Stabilité des talus : 2. Déblais et remblais

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3 (D c o o a. 30 m Fig. 30. 0,2 — avant écoulement plastique AP 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 „ . Sable 1 Au = Aa +a AT „ I — j oct oct ^ ' lAu • — Piezomètre dans l'axe O - Piezomètre à 10 m de l'axe - Comparaison des pressions interstitielles mesurées et calculées sous le remblai 195 Boston (USA). En exprimant AH en fonction de la hauteur du remblai d'une façon plus ou moins évidente selon les piézomètres, la «cassure» mentionnée par Hôeg est apparue. J. Burland (1972) a appliqué le modèle de Cambridge à l'évaluation des Au sous le remblai de New Liskeard. A partir des paramètres mécaniques de cisaillement (G,
tance au cisaillement le long du cercle est assez différente selon qu'elle est exprimée en contraintes totales ou en contraintes effectives. Afin de retrouver la valeur F = 1, le long du « cercle observé », on a recherché quelle devrait être la répartition des pressions interstitielles dans la zone sans mesures pour satisfaire cette valeur (fig. 33). Dans un premier temps, on a placé une répartition Au = yH, où y H représente le «poids du remblai» au niveau du terrain naturel; la valeur de F est encore trop élevée : F = 1,40. Pour atteindre une valeur très proche de 1, (F= 1,03), il a fallu entrer dans le calcul une répartition telle que L\u = 1,3 yH. Pressions calculées Fig. 33. — Calcul de stabilité en contraintes effectives le long du cercle « observé ». De telles valeurs locales d'excès de pressions interstitielles ne pourraient s'expliquer que par un effondrement de la structure du sol, hypothèse émise par N. R. Morgenstern et al. (1969) pour expliquer de brusques accroissements de pressions; on en a effectivement noté sur un piézomètre, lors des grands déplacements, au cours de la rupture de Narbonne (fig. 34). Concernant le remblai de Lanester, on a fait deux types de calculs de stabilité en contraintes effectives : 1. On a d'abord fait un calcul circulaire classique, recherchant la valeur minimale du coefficient de sécurité dans les conditions suivantes : Fig. 32. — Remblai de Narbonne; calculs en contraintes effectives, répartition de la résistance au cisaillement le long du cercle le plus défavorable. — le remblai a atteint la hauteur constatée lors de la rupture, mais on ne tient pas compte des fissures verticales qui y ont fait leur apparition; — les pressions interstitielles introduites dans le calcul sont les pressions mesurées lors de la rupture. H (m) 8 4 0 Lur idi Ma rdi Mere edi Je udi Vend redi Au (10" 2 kN/rr l 2 Au (10" ) 2 Au kN/rr 1 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0 / r / 1 en ébut de 1 UDture J rands acement! O " O a T. r~~ Fig. 34. — Accroissement de la pression interstitielle lors des grands mouvements. On trouve alors F mi„ = 1,46, le cercle correspondant étant par ailleurs sensiblement différent de la courbe de rupture observée. Sur le cercle de calcul reprenant la courbe de rupture dans le sol de fondation, on obtient une valeur plus forte encore : F =1,65 (fig. 35). Pour des hauteurs plus faibles du remblai le coefficient de sécurité calculé en contraintes effectives évolue selon la courbe de la figure 36; on note, d'une part une anomalie pour les hauteurs de remblai les plus importants (due à l'instabilité, dans ce cas, du calcul par la méthode de Bishop) d'autre part que les résultats sont proches de ceux obtenus pour le calcul en contraintes totales. En tout état de cause, le calcul, en contraintes effectives, lors de la rupture, ne rend compte du glissement ni en position de la surface de rupture, ni en valeur du coefficient de sécurité. 99
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