interactions des fondations et des sols gonflants : pathologie ... - Pastel

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Des exemples de calcul réalisés par Mustafaev (1989) sur une poutre uniformément chargée par une force qa = 15 kN/m sont présentés sur la figure 74, pour le cas de l’humidification périphérique, et sur la figure 75, pour le cas de l’humidification centrale. w L qa = 15 kN/m a. Schéma de gonflement du sol sous la poutre de fondation w(z) (m) b. Flèche de la poutre M(x) (kN.m) c. Moment de flexion dans la poutre Q(x) (kN) d. Effort tranchant dans la poutre q g(x) (kN/m) e. Action de gonflement du sol sous la poutre Figure 74 Distributions des moments de flexion, des efforts tranchants, de la flèche de la poutre et de la réaction du sol. 106 x
La comparaison des résultats des calculs de Mustafaev (1989) et de ceux de Lytton et Meyer (1971) représentés sur la figure 57 montre qu’il y a dans tous les cas un décollement partiel de la poutre et du sol. Mais il y a aussi des différences importantes, bien que les équations différentielles soient identiques. Ainsi, chez Lytton et Meyer, dans le cas de l’humidification périphérique, la pression de gonflement du sol est maximale aux extrémités de la poutre (figure 57a), tandis qu’elle vaut zéro chez Mustafaev (figure 74e). À notre avis, le contact entre la surface inférieure de la fondation ou de la poutre et le sol est toujours maintenu, que le sol se trouve dans son état naturel ou soit en cours de gonflement, uniforme ou non uniforme. Du fait de l’augmentation de sa teneur en eau, le sol devient de plus en plus plastique et déformable et il remplit tous les vides qui pourraient apparaître entre la surface du sol et la poutre fléchie. Nous considérons donc que le principe de la continuité des déformations du sol et de la fondation est aussi applicable aux sols gonflants. Nous admettons qu’en cas de gonflement partiel, le sol ne peut développer totalement sa pression de gonflement maximale sous la poutre parce que le gonflement dépend du temps et que, en dehors de la zone active, il reste encore du sol à l’état naturel qui réagit classiquement à la charge appliquée par la poutre (figures 69, 70, 71). Dans mesure où, en cas de gonflement partiel, l’intégrale de la pression de gonflement dans la zone active est inférieure à la charge due au poids du bâtiment, il n’est pas possible qu’un vide se crée entre la fondation et le sol dans la zone active ni en dehors. Et tant que le sol ne se sera pas totalement saturé, la réaction du sol à l’état naturel existera dans la zone active et en dehors. Ceci étant, la distribution de la pression de contact de la poutre et du sol le long de la poutre est inconnue. Mais, dans la mesure où l’augmentation de la pression de gonflement sous la poutre joue le rôle majeur dans ce processus et où elle peut être déduite des conditions physiques et des propriétés rhéologiques du sol, on peut admettre pour simplifier les calculs et sans commettre d’erreur importante que la partie résiduelle de la réaction du sol naturel est répartie uniformément le long de la poutre. L’analyse des solutions existantes pour la poutre sur appui élastique continu permet de se convaincre que l’hypothèse d’une distribution uniforme de la réaction du sol le long de la poutre est parfaitement admissible pour la pratique. La figure 76a montre la distribution des réactions du sol sous une poutre infiniment rigide, soumise à une charge uniforme, calculée par la méthode de Zhemochkin (Zhemochkin et Sinitsyn, 1947, 1962). La figure 76b montre la distribution des réactions du sol sous la même poutre chargée par une force concentrée. Les forces externes q et N et les réactions qr du sol sont données sous forme adimensionnelle (Manuel du projeteur, 1973). On peut voir que les distributions des réactions du sol sont pratiquement identiques dans les deux cas, car la poutre infiniment rigide assure dans les deux cas une répartition des charges proche d’une distribution uniforme. Dans le cas d’une poutre flexible de 14 m de longueur, soumise à une charge uniforme qa, et à un système de forces et moments concentrés N et M, calculée comme système mécanique tridimensionnel par la méthode de Gorbunov-Posadov (1953) (figure 77), on peut aussi se convaincre que la forme de la réaction du sol sous la poutre diffère peu de celle représentée sur la figure 76 (Tsytovich et al., 1959). 107
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