Stabilité des talus : 2. Déblais et remblais

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
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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.
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