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Proceedings of the 18
th
International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, Paris 2013
Figure 4.Modèle global - Efforts axiaux dans les colonnes de transfert
(Valeur moyenne : 804 kN, Valeur maximale : 2680 kN) - Unité : N
La combinaison du critère de la contrainte maximale et de la
section comprimée est représentée dans le graphe M=f(N) de la
figure 5. Le critère de la contrainte moyenne est vérifiée par
ailleurs. C’est l’introduction des rotules plastiques qui permet
d’aboutir au respect des critères.
0
500
1000 1500
2000
2500 3000
3500
4000 4500
0
100
200
300
400
Vérification sous G
(kN)
(kN.m)
M xo( )
Ma
Mb
Mc
T
i 2
N xo( ) Na
Nb
Nc
T
i 3
Figure 5. Modèle global - Valeurs M, N des colonnes de transfert
(diamètre 1.2m)
Nous analysons ensuite la déformée du radier. L’introduction
des rotules plastiques en tête des colonnes de transfert conduit à
un état d’équilibre stable qui ne modifie pas la déformée globale
ni du radier, ni du bouchon, ce qui valide la vérification des
efforts. La répartition des tassements est cohérente avec la
descente de charges et les conditions géotechniques. En effet,
on observe une augmentation des tassements au niveau de la
partie Est, caractérisée par une remontée des silts profonds
lâches (cf. figure n°6). La valeur maximale calculée s’élève à 11
cm (valeur proche de la valeur de projet : 13cm).
Figure 6. Modèle global - Répartition des tassements sous le radier
(Valeur maximale bleu: 11cm, Valeur minimale rouge: 4cm) - Unité : m
Ce premier résultat a permis de fournir une carte des
différentiels de tassement, critère fondamental pour le
dimensionnement du radier. Ce critère est fixé à ∆W/∆L <
1/500
ème
. Seule une zone limitée du radier fait apparaître un
gradient compris entre 400 et 500. Cette zone a donc fait l’objet
d’une vérification particulière de la section béton-armé du
radier. Il a également été vérifié les tassements aux avoisinants.
Les calculs ont montré qu’ils sont d’amplitude modérée et que
le gradient reste supérieur à 500 et à 1000 au-delà de 15m de
distance à la paroi.
D’autre part, sont analysées les contraintes dans le bouchon
injecté. Il a été procédé à deux étapes de calcul pour mieux
simuler le phénomène physique de mise en tension du bouchon.
La première étape a consisté à élever volontairement la traction
de coupure dans le bouchon (Rc/2=3000 kPa), ce qui a permis
de localiser les zones en traction : deux zones limitées ont été
mises en évidences (traction inférieure à 50 kPa). La seconde
étape de calcul a consisté à annuler la tension de coupure dans
les zones en traction, ce qui a permis d’évaluer l’incrément de
déplacements verticaux. Cette étape simule l’apparition de
fissures dans les zones tendues du bouchon. On observe que les
incréments de déplacement sont très faibles (inférieurs au
millimètre) ce qui a permis de conclure que la fissuration
obtenue par l’absence de résistance à la traction ne modifie pas
l’état d’équilibre du système de fondation.
5 CONCLUSION
La modélisation numérique en 3 dimensions d’un système de
fondation pour un radier de 11500m² peut s’avérer complexe et
sa fiabilité toute relative sans vérification préalable.
Avant de simuler un modèle global, il est apparu
indispensable de simuler des modèles locaux dans des
configurations représentatives qui permettent de fiabiliser la
géométrie et le fonctionnement du système radier / colonne de
transfert / bouchon / sols.
Afin d’assurer la fiabilité des résultats, il est fondamental de
procéder à des itérations successives nécessaires au couplage du
modèle de structure avec le modèle de sol (couplage effort /
déplacement, c’est à dire ajustement de la raideur du sol).
Un effort particulier a été mené sur les modèles mécaniques
du sol, des éléments de structure et sur les liaisons entre
éléments afin de représenter au mieux les phénomènes
physiques. L’atteinte de cet objectif nécessite également des
tests et des vérifications.
Enfin, ce projet montre que la modélisation numérique en 3D
permet de représenter des phénomènes physiques qui n’auraient
pas pu être appréhendés « intuitivement » ou simplement par
une analyse 2D (forme des déformations du radier, effet des
liaisons des colonnes, effet de la traction de coupure dans le
bouchon). Le premier contrôle des tassements, effectué sur une
période de 12 à 18 mois depuis l’achèvement des bâtiments
(construction phasée et terminée au ¾ environ), confirme les
résultats obtenus par la modélisation 3D. Les mesures finales du
tassement permettront de mieux apprécier ces résultats.
6 RÉFÉRENCES
Itasca Consulting Group, Inc.2006. Fast Lagrangian Analysis of
Continua in 3 Dimensions, Minneapolis, Minnesota, USA.
Koscielny M., Briançon L., Dias D.,2007, Projet national A.S.I.RI,
Synthèse benchmark tranche 1, thèmes 1&4, CNAM, Paris
Bagagli Y., Vincens E., Fry J.J., 2010.a model for the computation of
engineering earth structures to a seismic motion. EJECE Volume 14
– No.5/2010, 599-616
Leroueil S., Magnan J.P., Taveans F. 1985. Remblais sur argiles molles.
Technique et Documentation Lavoisier, Paris.
Université Joseph Fourier, Laboratoire “3S”, 2006, Pratique éclairée des
éléments finis en Géotechnique, Les Modèles de comportement,
Marseille,
Cordary D., 1995, Mécanique des sols, Lavoisier, Paris
