne pas syst matiser cet ancrage Si cette disposition peu paraitre la plus performante elle peut en revanche amener la concentration d efforts de traction en pied d IR dans le cas d efforts sismiques Tassement Inclusion Rigide avec matelas de r partition rottement n gatif Tassement du sol rottement positif mobilis axe pieu Sol dmpos brofondeur m imite Figure 5 Exemple de Profil de tassement du sol et de l inclusion Rigide dans une zone trait e La figure 5 nous montre que dans la partie inf rieure le tassement du sol est plus faible que celui de l inclusion A l inverse dans la partie sup rieure c est l inclusion qui tasse moins que le sol Cette diff rence de comportement met en avant un ph nom ne faisant apparaitre un frottement n gatif et un frottement positif Cette diff rence de tassement entre sol et inclusion aura pour cons quence la cr ation de poin onnement du remblai par l Inclusion La face sup rieure de l inclusion suppos e horizontale est assimilable au comportement d u
89. stribution de la contrainte appliqu e entre sol et CMM La distribution des contraintes dans la couche de sol renforc e par les colonnes qui jouent un r le de matelas de r partition de la charge entre le sol et les t tes d inclusions Le report progressif des efforts sur les Inclusions par frottement n gatif d fini par le d placement relatif sol inclusion M thodes existantes A l heure actuelle trois m thodes de dimensionnement sont utilis es par KELLER FONDATIONS SPECIALES La premi re m thode simplifi e consiste utiliser les techniques reconnues l une portant sur les Inclusions Rigides et l autre sur les Colonnes Ballast es La m thode de Combarieu abord e de fa on globale c est dire prenant en compte aussi bien les m canismes qui se d veloppent au dessus des t tes d inclusions au sein m me du remblai ou dans le matelas de r partition sous un radier que le dimensionnement des inclusions et l action du sol compressible sur les inclusions cf 2 1 2 Inclusions rigides avec matelas de r partition L application de cette m thode pour les CMM est possible en consid rant un matelas de r partition correspondant l paisseur de la couche trait e pas les colonnes L homog n isation des caract ristiques m caniques pr sente l avantage de simplifier le milieu composite sol afin d obtenir un mod le simple o le milieu trait est r duit un milieu homog ne quivalent tout en
90. t z 1 3 0 T T T T 0 50 100 150 200 250 0 50 100 150 200 250 qs kPa qs kPa Figure 37 Comparaison Taspie Plaxis pour la caract risation de l interface Monolithe sol A l heure actuelle les mod lisations par la maille l mentaire ne permettent pas d obtenir un E oedom trique satisfaisant En effet en appliquant la totalit de la charge sur l inclusion dans l tape 1 maille l mentaire le Module Equivalent obtenu est fauss On ne peut pas assimiler le profil de contraintes sous une semelle celle d un l ment infini Cela veut dire que le tassement obtenu avec la contrainte totale n est absolument pas gal dans le cas de la semelle L tude param trique nous a permis de d terminer la charge qu il faudrait pour obtenir un Module Equivalent correct et donc un tassement du Monolithe exact Le probl me mis en avant r v le que nous n avons pas trouv le moyen de justifier cette valeur Nous ne sommes donc pas en mesure d utiliser cette m thode pour d autres dimensionnements SOLUTION Il faut d terminer ce module par une autre m thode gt La M thode des raideurs va nous y aider en prenant en compte les caract ristiques du sol et la raideur K des pieux De cette mani re on d termine le tassement total du sol gr ce une mod lisation analogique sur TASPLAQ 61 1 4 Utilisation des r sultats obtenus par l tude param trique du mod le Benchmark pour les CMM Des r sultats
91. t d j exploit s Par cons quent ces zones fortement compressibles ne peuvent tre utilis es en l tat et doivent tre trait es par des techniques de renforcements de sol Parmi ces techniques il existe depuis 2004 un proc d de Colonnes Modules Mixtes appel galement CMM Ce syst me combinant des techniques bien connues du renforcement de sol est exclusivement d velopp par la soci t KELLER Ce nouveau proc d constitue une alternative int ressante aux techniques plus traditionnelles car il associe les avantages de Colonnes Ballast es et d Inclusions Rigides r alis es par refoulements L objectif de base de ce syst me est d assurer une augmentation de la portance avec une r duction des tassements du sol Mais ces actions ne s arr tent pas l elles doivent aussi supprimer les ph nom nes de points durs en sous face de fondations superficielles ainsi que permettre la reprises des efforts horizontaux engendr s par un vent o un s isme statiques et dynamiques Pour r pondre cette demande les CMM sont compos es de deux parties la partie sup rieure est compos e de Colonnes de gravier sur une hauteur d environ 1m et la partie inf rieure est r alis e en Inclusions Rigides L tat actuel des recherches sur le renforcement des sols par CMM met en avant des m canismes identifi s mais complexes et forts en interactions En parall le un m me constat a t op r concernant les Inclusions rigid
92. t les caract ristiques ont t d termin es selon le Fascicule 62 100 tet 150t PI Mpa 0 25 Em Mpa 2 a 0 5 cm 27 20 t et 34t 20 t et 34 S m 2x2 7 PI Mpa 3 Limon ii Em Mpa 30 6m a 1 4 38 Sables et gravier Figure 25 Sch ma du mod le de fondation mixte tudi 1 2 2 M thodologie de calculs Nous avons proc d une tude comparative comprenant m thodes manuelle et num riques e M thode manuelle Cette m thode permet de d terminer les tassements du syst me de fondations gr ce la m thode de O Combarieu d velopp e en 1988 cf 2 1 Dimensionnement des syst mes classiques de renforcement 2 1 3 Semelles mixtes 50 e Etude par la M thode des Raideurs r alis e sur des mod les analytiques TASPIE et TASPLAQ La M thode des Raideurs consiste d terminer les raideurs des Inclusions rigides mod lis es comme un pieu en maillage l mentaire et en pieu isol La d termination des raideurs des inclusions sous la semelle s effectue l aide du module TASPIE Ainsi un calcul de type pieu isol permet d tablir la courbe de chargement sur l intervalle des incr ments de calcul une interpolation lin aire est faite pour d terminer le d placement et la raideur correspondants aux diff rentes charges De ce fait la raideur est exprim e comme le rapport de la charge en t te de pieu a
93. t technology developed by KELLER FONDATIONS SPECIALES on 2004 CMM is composed of two parts the upper part is of Stone columns CB and the lower part is Rigid Inclusions IR The combination of these two elements would guarantee the advantages of both techniques the stone columns and the rigid inclusions In addition of the possibility of reducing the foundation settlement and increasing the soft soil capacity the technique of CMM could be used in seismic areas In fact the upper part of CMM would generate a zone of energy dissipation between the superstructure and the rigid elements the lower part decreasing the inertial forces transmitted into the latter Till today there is no design method for footing constructed on soft soil reinforced by CMM has been yet validated Still a research program has been launched in collaboration with the University of Grenoble the program aims to conduct an experimental and numerical study on the behaviour of a footing constructed on a reinforced soil modelled in tanks and on 4 CMM and subjected to both vertical and horizontal forces In order to validate the current study the results would be confronted to the experimental and numerical results of the study at the University of Grenoble Remerciements Je tiens remercier Monsieur Bertrand STOEHR Pr sident de KELLER France pour m avoir permis de r aliser ce Projet de Fin d Etude au sein de l entreprise KELLER FONDATIONS SPECIALES Duttlenhei
94. t un comportement identique m me charge en t te et m me r partition des efforts le long du f t et en pointe Cette m thode de Combarieu utilise le Fascicule 62 dont la loi de mobilisation propos e par Frank et Zhao pour d crire le comportement des pieux en pointe et au frottement lat ral La g om trie du calcul est d finie par Les dimensions de la semelle longueur L et largeur 2R Les dimensions des pieux longueur H diam tre 2Rp La profondeur d encastrement de la semelle h Expression de la charge limite Q est la charge limite de la semelle S La surface int ress e tant celle de la semelle diminu e de celle relative aux n pieux Q S nS ks ple 10 Ks est le facteur de portance Ple est la pression limite nette quivalente d pendant de la r partition des pressions limites sous la semelle Qppest la charge limite en pointe du pieu x 11 Op S Xk X ple Ks est le facteur de portance en pointe du pieu Ple est la pression limite nette quivalente d pendant de la r partition des pressions limites sous la pointe du pieu Qs pest la charge limite en frottement lat ral du pieu isol de longueur H Cette charge est r duite si besoin est pour tenir compte d un ventuel effet de groupe des pieux On choisira alors des taux unitaires de frottement lat ral limite r duit vis vis de ceux pris pour le pieu isol u est un coefficient r ducteur t
95. technique d Inclusion Rigide est associ e la mise en place d un matelas de r partition de charge qui comme son nom l indique va contribuer au transfert des charges vers les inclusions par la formation de voutes dans le sol granulaire constituant cette partie de l ouvrage Ainsi ce matelas va diminuer et homog n iser les tassements en surface du massif de fondation 1 3 1 Mod le de renforcement par Inclusions Rigides et matelas de r partition Dans le cadre du PROJET AFPS un mod le unique de comparaison physique et num rique est d fini Ce mod le est nomm Benchmark est regroupe les caract ristiques suivantes Modele Benchmark AFPS Ouvrage courant classe B sur site S2 Semelle sur 4 IR et matelas 50 cm das Acc surface AT RE ME EC Statiques charge ELS N ji Matelas ZN Matelas Semelle Mat riau 2 34 m x 2 34 m x 50 cm T 20mx72 0m x 50cm 3 Tarne 6 5 K M 120 o30 10 46 15 30 50 m 50 030 0 8 1923 40 0 gt M Limons 2 7 5 m ce 6 5 m dd CS AE y kPa M s 0 50 0 48 Tae 1 5m Mame T 0 80 0 40 240 E T fa 5 0 m 180 0 65 0 3 117 40 o 10 8333 1 00 0 2 Y Figure 28 Caract ristique d une semelle carr e sur 4 IR nomm Benchmark Extrait du projet AFPS 54 1 3 2 M thodologie de calcul Nous allons d terminer les efforts dans les Inclusions Rigides soumises uniquement un effort statique Vertical
96. u partir de cette validation que peut tre envisag e la mod lisation dynamique L tude se porte sur une semelle carr e de 2 m de cot sous sollicitations horizontales reposant sur un massif de sol mou renforc par 4 CMM 2 1 Conception du mod le r duit et outils d exploitation Les mod le r duit bidimensionnel de laboratoire mettant en uvre des mat riaux analogiques a t d velopp par l universit de Grenoble permettant l tude du comportement sous chargements cycliques horizontaux Ces mod les physiques l chelle 1 10 ont t r alis s dans la VisuCuve du laboratoire 3s R Des charges cycliques quasi statiques et dynamiques sont appliqu es sur le mod le de fondation pour examiner l effet inertiel Figure 38 Photo de la VisuCuve Parall lement les mod lisations num riques sont effectu es pour la semelle taille r elle reposant sur 4 CMM La longueur de la partie sup rieure en ballaste est vari e afin d illustrer son influence sur la r ponse de la partie inf rieure Le mod le physique CMM sans matelas est compar un mod le similaire en inclusions rigides avec matelas 2 1 1 Mat riaux Un mod le r duit de sol renforc par un syst me de CMM sous semelle carr e de 20cm de cot et de 2 cm d paisseur a t r alis Voici ses caract ristiques Le sol compressible est constitu d argile satur tr s mou plac au dessus d une couche granulaire situ e
97. u d inclusions travers les couches compressibles afin de transf rer les charges vers un volume plus rigide Par cons quent l Inclusion Rigide augmente la capacit portante et r duit les tassements du sol On envisage ce type de fondation pour des ouvrages de types remblais dallages silos Par cette m thode on am liore les caract ristiques m caniques du sol trop compressible et limite les tassements importants de l ouvrage construire Dans le cas des renforcements de sol par IR on a souvent l obligation de les armer par des cages d armatures ou de les associer un matelas afin que le sol renforc puisse supporter les sollicitations horizontales li es essentiellement au vent ou au s isme La plus part du temps la technique d Inclusion Rigide est associ e la mise en place d un matelas de r partition de charge entre les inclusions et le sol compressible Sa pr sence va contribuer au transfert des charges vers les inclusions par la formation de voutes dans le sol granulaire constituant cette partie de l ouvrage Ainsi ce matelas assure la r partition des charges entre les inclusions et le sol compressible Ce qui va permettre diminuer et homog n iser les tassements en surface du massif de fondation 1 2 1 1 Les m canismes Le dimensionnement du r seau d inclusions et du matelas de transfert de charge doit tre tel que la part transmise aux inclusions soit beaucoup plus grande que celle transmise au so
98. u d placement correspondant Pour un calcul de type pieu associ un sol les raideurs surfaciques quivalentes sont estim es sur le m me principe Cette raideur surfacique au droit du pieu est obtenue en divisant la contrainte sur le pieu par le d placement du pieu et la raideur surfacique au droit du sol en divisant la contrainte moyenne sur le sol par le tassement moyen du sol en t te M thode des raideurs ee Pieu Pieu isol Maille de sol associ e ETAPE 1 K raideur en kN m ETAPE 2 Kg raideur en kPa m Figure 26 Proc dure de calcul par la m thode des raideurs 51 L association de ces raideurs permet de repr senter l interaction de la semelle sur le sol et de r partir d une mani re coh rente l volution des contraintes dans la fondation Ainsi nous obtenons un tassement plus r aliste de la fondation Pour la d termination de la raideur tenant compte de l influence du sol aux alentours il est n cessaire de calculer les dimensions de maille l mentaire qui prendra en compte cette surface d influence du sol Voici le moyen pour la d finir Entraxe Maille l mentaire Figure 27 Principe de la maille l mentaire La maille est caract ris e par le p rim tre circonscrit aux 4 inclusions Cette surface variera en fonction de l entraxe entre les Inclusions rigides ainsi que de leurs diam tres On d finit de cette Maille un p rim tre P et une aire A qui caract ris
99. u mod le global Le domaine pieu et le domaine sol sont d coup s par des plans horizontaux quidistants dans chacune des couches Le nombre n de subdivisions adopt par couche est choisi par l utilisateur Il est suppos que le cisaillement amp est constant entre deux plans successifs et que la sixi me relation s applique aux tassements mi distance des deux plans dQp z p 7 5 dz 37 dQp z p 7 5 dz 38 39 R solution dOp z dQs z 7 5 7 8 dz ae 20 SE Q z dy Z gt d 41 m i SE T fy 7 42 39 3 2 1 1 3 Contr le de validit des mod les Validit de conditions aux limites Pour le pieu isol ces donn es sont constitu es par la charge appliqu e en t te du pieu la courbe de contrainte de mobilisation sous la pointe du pieu et le profil de tassement ventuellement impos wimp z Pour un pieu dans un maillage ces conditions diff reront en fonction du mod le de calcul trait en dallage ou en remblai On diff renciera pour le dallage l galit tassement sol pieu gal impos par la relation yp 0 ys 0 A contrario en remblai on peut r partir la charge totale support e par la t te de pieu et le sol Ce calcul se conduit de mani re it rative en actualisant chaque tape le profil du tassement moyen du sol Validit du choix des valeurs de frottement limite Dans les applications traitant de renforcement sous un remblai ou matelas de r partition
100. u module d Young quivalent Le module oedom trique quivalent du sol renforc se calcule partir des d placements verticaux mesur s en t te et en pied d inclusion De la mani re suivante 53 Eoed CR En r sum pour la mod lisation des Inclusions dans les calculs de r partition des tassements la d marche est la suivante e D termination du tassement local en fonction de la hauteur des remblais et de leur maillage l aide de mod le axisym triques e D termination des caract ristiques quivalentes du sol renforc homog n is par Le calcul du module d Young longitudinal gr ce au tassement oedom trique en prenant compte des effets de poin onnement Calcul des param tres de Mohr coulomb quivalents Mod lisation du sol renforc dans le mod le de calcul PLAXIS 2D comme un mat riau homog ne et propri t s quivalentes Notre double objectif est dans un premier temps de travailler l aide de mod les analogiques uniquement mais aussi de trouver le moyen d obtenir les tassements corrects du sol et des inclusions dans le cas de semelle 47 1 1 2 Th orie du Monolithe quivalent Dans le cadre du projet de Recherche National qui sera d crit dans une partie post rieure la m thode du Monolithe Equivalent a t propos e Le principe de cette m thode consiste assimiler le volume de sol renforc situ l aplomb de la semelle un Monolithe Homog ne Equivalent
101. ue N 56 EN 0 000 10 000 20 000 30 000 0 000 50 000 60 000 70 000 80 000 20 000 100 000 110 000 1 3 3 2 R sultats avec le monolithe quivalent e Etape 1 Mod lisation en maillage l mentaire pour la d termination du Module Equivalent E Contrainte D finition du no Tassement du appliqu e sur la ae Module maille quivalent N s s w Eoed o h s 1050 kN 3 36m 312 5 kPa 0 1492 m 15 000 Kpa Tableau 4 R sultat l tape 1 e Etape 2 D termination des tassements par le Monolithe La d finition du module quivalent sur Taspie nous donne un Module quivalent de 15 000 kpa ce qui correspond un module d Young 1 346 fois plus faible coefficient de Poisson v 0 3 soit 11 100 kPa tassement m Frottement kPa Effort kti Contrainte kPa 200 100 o 100 200 500 o soo 1000 1500 100 o 100 200 300 400 oo ieas a b mobilis Effort inclusion imite Etfort sol Contrainte inclusion sigV moyen sol profondeur m H profondeur m Mat 30 Jks Maxs 1051 jen Maxs 313 Ja kN Max 3 kPa Contrainte dans le pieu ax 1 ax 1 Frottement mobilis Effort dans le pieu Figure 32 R sultats graphique de la mod lisation en Monolithe de TASPIE
102. ueur du pieu est tr s souvent inf rieure aux dimensions du radier Outre la r duction des tassements absolus cette adjonction de pieux r duit bien s r les tassements diff rentiels Les pieux travaillant tr s souvent leur charge de fluage ce type de fondation porte le nom en anglais de creep piles 18 1 3 Pr sentation d une m thode de renforcement de sol par CMM Brevet KELLER FONDATIONS SPECIALES La colonne Module Mixte galement connue sous le nom de CMM est un proc d d am lioration de sol brevet et entrant dans la gamme des proc d s de l entreprise KELLER FONDATIONS SPECIALES L ambition de cette nouvelle technique est de combiner les avantages des Colonnes Ballast es et des Inclusions rigides r alis es par refoulement 1 3 1 Caract ristiques g n rale Le principe CMM a t exclusivement labor et d velopp en 2006 par l entreprise KELLER FONDATIONS SPECIALES Les Colonnes Modules Mixtes sont une technique de renforcement de sol alternative aux proc d s couramment utilis s en France utilisant la technicit des Inclusions Rigides associ e aux Colonnes Ballast es Ainsi les CMM sont constitu es d une partie sup rieure l ordre de 1 5m de hauteur suivit d une partie inf rieure en IR ex cut e par refoulement Cette association permet d accumuler les performances des deux syst mes tout en vitant leurs inconv nients De plus elles semblent pr senter des avantages pou
103. ur qui peut s adapter aux horizons g ologiques du site Par contre cette technique pr sente aussi le d savantage d augmenter les d fauts locaux Les inclusions sont g n ralement r alis es jusqu un substratum plus rigide sur lequel elles reposent ou sont ancr es 10 Principe de r alisation Descente de l outil Forage en petit diam tre g n ralement avec un outil refoulement jusqu la cote de dimensionnement pa Partie inf rieure rigide Incorporation d un b ton ou ventuellement d un mortier ou coulis par l me centrale de l outil et arr t du remplissage la cote voulue Figure 3 Principe de r alisation IN SITU des Inclusions Rigides Pieu for la tari re creuse Documents KELLER FONDATIONS SPECIALES 1 2 1 4 Le fonctionnement d une inclusion isol e a ERA Tassement w z Consid rons dans un premier temps un sol compressible non trait o lon applique un chargement r parti tel qu un remblai Le tassement le plus important se trouvera la surface du sol et va d croitre non lin airement jusqu au sol r sistant A pr sent on associe au sol compressible une Inclusion Rigide non ancr e dans le substratum r sistant Quand on s loigne de cette inclusion le sol se comporte comme pr c demment le sol n est pas renforc et le profil de tassement est important En revanche dans un p rim tre proche de l inclusion le champ de contrainte et de d formation e
104. xte un deuxi me en Inclusion Rigide et enfin en CMM Pour ces trois mod les nous nous sommes content s de travailler dans le cas des semelles isol es de dimensions carr es 2 par 2 m tres De plus nous avons cherch d finir les efforts agissants dans les diff rentes parties du renforcement l aide de mod les purement analogiques Sur ces programmes les r sultats en chargement vertical sont facilement d terminables par contre l tude doit se porter sur la d finition des r partitions des efforts dans les Inclusions sous effets Horizontaux et Moments Mettre en application ces deux points fait partie des principales grandes difficult s de ces mod les Les premi res d marches d tude du PFE ont vis me faire d couvrir les logiciels de calculs num riques et analogiques en menant des tudes comparatives sur les mod les de calculs Dans un deuxi me temps une tude en Inclusions Rigides avec matelas de r partition de charge a t mise en pratique Cette approche bas e sur un nouveau mod le de dimensionnement appel e Mod le du Monolithe Equivalent a t sugg r e dans le programme de recherche en sismique AFPS Les nombreuses tapes de d finitions ont fait appel beaucoup de remises en questions concernant les m thodes de mod lisation De plus le d veloppement de cette technique implique la r alisation d une tude param trique afin d apporter une validation du mod le Pour finir l obj

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