stabilite des pentes : MISE en ouevre des atalus et de la

MEMOIRE POUR L’OBTENTION DU DIPLOME DE MASTER

A L’INSTITUT INTERNATIONAL D’INGENERIE EN EAU ET ENVIRONNEMENT

OPTION: ROUTE ET OUVRANGE D’ART

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Présenté et soutenu publiquement le 19 janvier 2017 par

Checkna Hamallah DIALLO

Travaux dirigés par : Dr Abdou LAWANE

Jury d’évaluation du stage :

Président : Dr Adamah MESSAN

Membres et correcteurs :

Mr Cheick SORE

Dr Ing Angelbert Chabi BIAOU

Promotion [2014/2015]

STABILITE DES PENTES : MISE EN

ŒUVRE DES ATALUS ET DE LA

TERRE ARMEE DE L’ECHANGEUR DU

NORD DE OUAGADOUGOU

2

Mémoire de fin d’étude élaboré et soutenu par DIALLO Checkna Hamallah janvier 2017

STABILITE DES PENTES : MISE EN OUEVRE DES ATALUS ET DE LA TERRE ARMEE

DEDICACE

À mes parents DIALLO Zakaria et DIALLO Solange, pour le sacrifice

énorme consenti à ma formation;

À mes frères Mohamed et Malik DIALLO pour les encouragements

perpétuels, le soutien moral, et la joie qu’ils m’apportent;

À mon Directeur de mémoire Dr Abdou LAWANE , à Mr André

PIEYRE, Mr Eric LUCAS, Mr Nabil TOLBIX et Mr Hamza El

HALLAK pour leur soutien et leur générosité indéfectible

3



REMERCIEMENT

Ce travail aurait été impossible sans le concours de nombreuses bonnes volontés. Je tiens à

exprimer ma profonde gratitude à tous ceux qui par leurs conseils, leurs efforts et leurs savoir-faire

ont contribué au bon déroulement de ce stage et à la rédaction de ce mémoire.

C’est l’occasion pour moi de remercier :

La Direction de 2iE à travers son personnel administratif, son corps professoral et son

personnel d’appui pour tout l’engagement qu’on leur a connu durant les trois années de formation

et principalement pendant la période du stage ;

L’entreprise SOGEA SATOM à travers la personne de Mr Hamza El HALLAK mon

maitre de stage et mon directeur de mémoire Dr Abdou LAWANE pour sa disponibilité ;

Mon cousin DIALLO Adou, madame DIALLO Aïssata et ses enfants sans oublier

DIENOU Hervé pour la joie les conseils et leur soutien

Mes parents, frères et sœurs et toute la grande famille DIALLO;

Ma famille et tout particulièrement ma mère, DIALLO née DEMBELE Solange et mon

père DIALLO Zakaria, qui n’ont cessé de m’apporter leur soutien moral et leur prière.

Puisse le Seigneur, leur rendre au centuple ces bienfaits ;

Mes amis, Yaguibou Prudence, Aziz OUEDRAOGO, Estelle OUEDRAOGO, qui m’ont

toujours soutenu ;

Mes camarades et ami(e)s, pour leur présence à mes côtés;

Surtout le Seigneur notre DIEU sans lequel rien n’est possible

4



RESUME

Pour réduire les multiples accidents et les embouteillages aux heures de pointes le

gouvernement a opté pour la réalisation d’un échangeur entre le barrage 1 et le barrage 2 de

Ouagadougou. Ce projet facilitera l’accès à trois arrondissements de la ville qui sont

l’arrondissement 2, 3 et 4. Il sera composé de 10 ouvrages d’art dont les rampes seront faites

d’Atalus et de Terre Armée. Le projet va réaménager le barrage 1 et 2 par 4 ouvrages

hydrauliques et un déversoir améliorant le fonctionnement de ces derniers. Le nombre élevé

des rampes d’accès aux ouvrages d’art, la surélévation des voies de liaisons, et la nouveauté

des techniques de stabilisation des pentes (Terre Armée et Atalus) observées sur le projet, ont

poussé à faire une étude dans ce domaine d’où le thème «Stabilité des pentes : mise en œuvre

des Atalus et de la Terre Armée »

Ce présent rapport fait ressortir les techniques de stabilisation des pentes, la vérification de la

stabilité des Atalus, le dimensionnement de la terre armée et leur mise en œuvre. Pour la

réalisation efficiente d’un ouvrage en terre armée ou en Atalus, certains études et paramètres

sont à déterminer au préalable :

Reconnaissance des sols et matériaux

Choix de l’encombrement et hauteur du mur

Dimensionnement

Mise en œuvre

A la suite de nos calculs nous remarquons que nos valeurs obtenues après le dimensionnement,

sont sensiblement égales à celles du logiciel.

Mot clé : échangeur, ouvrage d’art, rampe, pentes, atalus, terre armée

5



ABSTRACT

To reduce multiple accidents and traffic congestion at peak times, the government opted for the

construction of an interchange between dam 1 and dam 2 in Ouagadougou. This project will facilitate

access to three boroughs of the city which are boroughs 2, 3 and 4. It will be composed of 10 structures

with ramps made of Atalus and Terre Armé. The project will rehabilitate dams 1 and 2 by 4 hydraulic

structures and a weir to improve the functioning of the latter. The extent of the access ramps to the

structures and the elevations of the connecting roads, as well as the novelty of the stabilization

techniques of the slopes (Terre Armé and Atalus) observed on the project, prompted a study in this

Where the theme "Stability of Slopes: Implementation of Atalus and Armed Earth"

This report highlights the techniques of slope stability, the verification of the stability of the Atalus, the

dimensioning of the armed earth and the implementation of the Atalus and the armed earth. In order to

achieve the construction of a reinforced earthwork or Atalus, certain studies and parameters have to be

determined beforehand:

soil and material recognition

choice of dimensions and height of the wall

dimensioning

Implementation

As a result of our calculations we notice that our values obtained after the dimensioning are substantially

equal to those of the software.

Keywords: interchange, structures, ramps, slopes, Atalus Terre armé

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LISTE DES ABREVIATIONS

OA : ouvrage d’art

OH : ouvrage hydraulique

VTD : voie tournant à droite

Wsup : le poids sur le massif

dPqv le bras de levier la

dPav : le bras de levier de la poussée de la terre derrière le massif

dWsup : bras de levier du massif renforcé

Mr/A : Moment renversant calculé par rapport au point A

Ms/A : Moment stabilisant calculé par rapport au point

OA : ouvrage d’art

OH : ouvrage hydraulique

BTP : bâtiment travaux public

7



CHAPITRE 1 : PROBLEMATIQUE GENERALE .........................................................................13

I. PRESENTATION DE L’ENTREPRISE SOGEA SATOM ................................................ 13

1. Les intervenants du projet .................................................................................................. 13

2. L’acteur principal projet : l’entreprise SOGEA SATOM............................................... 13

II. PRESENTATION DE L’ETUDE .......................................................................................... 15

1. Généralité ............................................................................................................................. 15

2. Description du projet dans son ensemble .......................................................................... 16

CHAPITRE II : BIBLIOGRAPHIE SUR LA STABILITE DES PENTES ET TALUS ...............19

1. Définition .................................................................................................................................. 19

2. Les techniques de stabilités des talus ..................................................................................... 19

CHAPITRE III : CONCEPTION DES ATALUS ET DE LA TERRE ARMEE ...........................24

A. les Atalus .................................................................................................................................. 24

1. Présentation du logiciel cartage ........................................................................................ 24

2. Les principes de calculs ....................................................................................................... 25

3. Résultat de calcul de dimensionnement avec le logiciel ....................................................... 27

4. Vérification de la stabilité ....................................................................................................... 27

B. Terre armée ............................................................................................................................. 36

1. Hypothèses pour les calculs ................................................................................................ 37

2. Le dimensionnement de la terre armée ................................................................................. 38

3. Définition de la section a étudié .............................................................................................. 40

3. Combinaisons d’action et coefficient de sécurité partiel .................................................. 43

5. stabilité externe ........................................................................................................................ 44

6. Stabilités internes .................................................................................................................... 53

CHAPITRE IV : LA MISE EN ŒUVRE DES ATALUS ET DE LA TERRE ARMEE ...............66

A. Atalus ....................................................................................................................................... 66

1. Vérification des hypothèses de calcul .................................................................................... 66

2. Semelle de réglage ................................................................................................................... 66

3. Pose du premier rang avec la pince spéciale (consignée) ..................................................... 66

4. Mise en place du remblai et compactage ............................................................................... 67

5. Pose de la première nappe de renforcement ......................................................................... 68

6. Pose des autres rangs .............................................................................................................. 68

7. Pose des éléments en courbe ................................................................................................... 69

B. la terre armée .......................................................................................................................... 71

1. fabrication des écailles ........................................................................................................ 71

2. Déchargement et stockage des éléments de montage ....................................................... 76

3. Mise en œuvre de la terre armée ........................................................................................ 77

BIBLIOGRAPHIE ...............................................................................................................................87

Annexe : résultat de Valdez .................................................................................................................88

8



LISTE DES FIGURES Figure 1 : la terre armée ..................................................................................................................... 19

Figure 2 : texosol ................................................................................................................................. 20

Figure 3 : terratrel ............................................................................................................................... 20

Figure 4 : le renforcement par inclusion géosynthétique ................................................................. 21

Figure 5 : clouages ............................................................................................................................... 22

Figure 6 : gabions ............................................................................................................................... 22

Figure 7 : murs en poids ..................................................................................................................... 23

Figure 8 : configuration pour le coefficient de sécurité minimal .................................................... 27

Figure 9 : représentation des Atalus .................................................................................................. 28

Figure 10: disposition des écailles formant la peau .......................................................................... 39

Figure 11 : coupes d’un mur .............................................................................................................. 41

Figure 12 : poussée statique des terres .............................................................................................. 42

Figure 13 : inclinaison de la poussée .................................................................................................. 43

Figure 14 : représentation des poussées à l'arrière du massif ......................................................... 45

Figure 15 : représentation de la poussée de la surcharge ................................................................ 46

Figure 16 : calculs des efforts à la base du massif ............................................................................ 52

Figure 17 : contrainte verticale au niveau des armatures ............................................................... 57

Figure 18 : détermination du coefficient de poussée des terres ....................................................... 58

Figure 19 : adhérences ........................................................................................................................ 59

Figure 20 : détermination du coefficient de frottement ................................................................... 63

Figure 21 : semelle de réglage ............................................................................................................ 66

Figure 22 : exemple de pose de la première couche des Atalus et la pince spéciale ...................... 67

Figure 23 : remblayage de la première couche ................................................................................. 67

Figure 24 : géosynthétique de renforcement ..................................................................................... 68

Figure 25 : exemple de pose des Atalus à deux couches ................................................................... 69

Figure 26 : pose de mur convexe ........................................................................................................ 69

Figure 27 : mur à angle droit convexe ............................................................................................... 70

Figure 28 : pose mur concave ............................................................................................................. 70

Figure 29 : mur à angle droit concave ............................................................................................... 71

Figure 30 : moule d'écaille démonté .................................................................................................. 72

Figure 31 : moule d'écaille près à être coulé ..................................................................................... 73

Figure 32 : un exemple de ferraillage d'écaille ................................................................................. 74

Figure 33 : goujon et rondelle ............................................................................................................ 75

Figure 34 : le Géomega ....................................................................................................................... 75

Figure 35 : ancre de levage et sa réservation jetable ........................................................................ 76

Figure 36 : plots PPDM....................................................................................................................... 77

Figure 37 : réalisation de la semelle de réglage ................................................................................ 77

Figure 38 : procédure de levage des écailles ..................................................................................... 78

Figure 39 : le gabarit et la mise en place d'une écaille ..................................................................... 79

Figure 40 : alignement, calage et blocage pour la continuation pour plutard ............................... 80

Figure 41 : remblayage de la première ligne d'armature ................................................................ 82

Figure 42 : deuxième couche de remblayage .................................................................................... 83

Figure 43 : pose de la première rangée d'écaille ............................................................................... 83

Figure 44 : remblayage de la première rangée d'écaille .................................................................. 84

Figure 45 : pose de la deuxième rangé d'écaille ................................................................................ 84

9



LISTE DES TABLEAUX

Tableau 1: tableau récapitulatif des différents ouvrages ................................................................. 17

Tableau 2 : coefficient de pondération .............................................................................................. 25

Tableau 3 : caractéristiques géotechniques des sols ......................................................................... 26

Tableau 4 : tableau d'estimation des espacements verticaux .......................................................... 30

Tableau 5 : tableau récapitulatif des caractéristiques des matériaux ............................................ 30

Tableau 6 : tableau récapitulatif des calculs de poussée ................................................................. 33

Tableau 7 : tableau des coefficients de sécurité ................................................................................ 34

Tableau 8 : coefficient de pondération .............................................................................................. 43

Tableau 9 : coefficient de sécurité partiel.......................................................................................... 44

Tableau 10 : tableau récapitulatif calcul avec combinaison fondamentale 1 et gamma max ....... 48

Tableau 11 : tableau récapitulatif calcul avec combinaison fondamentale 2 et gamma min ....... 49

Tableau 12 : tableau récapitulatif calcul avec combinaison fondamentale 3 et gamma max ....... 50

Tableau 13 : tableau récapitulatif des calculs de la stabilité interne avec gamma max ................ 59

Tableau 14 : tableau récapitulatif des calculs de la stabilité interne avec gamma min ................ 60

Tableau 15 : tableau récapitulatif des calculs de l'adhérence avec le gamma max ....................... 63

Tableau 16 : tableau récapitulatif des calculs de l'adhérence avec le gamma min........................ 64

Tableau 17 : tableau récapitulatif des calculs de l'armature........................................................... 65

10



AVANT PROPOS

La question de l’opérationnalité et la performance des étudiants à la fin de leur étude est

une préoccupation majeure pour les écoles et instituts de formation professionnelle. Pour cela

toute formation sérieuse doit être appuyée d’étude de projets réels et de stages pratiques. C’est

dans ce cadre que le programme pédagogique de l’Institut International d’Ingénierie de l’Eau

et de l’environnement (2iE) exige à la fin du cycle de Master, un semestre pour le travail de

mémoire de fin d’étude. Ce travail, peut être réalisé soit en Entreprise, soit en laboratoire ou

encore dans tout autre organisme.

C’est dans le cadre de ce mémoire que nous avons effectué un stage à SOGEA SATOM

sur le thème « stabilité des pentes : mise en œuvre des Atalus et de la terre armée »

11



INTRODUCTION

L’accroissement de la démographie entraine une construction massive des maisons

d’habitation dans les villes. Il contribue ainsi à l’augmentation de la circulation entrainant des

embouteillages aux points critiques des routes. Il faut alors trouver une solution pour rendre la

circulation de la population plus fluide tout en exploitant un minimum d’espace. Il est donc

nécessaire de réaliser des voies à niveau comme les échangeurs et les ponts. Pour éviter le

blocage de la circulation lors du passage d’un train, il y a nécessité de construire des voies de

passage inférieur et des voies de passage supérieur. Il est donc nécessaire de maitriser le sol de

fondation afin de pouvoir ériger ces ouvrages de franchissement.

Le nord de la ville de Ouagadougou est une zone qui connait de fréquents

embouteillages aux heures de pointes. Dans le souci de rendre fluide la circulation au niveau

du pont de Baskouy (entre les barrages N° 1 et N° 2), le gouvernement burkinabé a décidé de

construire un échangeur dénommé « Echangeur du Nord ».

Cette infrastructure routière sera composée de voies à passage supérieur qui nécessite la

réalisation de 18 000 m2 d’Atalus, de 11 000m2 de terre armée, de 15km de voirie et de 10

ouvrages d’art.

La mise en œuvre de la terre armée est peu maitrisée par les entreprises burkinabè car

on compte peu d’ouvrages réalisés avec cette technique (les trois échangeurs de la capitale).

Les Atalus n’ont jamais été mis en œuvre au Burkina. La réalisation de ce type d’ouvrage sur

l’échangeur du nord sera donc une première qui pourrait être un chantier école pour la main

d’œuvre burkinabè.

Il est donc nécessaire que les ingénieurs et entrepreneurs burkinabè s’intéressent à la

conception et à l’exécution de cette infrastructure confiée à une multinationale étrangère

(SOGEA SATOM). C’est dans ce cadre que s’inscrit notre mémoire de fin d’étude dont le

thème est « Stabilité des pentes : mise en œuvre des Atalus et de la Terre Armée de l’échangeur

du nord».

Il a pour objectif de vérifier le dimensionnement des ouvrages de soutènement (terre

armée et Atalus) et de décrire les étapes de controle l’hors de la mise en œuvre.

Ce présent rapport est composé de quatre chapitres:

- Le premier chapitre présente la structure d’accueil du stage, le projet dans son ensemble

et la méthodologie d’étude ;

- Le deuxième chapitre traite de la bibliographie sur les techniques de stabilisation de

pentes ;

12



- Le troisième chapitre présente les résultats de la conception des Atalus et la terre armée

avec les logiciels Valdez et Cartage puis la vérification de la stabilité des Atalus et le

dimensionnement à la main ;

- Le quatrième chapitre exposera les techniques de mise en œuvre des Atalus et de la terre

armée.

13



CHAPITRE 1 : PROBLEMATIQUE GENERALE

I. PRESENTATION DE L’ENTREPRISE SOGEA SATOM

1. Les intervenants du projet

Le projet de construction de l’échangeur du Nord est financé en partie par le budget de

l’Etat sous la forme d’un partenariat public-privé, avec un pool de bailleurs conduit par la Bank

Of Africa (BOA).

Les principaux intervenants sont identifiés comme suit :

Maître d’Ouvrage : Ministère des Infrastructures, du Désenclavement et des Transports

Maître d’Ouvrage délégué : Direction Générale des Ouvrages d’Art (D.G.O.A) – Zone

industrielle de Gounghin 03 BP 7011 Ouagadougou 03 Burkina Faso,

Tél. : + 226 25 32 62 03

Maître d’œuvre (CONTROLE ET SURVEILLANCE DES TRAVAUX) : AGEIM

Ingénieurs Conseils 10 BP 13478 OUAGADOUGOU 10

Tél: 00226 25 36 91 98/25 36 97 11 - Fax: 00226 25 36 34 03

E-mail: [email protected] RCCM : BFOUA 2000B 649 - IFU n000001140M

Banque: Bank Of Africa – Burkina Faso.

2. L’acteur principal projet : l’entreprise SOGEA SATOM

2.1. L’entreprise sur le plan international

L’entreprise SOGEA SATOM fait partie du groupe VINCI ; elle est née de la fusion de

deux (02) entreprises : SOGEA et SATOM.

Le groupe VINCI est subdivisé en quatre (4) grands sous-groupes:

VINCI concessions,

VINCI Énergies,

EUROVIA,

VINCI constructions.

L’entreprise SOGEA SATOM est la filiale internationale du sous-groupe VINCI

constructions en Afrique.

Le groupe VINCI a été en 2001, le premier groupe mondial de concession, de

construction et de services associés.

Quelques chiffres clés du groupe VINCI :

14



‐ 127 000 salariés environ.

‐ 2 500 implantations.

‐ près de 100 000 chantiers par an dans plus de 80 pays.

‐ 17,6 milliards d’euros de chiffres d’affaires.

‐ 1 067 millions d’euros de résultat d’exploitation.

‐ 478 millions d’euros de résultat net.

‐ 5 milliards d’euros de capitalisation boursière.

‐ L’action VINCI fait partie des indices CAC 40, Euronext100, Dj Euro Stoxx et Next

Prime.

Historique de l’entreprise en Afrique

L’aventure africaine de SOGEA SATOM commence dès 1930, au Maroc, avec

l’ouverture de l’usine Sidi Bouknadel et la fourniture des premiers tuyaux d’adduction d’eau

de Rabat. Elle se poursuit en plein cœur du continent africain en 1948, lorsque SOGEA

s’implante au Gabon, puis en 1951, avec la signature des premiers contrats de travaux routiers

de SATOM, au Niger et au Tchad. En 1967, une fusion avec une autre filiale de

SAINRAPTETBRICE apporte de nouvelles implantations au Cameroun, au Tchad et en

Algérie, et permet une orientation vers de grands chantiers.

Aujourd’hui, SOGEA SATOM confirme sa place parmi les chefs de file des entreprises

internationales du BTP en Afrique. Elle est présente dans 26 pays du continent africain, divisé

en 4 grandes zones : Maroc, Afrique de l’Ouest et Madagascar, Afrique centrale et de l’Est,

Région Équateur.

Domaines d’activités

Elle est spécialisée dans le domaine des travaux publics et du bâtiment. En termes de

pourcentage et de chiffres d’affaire, ses activités peuvent s’estimer comme suit :

‐ Travaux Routiers et Terrassements : 50% des parts ;

‐ Travaux Hydrauliques et Environnement : 20%

‐ Génie Civil : 20%

‐ Bâtiment : 10%

Moyens humains

De par ses diverses activités, SOGEA SATOM emploie environ 10 000 personnes en Afrique

dont environ 200 expatriés.

15



Moyens Matériels

Elle dispose d’un important parc de matériels de 250 000 Millions de Francs CFA

environ. Elle est aujourd’hui l’une des entreprises françaises les mieux connues en Afrique dans

le domaine des BTP.

Quelques indicatifs de l’Entreprise :

‐ Vision Stratégique : Contribuer au développement des infrastructures du monde.

‐ Valeurs proclamées: Loyauté; Professionnalisme; Solidarité; Ambition; Responsabilité;

Sécurité ; Courage.

2.2. L’agence SOGEA SATOM Burkina

L’agence du Burkina Faso compte environ 365 employés répartis suivant les corps de

métiers suivants : topographe, maçon, manœuvre, menuisier, ferrailleur, poseur, magasinier,

conducteur d’engin, de véhicule, plombier, gardien, cuisinier. Le personnel d’encadrement

(locaux et expatriés) compte une vingtaine d’agents. Ce personnel est variable suivant les

chantiers et les besoins de l’entreprise.

Fiche d’identité de l’Entreprise

La représentation de SOGEA SATOM s’identifie comme suit :

‐ Raison Sociale: SOGEA SATOM Burkina

Email : [email protected]

‐ Siège social : Burkina Faso Zone Industrielle de Gounghin

‐ N°RC.C.M : BFOUA 2000B 2001/ N° IFU 79300148Z

‐ Adresse : 01BP 571 Ouagadougou01

Tel: (226) 503428 31

Fax: (226) 50 34 31 91

II. PRESENTATION DE L’ETUDE

1. Généralités

Le projet de construction de l’échangeur du Nord s’inscrit dans le cadre des stratégies

développées par l’État burkinabè en vue d’assurer la fluidité du trafic urbain en particulier de

la ville de Ouagadougou.

Son aménagement vise à permettre une bonne structuration du réseau de voiries urbaines

de la ville de Ouagadougou. Il permet aussi de fluidifier la circulation sur certains axes routiers

16



réputés denses, notamment la route nationale qui relie Ouagadougou à Ouahigouya au nord du

pays.

Ce projet permettra :

‐ d’améliorer la circulation à l’intérieur de Ouagadougou, plus précisément mettre fin aux

bouchons sur le pont de Baskuy et favoriser l’accès aux zones situées dans le nord de la

capital ;

‐ d’obtenir un gain de temps considérable pour les usagers;

‐ d’accroître la sécurité routière;

‐ de contribuer à améliorer le bien-être et la productivité des habitants de la capitale ;

‐ de faciliter le déplacement des populations des communes de Signoghin, Baskuy,

Nongremassom, Kamboisin, etc. qui ont une population de plus de 800 000 habitants.

‐ d’intégrer la RN22;

‐ d’assurer un meilleur fonctionnement des barrages N°1 et N°2;

‐ de définir les aménagements nécessaires pour permettre les passages à niveau aux

intersections du chemin de fer Ouagadougou- Kaya avec la RN02 et la RN22.

2. Description du projet dans son ensemble

Il s’agira pour nous d’exposer le projet dans son ensemble, après avoir situé sa zone

d’exécution.

17



a. Situation géographique du site du projet

Située au nord-ouest du pays, la construction de l’échangeur s’effectue sur la RN22,

reliant Ouagadougou à Ouahigouya.

Les quartiers principalement concernées sont: Les secteurs 8 (Hamdalaye) et 9 (Kolog-

Naba) dans le 2ème arrondissement ; les secteurs 14 (Nonsin) et 16 (Tampouy) dans le 3ème

arrondissement et le secteur 17 (Tanghin) dans le 4ème arrondissement.

b. Objectifs des travaux à réaliser

Le projet de construction de l’échangeur du Nord s’étend sur une période de trente- six

(36) mois, à compter de la date de démarrage du 26/12/15. L’effectif moyen de la main-d’œuvre

est d’environ huit-cent (800) personnes.

Le chantier comprend une jonction avec la RN22 et la réalisation d’un carrefour

principal à quatre (04) nœuds.

Les principaux points du travail à réaliser sont les suivants:

Réalisation de dix (10) ouvrages d’art, d’un canal de dérivation, de quatre (04) ouvrages

hydrauliques et de murs de soutènement en Terre Armée et en Atalus ;

Aménagement de la voierie de la zone de l’échangeur ;

Construction et réhabilitation du réseau d’assainissement ;

Reconstruction du barrage n°1 de Ouagadougou (digue, déversoir et canal de

restitution).

Quelques données chiffrées :

‐ Dimensionnement des ouvrages :

Tableau 1: tableau récapitulatif des différents ouvrages

‐ Les réalisations des ouvrages de terrassements, voiries, etc., sont estimées à :

OA 1 à 10 Quantités estimatives

OH 1 à 4 Quantités estimatives

Béton (m3) Béton (m3) Acier (kg)

OA 1 1 875 OH1 OH1 4 980 697 200

OA 2 1 245 OH 2 OH 2 4 930 690 200

OA 3 450 OH 3 OH 3 3 160 442 400

OA 4 820 OH 4 OH 4 6 680 935 200

OA 5 1 130 135 600 Déversoir

+ canal

Quantités estimatives

OA 6 1 150 138 000 Béton (m3) Acier (kg)

OA 7 1 190 142 800 Seuil 811 46 360

OA 8 1 530 183 600 Déversoir 2 059 161 500

OA 9 1 070 128 400 Canal 8 800 704 000

OA 10 815 97 800

18



15 km de voiries

18 000 m2 d’Atalus

11 000 m2 de Terre Armée

850 000 m3 de remblais

Les Atalus et la terre armée font l’objet de notre étude. La terre armée permet de relier

l’OA3 et OA4 ainsi que les rampes d’accès à l’OA3, l’OA4 et l’OA1. Les rampes d’accès à

l’OA9 sont réalisées par les Atalus ainsi que la mise en œuvre de la voirie en hauteur.

III. METHODOLOGIE DE L’ETUDE

- bibliographie sur les techniques de stabilité de pentes

Dans cette partie on exposera les techniques de stabilité

- Le troisième chapitre présente les résultats de la conception des Atalus et la terre

armée avec les logiciels « Valdez et Cartage » et le redimensionnement de la terre

armée ainsi que la vérification de la stabilité des Atalus;

Dans cette partie, est abordée la vérification de la stabilité du mur Atalus ensuite un

redimensionnement de la terre armée.

- Le quatrième chapitre exposera les techniques de mise en œuvre des Atalus et de

la terre armée.

Ce chapitre présente la mise en œuvre des Atalus et de la terre armée.

19



CHAPITRE II : BIBLIOGRAPHIE SUR LA STABILITE DES PENTES ET TALUS

1. Définition

Un Atalus est un mur de soutènement qui peut être végétalisé. Il est composé de pierre

atalus, de géotextile et de remblai. Il peut prendre toute trajectoire désirée (alignement droit ou

courbe) avec des pentes comprises entre 65° et 85°,

Selon (1) la terre armée est un matériau composite formé par l’association de terre, de peau en

béton armé en forme de croix et d’armature constitué le plus souvent des bandes métalliques

ou synthétiques susceptibles de supporter des efforts de traction important par effet de

frottement terre-armature.

2. Les techniques de stabilité des talus

Pour la stabilité des talus (2) il existe deux techniques : il y a la stabilisation par amélioration

des caractéristiques mécaniques et la stabilisation des terres par soutènement.

Stabilité par amélioration des caractéristiques mécaniques : elle est obtenue par ajout dans

le massif d’éléments mécaniquement plus performants que le sol lui-même, donnant à celui-ci

une meilleure résistance au cisaillement. On peut citer :

- La Terre Armée qui est une association d’armature métallique, de remblai et de

parement en béton appelé écaille

Figure 1 : la terre armée

20



- Le Texsol qui est un mélange de sol (sable) et de fils textiles tridimensionnel.

Figure 2 : texosol

- Le TerraTrel qui est un parement léger constitué d’un treillis métallique relié à

des armatures en acier

Figure 3 : terratrel

- Le renforcement par inclusion géosynthétique qui est un procédé utilisé pour

améliorer les caractéristiques mécaniques du sol en mettant le géotextile par

couche d’une certaine épaisseur. Le géotextile est un tissu dont au moins un de

ses constituants est à base de polymère synthétique. (figure 4)

21



Figure 4 : le renforcement par inclusion géosynthétique

- Le Cloutage de sol qui est une technique d’amélioration par foration du massif

et mise en place d’armature. Cette technique a l’avantage d’être appliquée lors

de la réalisation de raidissage de talus dans le cas des déblais

-

22



Figure 5 : clouages

Stabilité des terres par un soutènement : cette technique consiste à construire une

paroi ou un mur qui va s’opposer à la poussée des terres.

- Les murs en gabion constitué de casiers fait de solide fil de fer en forme de

parallélépipède rempli de sable ou de cailloux superposé pour former le mur.

Le gabion vient du mot italien « gabbione » qui signifie grosse cage.

Figure 6 : gabions

- Le mur en poids est une maçonnerie, fait de pierres sèches, de gabions, en

béton armée, en moellons ou en brique, qui a pour principe de s’opposer à la

poussée des terres par le poids de la maçonnerie du soutènement.

23



Figure 7 : murs en poids

- Le mur en L est composé généralement de béton armé. Il est composé d’une

paroi verticale perpendiculaire à la semelle. Il s’oppose au renversement du

mur par le poids du sol qui est sur la semelle.

24



CHAPITRE III : CONCEPTION DES ATALUS ET DE LA TERRE ARMEE

A. les Atalus

1. Présentation du logiciel cartage

Le logiciel cartage utilise la méthode de calcul des talus raidis renforcé par géotextile

conforme aux recommandations.

L’emploi des géotextiles dans le renforcement des ouvrages en terre. Cette méthode

permet de déterminer les efforts mobilisés dans les géotextiles tout en tenant compte de ses

caractères d'extensibilité et de son comportement avant rupture du système géotextile-sol. Ceci

permet d’évaluer les déformations engendrées dans les renforcements, et les déplacements

globaux correspondants, dans les lits de géotextile. Ces déplacements théoriques calculés

permettent de borner la déformation de l'ouvrage, bien qu'il ne s'agisse pas d'un calcul effectif

en déformations, car aucune loi de comportement en déformation n'est prise en compte dans le

sol.

Trois étapes définissent la procédure de calcul :

Première étape choix du type de sollicitations engendrées dans le géotextile en fonction de la

mise en œuvre, et de la durée de la mise en service de l'ouvrage. Le logiciel permet de prendre

en compte un champ de déplacements le long de la surface de calcul considérée par l'utilisateur.

Celui-ci peut introduire des déplacements locaux au droit de chaque lit géotextile sous forme

d'un rapport du déplacement local au déplacement de référence du massif pris en tête de la

surface de calcul. Dans la pratique ces rapports peuvent être déterminés par la méthode de

construction employée. Pour les ouvrages de soutènement construit couche par couche, en

général une distribution trapézoïdale des déplacements locaux est considérée.

Deuxième étape étude du comportement et de l'équilibre de chaque inclusion sous l'effet des

sollicitations imposées à l'ouvrage. A partir des lois de comportement en traction des géotextiles

et en frottement sol-géotextiles introduites par le projeteur comme données, le logiciel calcule

les efforts engendrés par le déplacement local théorique évalué à l'étape précédente. Pour cela,

il est supposé que l'action du déplacement local sur le renforcement crée une traction due à

l'élongation du géotextile sous l'effet du déplacement local. Le calcul des efforts en traction

25



induits par l'élongation du géotextile sous l'effet d'un déplacement local est réalisé au moyen

d'un calcul en déplacements s'inspirant de la méthode développée par Frank et Zaō (1982).

Troisième étape étude de l'équilibre global de l'ouvrage. A ce stade, le calcul de l'équilibre

local des renforcements a conduit aux éléments de réduction du torseur des forces au point

d'intersection des géotextiles et de la surface de calcul considérée. Ces efforts sont alors

introduits dans les trois équations d'équilibre statique du massif avec les Hypothèses de la

méthode des perturbations. A ce niveau, aucun coefficient de sécurité n'est pris en compte sur

les efforts dans les géotextiles : le coefficient de sécurité désiré sur les caractéristiques de

résistance au cisaillement du sol est fourni par le projeteur, et le logiciel CARTAGE évalue

pour ce coefficient de sécurité les efforts dans les géotextiles au droit de la surface de calcul,

ainsi que le coefficient de sécurité vis-à-vis de l’interaction axiale sol-géotextile (travail en

ancrage).

2. Les principes de calculs

Selon (3) le dimensionnement des Atalus est fait

2.1. Méthode de calcul et coefficient de pondération

L’analyse de la stabilité mixte cherche à étudier des ruptures important pour le massif

renforcé et le sol en arrière. Les calculs sont faits par TENCATE GEOSYNTHETICS France

S.A.S et réalisés selon la méthode des tranches de bishop avec des surfaces de glissements

circulaires pour une hauteur maximale de 8,4m et une inclinaison du parement par rapport à

l’horizontale de 69.4° prédéterminé. Les calculs de dimensionnement sont menés en prenant

en compte les normes NF P 94-270 et XP G 38063 issues de l’eurocode.

Tableau 2 : coefficient de pondération

paramètre coefficient de

pondération

valeur du

coefficient à

considérer

poids des structures γGmax 1,0

poids des sols γG 1,0

surcharge variable γQ 1,3

angle de frottement interne des sols γϕ' 1,25

cohésion effectif des sols γC' 1,25

résistance à la traction des

éléments de renforcements

γM,t 1,25

facteur d'interaction

sol/renforcement

γM,f 1,1

26



Il faut que le coefficient global soit supérieur ou égal à 1 pour assurer la stabilité

2.2.Hypothèse de calcul de supplémentaires

Les caractéristiques géotechniques des sols obtenus à partir des études des matériaux

Tableau 3 : caractéristiques géotechniques des sols

type de sol Nature poids volumique cohésion angle de

frottement

remblai renforcé par

géosynthétique

remblai

graveleux

latéritique

ϒ=21kN/mᶟ C'=0kPa ϕ'=35°

matériaux en arrière du

remblai renforcé et sol

d'assise

remblai

graveleux

latéritique

ϒ=21kN/mᶟ C'=0kPa ϕ'=35°

2.3. Géosynthétique

Le coefficient partiel sur le géosynthétique selon la norme XP G 38064

𝑅𝑡;𝑑 =𝑅𝑡;𝑘

𝛾𝑀;𝑡Г𝑓𝑙𝑢Г𝑣𝑖𝑒𝑙Г𝑖𝑛𝑠𝑡𝑎𝑡

Avec Rt;k résistances en traction à court terme

γM;t coefficient de sécurité partiel sur la résistance des éléments de renforcement

Гflu coefficient partiel lié au fluage du matériau : durée de service de 100ans, température

moyenne de 30°C Гflu=1.48

Гviel coefficient partiel lié au vieillissement du polymère : durée de service de 100ans,

température moyenne de 30°C, 4≤PH≤8 Гviel=1,18

Гinstal coefficient partiel lié à l’endommagement lors de la vise en œuvre, conditions de mise en

œuvre considérées comme « sévères » au sens de l’annexe C de la XP G 38 064 Гinstal=1.5

2.4. Surcharge

Surcharge de trafic pris en compte comme une surcharge uniformément répartie sur 10m de

large en tête de la plate-forme (y/c) pondérations : 20Kpa

27



2.5. Niveau d’eau

La nappe n’a pas été prise en compte ici car l’ouvrage est hors eau et une remonter d’eau

ne se fait pas remarquer

3. Résultat de calcul de dimensionnement avec le logiciel

Apres le dimensionnement il est retenu que le Géolon PET 150 est maintenu. Pour la

stabilité de l’ouvrage ce sera 12 nappes de 5,15m de renforcement. L’espacement vertical entre

les nappes est de 0.72 m (3 éléments Atalus) sur tout le mur excepté les deux premiers lits pour

lesquels il est de 0.48m (2 éléments Atalus).les deux images suivantes présentes la ligne de

rupture globale et la ligne de rupture sur un lit d’armature de géotextile.il est maintenu que le

coefficient global de sécurité est de 1,15

Figure 8 : configuration pour le coefficient de sécurité minimal

Remarque

Les résultats fournis dans cette note technique ont été établis en fonction des données à la

disposition de la structure chargée du dimensionnement et sont issus d’un calcul de pré

dimensionnement.

4. Vérification de la stabilité

4.1. Généralités

Il est prévu de réaliser un soutènement qui sera réalisé en éléments ATALUS « 120 »

renforcés par géotextiles. La hauteur du soutènement sera de 8,40 m.

Le sol à l’arrière du soutènement sera constitué de Remblais techniques compactés et renforcé

par des nappes de géotextiles de résistance 150kN. Néanmoins, par sécurité, nous allons

considérer dans nos modélisations une surcharge répartie en tête du soutènement de 20kpa

appliquée à 1,0 m du parement.

28



4.2. Documents transmis

Les éléments de base utilisés dans le cadre de cette étude sont : Coupe de principe du

mur de soutènement et pré étude réalisée par ATALUS dont les caractéristiques principales

sont résumées dans le schéma ci-après.

Figure 9 : représentation des Atalus

4.3. Données géométriques et géotechniques

a. Géométrie de l’ouvrage

Le mur de soutènement en élément modulaires de type ATALUS 120 est dimensionné selon

les éléments suivants à partir du profil présenté ci-dessus.

Hauteur maximale = 8,40 m (hors sol 8,20 m)

Remblai technique compacté,

12 atanappes en PET de 5,45 m de longueur,

Résistance à la traction des nappes 150 kN,

Espacement vertical entre lits est de : 0,48m (équivalent de 2 Atalus entre les 2 premiers

lits) et 0,72 m (3 élément Atalus pour le reste) ,

Fruit : f = 69.4°,

Surcharge en tête = 20kPa

29



b. Vérification de la longueur transversale du massif renforcé

A titre indicatif, un massif renforcé avec un parement vertical ou à fruit, aura

généralement une largeur transversale de l’ordre de 0,7 Hm (Hm étant la hauteur mécanique

moyenne). On a dans le soutènement envisagé :

0,7*8.4=5,88 mais avec la spécificité du remblai sur ce chantier le coefficient 0.7 est réduit à

0.6 donc 0.6*8.4=5.04

5.04m pour le renforcement utile et 5.15m retenu

Les longueurs des nappes prévues sur le mur est de 5.45m plus les 0,30m de

recouvrement sous les Atalus, ce qui est vérifié car on a une longueur au regard de la norme

NFP 94-270.

c. vérification des changements de longueur de nappe

Au regard de la norme NFP 94-270, afin de conserver au massif l’aspect d’un bloc de

forme régulière, il convient que les changements de longueur entre lits soient progressifs et peu

accentués. Elle indique ainsi que les changements de longueur de nappe doivent être inférieurs

à 0,15 Hm, soit ici 0,60m.

Dans la configuration du projet, la longueur des nappes prévue sera de 5.45m en partie

supérieure du mur et de 5,45 m en partie basse. Le changement de longueur de la nappe est

donc de 0,0 m. Cette vérification est donc assurée. Ce choix est fait juste pour faciliter la mise

en œuvre.

d. Vérification de l’espacement relatif entre les nappes

l’espacement vertical des lits de renfort est habituellement compris entre 0,20 et 0,80

m pour permettre de garder au massif renforcé son caractère de matériaux composite

et satisfaire les conditions courantes de stabilité mixte

L’espacement relatif maximal Sv/Hm des lits est fonction du rapport Linf/Hm.

Linf/Hm=5.45/8.4=0.64 qui est compris entre 0.55 et 0.65 signifie que

Sv/hm ≤1/6

Sv≤hm×1/6=8.40×1/6=1.4m avec l’espacement vertical est compris entre 0,2 et 0,8

Tableau Ouvrages "classiques" réalisés en remblai de classe 1 ou 2 - Espacement

vertical maximal conseillé des renforcements

30



Tableau 4 : tableau d'estimation des espacements verticaux

Longueur relative des

renforcements Linf/hm

Espacement vertical relatif

maximal Sv/hm

Linf/hm ≤ 0,55 ≤1/8

0,55 < Linf/hm≤ 0,65 ≤ 1/6

0,65 < Linf/hm ≤ 0,75 ≤ ¼,5

0,75 < Linf/hm

Pour une valeur de 0,75 < Linf/hm, l’espacement vertical relatif maximal Sv/hm n’est

pas défini par la norme NF P 94-270.

Nous validons donc les espacements proposés car cette configuration est sécuritaire

(prise en compte du séisme).

e. données géotechniques

Les propriétés et caractéristiques mécaniques des sols en place au droit du projet ne nous

ont pas été communiquées. Dans la suite de l’étude, nous allons déterminer les caractéristiques

intrinsèques

minimales des sols en place permettant de garantir la stabilité du mur. Les caractéristiques

intrinsèques des différentes formations prises en compte pour le dimensionnement du mur sont

résumées dans le tableau suivant. Il s’agit d’un modèle géotechnique prise comme hypothèse

(à vérifier) :

Tableau 5 : tableau récapitulatif des caractéristiques des matériaux

type de sol nature poids

volumique cohésion

angle de

frottement

remblai renforcé

par géosynthétique

remblai

graveleux

latéritique

γ=21kN/m3 C'=0Kpa 35

matériaux en

arrière du remblai

renforcé et sol

d'assise

remblai

graveleux

latéritique

γ=21kN/m3 C'=0Kpa 35

31



f. Données hydrogéologiques

Le rapport d’étude ne mentionne aucune venue d’eau sur site. Cependant, afin d’éviter

toute accumulation d’eau liée aux intempéries derrière le mur, il est nécessaire de mettre en

place un remblai technique drainant. En effet, une accumulation d’eau derrière le mur pourrait

provoquer des efforts de poussées supplémentaires non pris en compte dans le

dimensionnement.

g. Données sur les efforts de poussée

D’après les informations données ci-dessus, il est possible de calculer :

Coefficient de poussée du sol :

𝑘𝑜 = 1 − sin (∅ ×𝜋

180) = 1 − sin (35 ×

𝜋

180) = 0,426

𝑘𝑎 = tan (𝜋

4−

∅

2×

𝜋

180) = tan (

𝜋

4−

35

2×

𝜋

180) = 0,271

Effort de poussée du sol sur le massif : le remblai derrière le mur de soutènement

exerce une poussée sur ce dernier. Cette force est déterminée par :

𝑃𝑎 =1

2𝑘2𝑦 × 𝐻𝑚

2 × 𝛾 =1

20,248 × 8,42 × 21 = 183,42

Pa = 183,42 kN/m de massif.

Effort de poussée des charges d’exploitation sur le massif :

𝑃𝑞 = 𝐾2𝑦 × (𝐻1 + 𝐻2) × 𝑞 = 0,238 × (8,98 + 0,5) × 20 = 45,12𝑘𝑁/𝑚𝑙

Calcul de Rv et Rh

Sol massif (le massif renforcé par géosynthétique)

𝑊𝑚 = 𝐻1 × 𝛾1𝑚𝑎𝑥 × 𝑙 = 8,4 × 21 × 5,45 = 961,38𝑘𝑁/𝑚𝑙

Calcul de la poussée des terres à l’arrière du massif

𝑃𝑎 =1

2𝑘2𝑦 × 𝑦2 × 𝛾2 =

0,248 × 8,42 × 21

2= 183,738𝑘𝑁/𝑚𝑙

Calcul de la poussée due à la surcharge a l’arrière du massif

La surcharge est semi-infinie et notée Pq elle est déterminée avec le coefficient K2y qui est

relatif à la plateforme.

32



𝑃𝑞 = 𝐾2𝑦 × (𝐻1 + 𝐻2) × 𝑞 = 0,248 × (8,4) × 20 = 41,664𝑘𝑁/𝑚𝑙

Part vertical de la poussée du sol sur le massif

𝑃𝑎𝑣 = 𝑃𝑎 (sin 𝛿𝑝 ×𝜋

180) × 1,35 = 245,975 × sin (14,55 ×

𝜋

180) 1,35 = 83,42𝑘𝑁/𝑚𝑙

Part horizontal de la poussée du sol sur le massif

𝑃𝑎ℎ = 𝑃𝑎 (cos 𝛿𝑝 ×𝜋

180) × 1,35 = 245,975 × cos (14,55 ×

𝜋

180) 1,35 = 238,08𝑘𝑁/𝑚𝑙

Part horizontal de la poussée de la surcharge q

𝑃𝑞ℎ = 𝑃𝑞 (cos 𝛿𝑝 ×𝜋

180) × 1,5 = 45,12 × cos (14,55 ×

𝜋

180) 1,5 = 43,72𝑘𝑁/𝑚𝑙

Rh est la somme de la part horizontale de la poussée et celle de la surcharge.

∑ 𝐹ℎ = 217,04𝑘𝑁/𝑚𝑙

Rv est la somme des sols de massif, la surcharge sur le massif, le sol de massif, la part

verticale de la poussée du sol et celle de la surcharge.

∑ 𝐹𝑣 = 961,38𝑘𝑁/𝑚𝑙

Les bras de levier pour déterminer les moments

Celui du sol de massif

𝑦𝑚 =𝐿

2=

5,45

2= 2.725𝑚

Celui de la part horizontale de la poussée du sol

𝑃𝑎 =1

2𝐾2𝑦 × 𝛾2 × 𝐻𝑚

2 =1

2× 0,248 × 21 × 8,402 = 183,738

𝑚𝑃𝑎 =𝑃𝑎 × 𝐻𝑚

3=

183,738 × 8,4

3= 514,467

𝑦𝑝𝑎ℎ =𝑚𝑃𝑎

𝑃𝑎=

514,467

183,738= 2,8𝑚

Bras de levier de la part horizontale de la poussée de q

𝑝𝑞 = 𝐾2𝑦 × (𝐻𝑚) × 𝑞 = 0.248 × (8,4) × 20 = 41,664

33



𝑚𝑞 = 𝑝𝑞 × (𝐻𝑚

2) = 41,664 × (

8,4

2) = 174,9888

𝑦𝑝𝑞ℎ =𝑚𝑞

𝑝𝑞=

174,9888

41,664= 4,2𝑚

Tableau 6 : tableau récapitulatif des calculs de poussée

Fv dFv Mv Fh dFh Mh

(kN/ml) (m) (kN.m/ml) (kN/ml) (m) (kN.m/ml)

Sol massif 961,38 2,725 2619,76

Part hor. Poussée du sol 176,92 2,800 495,37

Part hor. Poussée de q 40,12 4,200 168,49

961,38 2619,76 217,04 663,87

La somme des moments

∑ 𝑀𝑜𝑚𝑒𝑛𝑡 = ∑ 𝑀𝑣 − ∑ 𝑀ℎ = 2619,76 − 663,87 = 1955,89𝑘𝑁. 𝑚/𝑚𝑙

La largeur réduite

𝐵 − 2𝑒 = 2 ×∑ 𝑀

∑ 𝐹𝑣= 2 ×

1955,89

961,38= 4,07𝑚

La contrainte de référence sous le massif

𝑞𝑟𝑒𝑓 =∑ 𝐹𝑣

𝐵 − 2𝑒=

961,38

4,07= 236,243𝑘𝑃𝑎

Angle d’inclinaison de la poussée des terres par rapport à l’horizontale

𝛿 = tan−1 (∑ 𝐹ℎ

∑ 𝐹𝑣×

180

𝜋) = tan−1 (

217,04

961,38×

180

𝜋) = 12,72°

4.4. Coefficients partiels à prendre en compte

a. Géotextile de renforcement : Nappe PET 150 KN

D’après la norme NFP 94-270, les coefficients de pondération partielle à prendre en

compte sur la résistance du géotextile utilisé sont (voir annexe F de la norme NF P 94-270).

o Le coefficient d’endommagement mécanique : provoqué par la manipulation et la mise

en œuvre du remblai, se traduit par une diminution de leur résistance à la traction ; il est

traduit par l’intermédiaire du coefficient de réduction end ;

o Le coefficient de fluage : traduisant la diminution de la capacité de résistance des

renforcements géosynthétique du fait du fluage du polymère qui constitue leur section

34



résistante ; cette diminution de résistance est prise en compte par l’intermédiaire du

coefficient flu

o Le coefficient de dégradation chimique traduisant la diminution de la résistance en

traction du renforcement dans le temps, à mesure que se produisent de chaînes

macromoléculaires du polymère qui les constituent, en fonction des caractéristiques

chimiques (pH) du milieu dans lequel les renforcements se trouvent placés ; il est traduit

par l’intermédiaire du coefficient de réduction dég

o Le coefficient de résistance en traction caractéristiques M,t est également pris en compte

pour la vérification de la résistance structurelle des éléments de renforcement

géosynthétique d’un ouvrage en sol renforcé vis-à-vis d’une rupture par traction.

En considérant un géosynthétique de nature PET, les coefficients de pondération retenus sont :

- end= 0,67 (conditions de mise en œuvre sévère)

- flu = 0,20

- dég = 0,77

- M,t = 1,25

Ainsi la résistance à la traction caractéristique du géotextile de renforcement lors d’une

combinaison fondamentale sera pondérée d’un coefficient selon la formule suivante :

𝑅𝑇;𝑑 = 𝜌𝑒𝑛𝑑× × 𝜌𝑓𝑙𝑢 × 𝜌𝑑é𝑔

𝑅𝑡;𝑘

𝛾𝑀;𝑡= 0.67 × 0.20 × 0.77 ×

150

1.25

𝑅𝑇;𝑑 = 12.38

b. Pondérations sur les paramètres de sol et les interactions avec les géotextiles

La norme NFP 94-270 indique, selon les approches 2 ou 3, les coefficients partiels à

prendre en compte pour les calculs de justification.

Tableau 7 : tableau des coefficients de sécurité

35



4.5. Stabilité externe

Extrait norme NFP 94-270 « La justification de la stabilité externe du massif en sol

renforcé doit comprendre les vérifications de la stabilité vis-à-vis du glissement à l'interface

avec le sol support et du poinçonnement de celui-ci (défaut de capacité portante). La

justification doit s'effectuer suivant l'approche de calcul 2 (voir norme NFP 94-270). » Nous

avons également vérifié la stabilité au renversement du massif en sol renforcé, selon l’approche

de calcul 2.

Vérification de la stabilité vis-à-vis du renversement : elle consiste à s’assurer que l’inégalité

suivante est vérifiée

𝑀𝑆 𝐴⁄

𝑀𝑟 𝐴⁄≥ 𝛾𝑆;𝑑. 𝛾𝑅;𝑑

Ms/A : Moment stabilisant calculé par rapport au point A (de basculement aval) égal au

moment engendré par le poids propre du remblai.

Mr/A : Moment renversant calculé par rapport au point A comprenant les moments engendrés

par les composantes horizontales de la poussée des terres et le moment induit par la surcharge

Q appliquée en tête.

R ;d : coefficient partiel de modèle associé à la méthode de calcul utilisé, égal à 1,10,

s;d : coefficient partiel relatif aux actions, égal à 1,35.

Vérification au renversement

𝑀𝑆 𝐴⁄

𝑀𝑟 𝐴⁄=

2619,76

663,87= 3,94 > 1,485

La stabilité de l’ouvrage vis-à-vis du renversement est assurée

Vérification vis-à-vis du glissement :

A l’ELU, pour démontrer que le sol de fondation du massif supporte la charge de calcul avec

une sécurité adéquate vis-à-vis d’une rupture par glissement sur le terrain, on doit vérifier, selon

l’approche de calcul 2 (4), que l’inégalité suivante est satisfaite.

𝐻𝑑 ≤ 𝑅ℎ;𝑑 + 𝑅𝑝;𝑑 ↔ 217,4 < 460,117

Hd : charge horizontale, égale à la somme des efforts induits par la poussée des terres amont et

les surcharges Q,

36



Rp ;d : résistance frontale ou tangentielle de la base du massif à l’effet de Hd égale à la butée. Par

sécurité, cette résistance est négligée : Rp ;d = 0.

Rh ;d : résistance au glissement de la base du massif sur le terrain, déterminée, en conditions

drainées, par l’expression suivante :

𝑅ℎ;𝑑 =𝐹𝑣 × tan ∅

𝛾𝑅;ℎ × 𝛾𝑅;𝑑=

961,38 × tan 35

1,10 × 0,9= 460,117𝑘𝑛/𝑚𝑙

Avec Vd = Fv : l’ensemble des charges verticales transmises par le massif au sol,

R;h : facteur partiel pour la résistance au glissement de la fondation, égal à 1,10,

R;d : coefficient de modèle lié à l’estimation de la résistance ultime au glissement, égal à 0,9,

: Angle de frottement du terrain d’assise du massif.

La stabilité vis-à-vis du glissement du massif renforcé est vérifiée.

Vérification vis-à-vis au poinçonnement :

Calcul de qref

𝑞𝑟𝑒𝑓 =𝑉𝑑

(𝐵 − 2𝑒)=

𝐹𝑣

(𝐵 − 2𝑒)=

961,38

4,07= 236,243𝑘𝑃𝑎

En considérant les surcharges appliquées sur le mur, la contrainte de référence appliquée au

niveau du sol d’assise, q’ref, doit être inferieur a qfu/R;v.

𝑞𝑟𝑒𝑓 = 236,243𝑘𝑃𝑎 <2,07 × 1000

1,4= 1 478,57𝑘𝑃𝑎

𝑞𝑓𝑢 = 𝑞𝑣;𝑘 = 2,07𝑀𝑃𝑎 sur le document de la stabilité externe. Cette valeur est obtenue à

partir des études géotechniques du sol

La stabilité vis-à-vis au poinçonnement est vérifiée

Remarque importante : Afin de garantir la stabilité externe de l’ouvrage, il convient de

s’assurer avant le démarrage des travaux que la portance du sol d’assise est atteinte. Compte

tenu de la substitution à effectuer sous le mur, la portance pourra être vérifiée par l’essai à la

plaque

B. Terre armée

Selon (5) le logiciel de dimensionnement de la terre armée est présenté

37



1. Hypothèses pour les calculs

HYPOTHESES POUR LES CALCULS DE STABILITE INTERNE

Les calculs sont conduits suivant la norme NF P 94-270 (norme d'application française de

l'Eurocode 7).

Définition de l'ouvrage :

Durée de service : 100 ans

Caractéristiques des sols :

Remblai des massifs techniques :

γmin = 21 kN/m³

γmax = 23 kN/m³

φ1' = 36 °

c1' = 0 kPa

Coefficient de frottement sol/armatures : µ*0 = 1.000

µ*1 (z ≥ 6m) = 0.581

Remblai arrière aux massifs techniques (valeurs par défaut) :

γ = 23 kN/m³

φ2' = 36 °

c2' = 0 kPa

Sol de fondation (valeurs par défaut) :

φ3' = 30 °

c3' = 0 kPa

Armatures :

Type : GeoStrap-5

Fibres : PET (PET ou PVA)

Température constante de calcul (Tcalcul): 33.0 °C

a. Fichier de standardisation

Le logiciel Valdez appelle les données nécessaires aux calculs dans un fichier de

standardisation propre aux règlements en vigueur exemple de la norme NF P 94-270 en

France

38



2. Le dimensionnement de la terre armée

Ce sont des données connues ou supposé avant le dimensionnement qui entre dans les

paramètres permettant de déterminer ou vérifier des résultats voulue. Les hypothèses pris en

compte lors du dimensionnement de la terre armée avec Valdez sont :

2.1. Le type d’ouvrage

Trois points sont données ici la durée de service le site et la température

La durée de service de cet ouvrage est de 100ans

Le site voir si l’ouvrage est en présence d’eau ou pas. Cet ouvrage n’est pas en

présence d’eau

La température de dimensionnement est donnée pour les armatures synthétiques ce qui

est 33°c dans ce cas.

2.2. Les armatures

Il y a deux types d’armatures : les armatures métalliques et les armatures synthétiques.

Les armatures métalliques sont utilisées dans les ouvrages de très grand hauteur et des culées

de pont et les armatures synthétiques récemment inventé. Du côté des armatures synthétiques

(6) trois types sont noté le GeoStrap, l’EcoStrap et le HA (EcoStrap et GeoStrap)

Il y a les armatures récemment inventé avec de grande résistance dans les remblais agressifs *le

GeoStrap de 50mm de large avec un remblai d’agressivité compris entre 2 et 9 il est constitué

de fibres polyester de haute ténacité de gaine polyéthylène

EcoStrap avec un ph compris entre 1 et 13 de largeur 50mm constitué de fibre PVA de

gaine polyéthylène

HA GeoStrap et le HA EcoStrap de largeur 50mm constituer de fibre PET et PVA a

haute ténacité ; de gaine polyéthylène

Justes les armatures synthétiques seront développées ici car c’est ce qui sera utilisé dans cet

ouvrage.

Le nom de la famille d’armature sera d’abord précisé. Exemple de famille d’armature GeoStrap

EcoStrap etc.

C’est le geostrap-5 à fibre PET qui sera retenu

Pour les études de ce dernier chaque nuance d’armature de la même famille qui pourra rentrer

dans la construction de l’ouvrage est précisée ainsi que leur caractéristique géométrique et

mécanique :

39



la nuance (résistance nominale à la rupture) de l’armature pour chaque type i

la largeur de l’armature b

la traction admissible (Tr) en service de l’armature en statique et en dynamique

𝑇𝑟 = 𝜌𝑒𝑛𝑑 × 𝜌𝑓𝑙𝑢 × 𝜌𝑑𝑒𝑔 ×𝑇𝑙𝑖𝑚

𝛾𝑀;𝑡

2.3. Parement ou peau

Précisé le type de parement utilisé. La peau a pour but de retenir la terre

La peau a pour but de retenir la terre entre deux lits d'armatures au voisinage immédiat

des parements des ouvrages. Bien qu'elle ne soit pas importante pour la stabilité de l'ouvrage,

la peau doit cependant pouvoir s'adapter sans désordre et sans introduire d'efforts parasites, aux

déformations du massif de terre armée. La peau est par ailleurs un élément esthétique des

parements de l'ouvrage qu'il ne faut pas négliger. Les peaux sont constituées d'éléments

préfabriqués soit métalliques (parement d’origine), soit en béton, facilement maniables et

permettant un assemblage rapide.

Ce sont des plaques de béton cruciformes d'un poids moyen d'une tonne, séparées par

des joints épais. Elles sont imbriquées les unes dans les autres par un système de goujons

verticaux destinés à faciliter le montage et à assurer la continuité de la peau, même dans le cas

de tassements différentiels importants. Le parement obtenu est une mosaïque dont le module

est de 1,5 x 1,5m. Bien que chaque élément soit rigide, l'ensemble donne au parement une

flexibilité verticale du même ordre que celle des éléments métalliques. Les possibilités de

rotation autour des goujons permettent de réaliser des murs courbes avec des écailles standards

jusqu'à 20 m de rayon minimum. Parmi les panneaux en béton armé il y a deux épaisseurs 14

et 18cm couramment utilisé

Figure 10: disposition des écailles formant la peau

40



2.4. Données sismiques

Ces données seront exploiter en région sismique ce qui sera négligé car il n’y a pas de

séisme dans la région de réalisation de l’ouvrage

3. Définition de la section a étudié

Section suivit de son numéro

Les points suivants détaillés sont donnés pour chacune des sections à justifiées. Et pour

une section choisit tous les points sont déterminés avant de passé à une autre de tel sorte que

les données propre à une section n’interviennent pas dans les calculs d’une autre.

3.1. Donnée de la section

Les points qui seront détaillés ci-après sont donnés pour chaque section au cours d’un même

calcul.

3.1.1Géométrie

Les dimensions géométriques nécessaires à la définition de la section de l’ouvrage ainsi

que la surcharge appliquée en tête

Dans le cas d’une section trapézoïdale, la longueur et le nombre d’armature sont indiqués pour

chaque bloc numéroté à partir du haut

Dans le cas d’une section rectangulaire, ce qui est notre cas, seule la longueur d’armature

est indiquée

La surcharge appliquée est définie par

La contrainte verticale

La position par rapport à l’arrière du mur ou la crête du talus

Le type de surcharge

41



Figure 11 : coupes d’un mur

3.1.2. Caractéristique du sol

Ceux adopté pour le dimensionnement sont précisés en fonction des notations de la figure 1

Le remblai terre armée (sol 1) déterminé par deux densités gamma 1 maximum de

23kN/m3 et minimum 21kN/m3 de et angle de frottement interne phi 1 36°

Remblai des massifs techniques le coefficient sol armature est calculé gamma 23kN/m3

et ϕ2= 36°

remblai sol 2 qui est le remblai arrière aux massifs techniques : les valeurs par défaut

sont données par gamma 2 = 23kN/m3 et l’angle de frottement phi 2 et ϕ2= 36° et C2=0

Sol de fondation avec ses valeurs par défaut aussi de l’angle de frottement phi 30° et la

cohésion C3= 0

Les coefficients ka et ko

𝑘𝑜 = 1 − sin (∅ ×𝜋

180) = 1 − sin (36 ×

𝜋

180) = 0,412

𝑘𝑎 = tan (𝜋

4−

∅

2×

𝜋

180) = tan (

𝜋

4−

36

2×

𝜋

180) = 0,271

Le coefficient de réduction statique et dynamique est calculé par

Coefficient de réductions statique dynamique

Réduction due au fluage ρflu 0.60 1.00

Réduction due aux dommages à l’installation ρend 0.98 0.98

42



Réduction due à la dégradation chimique et biologique ρdeg 0.60 0.60

Sécurité sur la traction de l’armature γM;t 1.25 1.25

Coefficient de réductions global 0.28 0.47

3.1.3. Poussée

Les caractéristiques des sols précités la géométrie des talus et la disposition de la surcharge

permet de déterminer le diagramme des poussées des terres à l’arrière du mur

Figure 12 : poussée statique des terres

Poussée est inclinée sur horizontale sur un angle δ

L’inclinaison δ de la poussée à l’arrière du massif par rapport à la normale à l’écran dépend de

nombreux facteurs. Dans le cas général d’un ouvrage à parement vertical construit en remblai

homogène sur une fondation homogène, sans talus en tête, cette inclinaison est calculée par la

formule :

𝛿𝑥 =2

3∅2

′ = 0 car pas de talus sur la terre armée

et 𝛿𝑦 = 0,8 (1 − 0.7𝐿𝑚

𝐻𝑒) ∅1

′ =0.8 (1 − 0.7 × 6.7

9.48) 36 = 14.55°

ou

𝐿𝑚 =𝑠𝑢𝑟𝑓𝑎𝑐𝑒 ℎ𝑎𝑐ℎ𝑢𝑟é𝑒

𝐻𝑒=

𝐻𝑝×𝐿

𝐻𝑒= 𝐿 = 6.70𝑚 avec

𝑋 =𝐾2𝑦

𝐾2𝑥−𝐾2𝑦𝐷𝑡 . 𝑡𝑎𝑛𝛽𝑡 = 0 et 0 ≤ X ≤ He

43



Figure 13 : inclinaison de la poussée

Le coefficient statique k (poussée des terres K2x et K2y) d’après coulomb

𝐾2𝑥 =(cos ∅2

′ )2

𝑐𝑜𝑠𝛿𝑥[1+√𝑠𝑖𝑛(∅2

′ +𝛿𝑥).𝑠𝑖𝑛(∅2′ −𝛽𝑡)

𝑐𝑜𝑠𝛿𝑥.𝑐𝑜𝑠𝛽𝑡]

2 =0 et

𝐾2𝑦 =(cos ∅2

′ )2

𝑐𝑜𝑠𝛿𝑦[1+√𝑠𝑖𝑛(∅2

′ +𝛿𝑦).𝑠𝑖𝑛(∅2′ −𝜔)

𝑐𝑜𝑠𝛿𝑦.𝑐𝑜𝑠𝜔]

2 =(cos 36)2

cos 13.76[1+√𝑠𝑖𝑛(36+13.76).𝑠𝑖𝑛36

𝑐𝑜𝑠13.76]

2 = 0.238

3. Combinaisons d’action et coefficient de sécurité partiel

Tableau 8 : coefficient de pondération

combinaison d'action

poids du

massif γG

poussée due au

poids du

remblai γG

surcharge sur le

massif γQ

poussée du a la

surcharge

γQ

Densité Terre

Armée

fond. 1(1) 1,35 1,35 1,5(2) 1,5(2) Max

2(1) 1,00 1,35 0 1,5(2) Min

3(3) 1,00 1,00 0 0 Max

accident. 1s(4) 1,00 1,00 0 1,00(5) min

2s(4) 1,00 1,00 1,00(5) 1,00(5) max

(1) Le cas 1 correspond à la combinaison d’action statique pour l’étude de la stabilité interne

(traction dans l’armature) et de la stabilité externe (poinçonnement) et le cas 2

correspond à la combinaison d’action statique pour l’étude de la stabilité externe

(glissement sur la base) et de la stabilité interne (frottement sol/armatures)

44



(2) Pour les surcharges étroitement bornées (convois exceptionnel ou superstructure) on

considère un coefficient de pondération réduit à 1.35

(3) Le cas 3 est étudié dans le but permettre l’estimation des tassements

(4) Le cas 1s correspond à la combinaison d’action sismique pour l’étude de la stabilité

externe (glissement sur la base) et de la stabilité interne (frottement sol/armatures) et le

cas 2s correspond à la combinaison d’action sismique pour l’étude de la stabilité interne

(traction dans les armatures) a chacune de ces combinaisons corresponds à deux sous

combinaisons :

+dW : accélération verticale dirigée vers le bas

-dW : accélération verticale dirigée vers le haut

(5) Ce coefficient est multiplié par le coefficient de réduction des surcharges généralement

égal zéro

Les coefficients de sécurité partiels, conformes à la norme pour les combinaisons

statiques (fondamentale) et sismique (accidentelle) sont présentés dans le tableau

suivant mais à noter que le coefficient au renversement de la stabilité externe n’est pas

considéré dans la norme.

Tableau 9 : coefficient de sécurité partiel

coefficient de

sécurité partielle

STABILITE EXTERNE

.Glissement ϒR ;h :1,10

.renversement ϒRenv : 1,40

.poinçonnement ϒR ;v :1.40

STABILITE INTERNE

.Traction ϒM ;t :1,25

.Adhérence ϒM ;f :1,35

5. stabilité externe

Certaines vérifications ne font pas partie des prestations de base de la société Terre

Armée telles que la stabilité externe la stabilité mixte et la stabilité générale. Les résultats de

calcul fournis pour la vérification de la stabilité externe ne constituent qu’une partie ; il faut

alors utiliser conjointement les résultats de la reconnaissance de sols et celui fournit le

45



programme. L’organisme chargé de cette vérification peut être un bureau spécialisé ou encore

la terre armée

5.1. Sollicitation du sol de fondation

Le programme calcule pour chaque combinaison d’action étudiée

Rv et Rh les résultantes verticales et horizontale (en kN/m) en pied du massif

Calcul de Rv et Rh

La charge du sol sur le massif

𝑊𝑠𝑢𝑝 = (𝐿 − (𝐿𝑠𝑢𝑝 + 𝑓

2) × ℎ2 × 𝛾2) = (6,7 − 0) × 0,5 × 23 × 1,35 = 104,02𝑘𝑁/𝑚𝑙

La charge q sur le massif est la terre d’une épaisseur de 50cm sur le massif renforcé

𝑊𝑞 = 𝑞(𝐿 × 𝐹 × 𝐿𝑞) × 1,5 = 20(6,7 − 0 − 1,5) × 1,5 = 104 × 1,5 = 156𝑘𝑁/𝑚𝑙

Sol massif est le massif renforcé

𝑊𝑚 = 𝐻1 × 𝛾1𝑚𝑎𝑥 × 𝑙 × 1,35 = 8,98 × 23 × 6,7 × 1,35 = 1868,154𝑘𝑁/𝑚𝑙

Calcul de la poussée des terres à l’arrière du massif

Figure 14 : représentation des poussées à l'arrière du massif

La poussée Pa du remblai se divise en deux composantes une dont une verticale et

l’autre horizontale

𝑃𝑎 =1

2𝑘2𝑦 × 𝑦2 × 𝛾2 =

0,238 × 9,482 × 23

2= 245,975𝑘𝑁/𝑚𝑙

46



Calcul de la poussée due à la surcharge a l’arrière du massif

La surcharge est semi-infinie et noté Pq elle est déterminée suivant le schéma ci-dessous avec

le coefficient K2y qui est relatif à la plateforme.

𝑃𝑞 = 𝐾2𝑦 × (𝐻1 + 𝐻2) × 𝑞 = 0,238 × (8,98 + 0,5) × 20 = 45,12𝑘𝑁/𝑚𝑙

Figure 15 : représentation de la poussée de la surcharge

Part vertical de la poussée du sol sur le massif

𝑃𝑎𝑣 = 𝑃𝑎 (sin 𝛿𝑝 ×𝜋

180) × 1,35 = 245,975 × sin (14,55 ×

𝜋

180) 1,35 = 83,42𝑘𝑁/𝑚𝑙

Part horizontal de la poussée du sol sur le massif

𝑃𝑎ℎ = 𝑃𝑎 (cos 𝛿𝑝 ×𝜋

180) × 1,35 = 245,975 × cos (14,55 ×

𝜋

180) 1,35 = 238,08𝑘𝑁/𝑚𝑙

La surcharge a deux composantes

Part vertical de la poussée de la surcharge q

𝑃𝑞𝑣 = 𝑃𝑞 (sin 𝛿𝑝 ×𝜋

180) × 1,5 = 45,12 × sin (14,55 ×

𝜋

180) 1,5 = 17𝑘𝑁/𝑚𝑙

Part horizontal de la poussée de la surcharge q

𝑃𝑞ℎ = 𝑃𝑞 (cos 𝛿𝑝 ×𝜋

180) × 1,5 = 45,12 × cos (14,55 ×

𝜋

180) 1,5 = 43,72𝑘𝑁/𝑚𝑙

Les bras de levier pour déterminer les moments

Celui du Sol sur massif

𝐿

2=

6,7

2= 3,35𝑚

47



Celui de Q sur le massif

𝐿𝑞 + 𝐿

2=

1,5 + 6,7

2= 4,1𝑚

Celui du sol de massif

𝑦𝑚 =𝐿

2=

6,7

2= 3.35𝑚

Celui de la part verticale de la poussée de sol

𝑦𝑝𝑎𝑣 = 𝐿 = 6,7𝑚

Celui de la part verticale de la poussée de q

𝑦𝑝𝑞𝑣 = 𝐿 = 6,7𝑚

Celui de la part horizontale de la poussée du sol

𝑃𝑎 =1

2𝐾2𝑦 × 𝛾2 × 𝐻𝑚

2 =1

2× 0,238 × 23 × 9,482 = 245,975 𝑘𝑁/𝑚𝑙

𝑚𝑃𝑎 =𝑃𝑎 × 𝐻𝑚

3=

245,975 × 9,48

3= 777,282 𝑘𝑁. 𝑚/𝑚𝑙

𝑦𝑝𝑎ℎ =𝑚𝑃𝑎

𝑃𝑎=

777,282

245,975= 3,16𝑚

Bras de levier de la part horizontale de la poussée de q

𝑝𝑞 = 𝐾2𝑦 × (ℎ1 + ℎ2) × 𝑞 = 0.238 × (8,98 + 0,5) × 20 = 45,1248 𝑘𝑁/𝑚𝑙

𝑚𝑞 = 𝑝𝑞 × (ℎ1 + ℎ2

2) = 45,1248 × (

8,48 + 0,5

2) = 213,89155 𝑘𝑁. 𝑚/𝑚𝑙

𝑦𝑝𝑞ℎ =𝑚𝑞

𝑝𝑞=

213,89155

45,1248= 4,74𝑚

Cas de charge 1 pour la vérification de la portance des sols de fondation. Les calculs sont fait

avec gamma max dans le massif renforcé.

Les coefficients de pondération

LFw=1,35 pour le poids propre du massif

LFp=1,35 pour la poussée des terres

LFq=1,5 pour les surcharges sur le massif

48



Tableau 10 : tableau récapitulatif calcul avec combinaison fondamentale 1 et gamma

max

Coef.

Pond. Fv dFv Mv Fh dFh Mh


Sol sur massif 1,35 104,02 3,350 348,46

q sur massif 1,50 156,00 4,100 639,60

Sol massif 1,35 1868,1543 3,350 6258,32

Part vert. Poussée du sol 1,35 83,51 6,700 559,54

Part vert. Poussée de q 1,50 17,02 6,700 114,05

Poids parement 1,35 0,00 0,000 0,00

Part hor. Poussée du sol 1,35 321,72 3,160 1016,63

Part hor. Poussée de q 1,50 65,58 4,740 310,84

Total 2228,71 7919,96 387,29 1327,46


∑ 𝐹ℎ = 387,29𝑘𝑁/𝑚𝑙



∑ 𝐹𝑣 = 2228,71𝑘𝑁/𝑚𝑙



La largeur réduite

𝐵 − 2𝑒 = 2 ×∑ 𝑀

∑ 𝐹𝑣= 2 ×

6592,5

2228,71= 5,92𝑚



𝐵 − 2𝑒=

2228,71

5,92= 376,73𝑘𝑃𝑎



∑ 𝐹𝑣×

180

𝜋) = tan−1 (

387,29

22289,71×

180

𝜋) = 9,86°

49



Cas de charge 2 pour la vérification du glissement sur la base. Les calculs sont faits avec

gamma min dans le massif renforcé.




LFq=0 pour les surcharges sur le massif


min


∑ 𝐹ℎ = 387,29𝑘𝑁/𝑚𝑙



∑ 𝐹𝑣 = 1434,37𝑘𝑁/𝑚𝑙


Coef.

Pond

. Fv dFv Mv Fh dFh Mh


Sol sur massif 1,00 70,35 3,350 235,67

q sur massif 0,00 0,00 4,100 0,00

Sol massif 1,00

1263,48

6 3,350 4232,68

Part vert. Poussée

du sol 1,35 83,51 6,700 559,54

Part vert. Poussée

de q 1,50 17,02 6,700 114,05

Poids parement 1,00 0,00 0,000 0,00

Part hor. Poussée

du sol 1,35 321,72

3,16

0 1016,63

Part hor. Poussée

de q 1,50 65,58

4,74

0 310,84

Total 1434,37 5141,94 387,29 1327,46

50




La largeur réduite

𝐵 − 2𝑒 = 2 ×∑ 𝑀

∑ 𝐹𝑣= 2 ×

3814,47

1434,37= 5,32𝑚



𝐵 − 2𝑒=

1434,37

5,32= 269,69𝑘𝑃𝑎



∑ 𝐹𝑣×

180

𝜋) = tan−1 (

238,31

1434,37×

180

𝜋) = 15,11°

Cas de charge 3 pour l’estimation des tassements. Les calculs sont faits avec gamma max

dans le massif renforcé.




LFq=0,00 pour les surcharges sur le massif


max

Coef.

Pond. Fv dFv Mv Fh dFh Mh


Sol sur massif 1,00 77,05 3,350 258,12

q sur massif 0,00 0,00 4,100 0,00

Sol massif 1,00 1383,818 3,350 4635,79

Part vert. Poussée du sol 1,00 61,86 6,700 414,47

Part vert. Poussée de q 0,00 0,00 6,700 0,00

Poids parement 1,00 0,00 0,000 0,00

Part hor. Poussée du sol 1,00 238,31 3,160 753,06

Part hor. Poussée de q 0,00 0,00 4,740 0,00

Total 1522,73 5308,38 238,31 753,06


51



∑ 𝐹ℎ = 238,31𝑘𝑁/𝑚𝑙



∑ 𝐹𝑣 = 1522,73𝑘𝑁/𝑚𝑙



La largeur réduite

𝐵 − 2𝑒 = 2 ×∑ 𝑀

∑ 𝐹𝑣= 2 ×

4555,32

1522,73= 5,98𝑚



𝐵 − 2𝑒=

1522,73

5,98= 254,51𝑘𝑃𝑎



∑ 𝐹𝑣×

180

𝜋) = tan−1 (

238,31

1522,73×

180

𝜋) = 8,89°

qréf la contrainte de référence (en kPa) sous le massif

o Lorsque Hm ≥ L la contrainte de Meyerhof égale à Rv/2·x

o Lorsque Hm ≤ L la valeur indiquée est calculé à la distance Hm/4 du parement

Hm>L c’est le cas de la contrainte de Meyerhof qui sera utilisée


(𝐵−2𝑒)=

2228.71

5.92=376,76kPa

2. x égal 2M/Rv, dans le cas ou Hm ≥L la largeur d’application de la contrainte de

référence (avec M le moment par rapport au pied du parement

2. 𝑥 =2𝑀

𝑅𝑣=

2 × 6592,5

2228,71= 5,92𝑚 = 𝐵 − 2𝑒

52



Figure 16 : calculs des efforts à la base du massif

a. Vérification au poinçonnement

Elle consiste à vérifier l’inégalité 𝑞𝑟𝑒𝑓 ≤𝑞𝑓𝑢

𝛾𝑅.ℎ

Calcul de qref

𝑞𝑟𝑒𝑓 =𝑉𝑑

(𝐵 − 2𝑒)=

𝐹𝑣

(𝐵 − 2𝑒)=

2228,71

5.92= 376.73𝑘𝑃𝑎 <

2,07 × 1000

1,4= 1478,57𝑘𝑃𝑎

Ou qfu est la capacité portante réelle est de 2,07MPa d’après les études géotechniques de sol

et des matériaux (7)

La stabilité vis-à-vis de la portance des sols est assurée.

b. Vérification au glissement sur la base

Elle consiste à vérifier l’inégalité

𝑅ℎ ≤𝑅𝑣∙𝑡𝑎𝑛∅+𝑐∙𝐿

𝛾𝑅ℎ

𝑅𝑣 ∙ 𝑡𝑎𝑛∅ + 𝑐 ∙ 𝐿

𝛾𝑅ℎ=

1434,35 × tan (36 ×𝜏

180)

1,10= 947,378𝑘𝑁/𝑚𝑙

𝑅ℎ = 307,29𝑘𝑁/𝑚𝑙 < 947,378𝑘𝑁/𝑚𝑙

Avec ϕ angle de frottement et c la cohésion soit du remblai terre armée (rupture dans le

massif) soit du sol de fondation (rupture dans la fondation)

La stabilité vis-à-vis du glissement sur la base est par conséquent assurée.

53



5.2. Glissement sur la base et renversement

Le programme donne à titre indicatif et pour les hypothèses de sol prise en compte les

éléments suivant

Les coefficients de surdimensionnement Г au glissement à la base donné

par Г =𝑅𝑣×𝑡𝑎𝑛𝑔∅+𝑐×𝐿

𝑅ℎ×𝛾𝑅.ℎ=

1434,35×tan(36×𝜋

180)

307,29×1,1= 3,08

Ce coefficient doit est supérieur à 1,4 donc la stabilité vis-à-vis au glissement sur la base et

renversement est vérifiée

Les valeurs minimales de l’angle de frottement – pour un matériau purement frottant –

et de la cohésion – pour un matériau purement cohérent – au contact Terre Armée/sol

de fondation, qui conduiraient à un coefficient de surdimensionnement vis-à-vis du

glissement égal à l'unité.

Le coefficient de surdimensionnement vis-à-vis du renversement, donné à titre

indicatif, égal au rapport entre les moments stabilisant et renversant

6. Stabilités internes

La largeur de calcul est choisie en fonction du parement utilisé

lit – le numéro de référence du lit d’armature considéré.

Y – est la hauteur du lit d’armature considéré en commençant la mesure par le sol de

fondation

z – la profondeur (en m) du lit d’armature considéré

Le sol au-dessus du massif renforcé

𝑊𝑠𝑢𝑝 = (𝐿 −𝐿𝑠𝑢𝑝+𝑓

2) × 𝐻2 × 𝛾2 × 𝐿𝐹𝑤 avec 𝑙𝑠𝑢𝑝 =

𝑓+𝐻2

tan(90×𝜋

180)

Exemple pour le cas de charge 1

𝑊𝑠𝑢𝑝 = (𝐿 −𝐿𝑠𝑢𝑝+𝑓

2) × 𝐻2 × 𝛾1𝑚𝑎𝑥 × 𝐿𝐹𝑤 = (6,7 −

0+0

2) × 0,5 × 23 × 1,35=104,02kN/ml

Pour le cas de charge 2

𝑊𝑠𝑢𝑝 = (𝐿 −𝐿𝑠𝑢𝑝 + 𝑓

2) × 𝐻2 × 𝛾1𝑚𝑖𝑛 × 𝐿𝐹𝑤 = (6,7 −

0 + 0

2) × 0,5 × 21 × 1,00

= 70,35𝑘𝑁/𝑚𝑙

54



le bras de levier de la charge de la terre au-dessus du massif Wsup

𝑑𝑊𝑠𝑢𝑝 =𝑚𝑤1 + 𝑚𝑤2

𝑤1 + 𝑤2

𝑊1 = (𝐿𝑠𝑢𝑝 + 𝑓

2) × 𝐻2 = 0

𝑊2 = (𝐿 − 𝐿𝑠𝑢𝑝) × 𝐻2 = (6,7 − 0) × 0,5 = 3,35 𝑘𝑁/𝑚𝑙

𝑚𝑤1 = 𝑤1 × (𝑓 +2

3(𝐿𝑠𝑢𝑝 − 𝑓)) = 0

𝑚𝑤2 = 𝑤2 × (𝐿𝑠𝑢𝑝 + 𝐿

2) = 3,35 × (

0 + 6,7

2) = 11,2225 𝑘𝑁. 𝑚/𝑚𝑙

𝑑𝑊𝑠𝑢𝑝 =11,2225

3,35= 3,35𝑚

la charge du massif entre chaque lit d’armature noté Wmassif

𝑊𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑓−𝑖 = 𝑍𝑡ê𝑡𝑒 𝑖 × 𝐿 × 𝛾1𝑚𝑎𝑥 × 𝐿𝐹𝑤

𝑊𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑓−𝑖 = 0,365 × 6,7 × 23 × 1,35 = 75,93𝑘𝑁/𝑚𝑙

le bras de levier au niveau de chaque lit d’armature (dWmassif) comme la charge est

verticale elle aura le même bras de levier à chaque niveau.

𝑑𝑊𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑓 =𝐿

2+ 𝑓

𝑑𝑊𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑓 =6,7

2+ 0 = 3,35𝑚

la hauteur de la poussée des terres à l’arrière du massif Hp

𝐻𝑝𝑖 = 𝐻𝑝 − 𝑌𝑖

𝐻𝑝𝑖 = 9,48 − 8,615 = 0,87𝑚

La poussée des terres à l’arrière du massif Pa

𝑃𝑎𝑖 = (1

2𝑘2𝑥 × 𝑥2 + 𝑘2𝑥 × 𝑥𝑦 +

1

2𝑘2𝑦 × 𝑦2) × 𝛾2 × 𝐿𝐹𝑝 et comme x et k2x sont zéro alors

𝑃𝑎𝑖 = (1

2𝑘2𝑦 × 𝑦𝑖

2) × 𝛾2 × 𝐿𝐹𝑝

𝑃𝑎𝑖 = (1

20,238 × 0,87) × 23 × 1,35 = 2,796𝑘𝑁/𝑚𝑙

55



La poussée verticale des terres a l’arrière du massif Pav

𝑃𝑎𝑣𝑖 = 𝑃𝑎𝑖 × sin (𝛿𝑝 ×𝜋

180)

𝑃𝑎𝑣1 = 2,8 × sin (14,55 ×𝜋

180) = 0,70𝑘𝑁/𝑚𝑙

La charge horizontale de la poussée des terres à l’arrière du massif Pah

𝑃𝑎ℎ𝑖 = 𝑃𝑎𝑖 × cos (𝛿𝑝 ×𝜋

180)

𝑃𝑎ℎ1 = 2,8 × cos (14,55 ×𝜋

180) = 2,88𝑘𝑁/𝑚𝑙

La poussé de la surcharge sur le massif Pq

𝑃𝑞𝑖 = 𝑘2𝑦 × (𝑍𝑖 + 𝐻2) × 𝑞 × 𝐿𝐹𝑞

𝑃𝑞1 = 0,238 × (0,365 + 0,5) × 20 × 1,5 = 6,176kN/ml

La poussé verticale de la surcharge Pqv

𝑃𝑞𝑣𝑖 = 𝑃𝑞𝑖 × sin (𝛿𝑝 ×𝜋

180)

𝑃𝑞𝑣1 = 6,18 × sin (14,55 ×𝜋

180) = 1,55𝑘𝑁/𝑚𝑙

La poussée horizontale de la surcharge Pqh

𝑃𝑞ℎ𝑖 = 𝑃𝑞𝑖 × cos (𝛿𝑝 ×𝜋

180)

𝑃𝑞ℎ1 = 6,18 × cos (14,55 ×𝜋

180) = 5,98𝑘𝑁/𝑚𝑙

Le bras de levier de la poussée verticale de la surcharge et celui de la poussée

verticale de la terre à l’arrière su massif sont égaux L=6,7m

Le bras de levier de la part de la poussée horizontale du massif à l’arrière du massif

dPah

𝑑𝑃𝑎ℎ𝑖 =𝑚𝑃𝑎𝑖

𝑃𝑎𝑖

𝑃𝑎𝑖 = 𝑘2𝑦 × (𝑦𝑖 + 𝐻2) × 𝑞

𝑃𝑎 = 𝑘2𝑦 × (𝑦1 + 𝐻2) × 𝑞 = 0,238 × (0,365 + 0,5) × 20 = 4,1174𝑘𝑁/𝑚𝑙

56



𝑚𝑃𝑎𝑖 = 𝑃𝑎𝑖 ×𝑦𝑖

3

𝑚𝑃𝑎1 = 𝑃𝑎1 × (𝑦1 + 𝐻2

2) = 4,1174 × (

0,365 + 0,5

2) = 1,781𝑘𝑁. 𝑚/𝑚𝑙

𝑑𝑃𝑎ℎ1 =𝑚𝑃𝑎1

𝑃𝑎1=

4,1174

1,781= 0,433𝑚

Le bras de levier de la poussé de la surcharge à l’arrière du massif dPqh

𝑑𝑃𝑞ℎ𝑖 =𝑚𝑞𝑖

𝑃𝑞𝑖

𝑃𝑞𝑖 = 𝑘2𝑦𝑖 × (𝑍𝑖 + 𝐻2) × 𝑞

𝑃𝑞1 = 0,238 × (0,365 + 0,5) × 20 = 4,1174𝑘𝑁/𝑚𝑙

𝑚𝑞𝑖 = 𝑃𝑞𝑖 × (𝑍𝑖 + 𝐻2

2)

𝑚𝑞1 = 4,1174 × (0,365 + 0,5

2) = 1,781𝑘𝑁. 𝑚/𝑚𝑙

𝑑𝑃𝑞ℎ1 =1,781

4,1174= 0,433𝑚

la somme des forces verticales

∑ 𝐹𝑣𝑖 = 𝑊𝑠𝑢𝑝𝑖 + 𝑊𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑓𝑖 + 𝑄𝑣𝑖 + 𝑃𝑎𝑣𝑖 + 𝑃𝑞𝑣𝑖

∑ 𝐹𝑣1 = 104,02 + 75,93 + 156 + 0,70 + 1,55 = 338,2𝑘𝑁/𝑚𝑙

La somme des forces horizontales

∑ 𝐹ℎ𝑖 = 𝑃𝑎ℎ𝑖 + 𝑃𝑞ℎ𝑖

∑ 𝐹ℎ1 = 2,68 + 5,98 = 8,66𝑘𝑁/𝑚𝑙

La somme des moments de forces verticales

∑ 𝑀𝐹𝑣𝑖 = 𝑊𝑠𝑢𝑝𝑖 × 𝑑𝑊𝑠𝑢𝑝𝑖 + 𝑊𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑓𝑖 × 𝑑𝑊𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑓𝑖 + 𝑄𝑣𝑖 × 𝑑𝑄𝑣𝑖 + 𝑃𝑎𝑣𝑖 × 𝑑𝑃𝑎𝑣𝑖

+ 𝑃𝑞𝑣𝑖 × 𝑑𝑃𝑞𝑣𝑖

57



∑ 𝑀𝐹𝑣1 = 104,02 × 3,35 + 75,93 × 3,35 + 156 × 4,1 + 0,7 × 6,7 + 1,55 × 6,7

= 1257,5𝑘𝑁. 𝑚/𝑚𝑙

La somme des moments des forces horizontales

∑ 𝑀𝐹ℎ𝑖 = 𝑃𝑎ℎ𝑖 × 𝑑𝑃𝑎ℎ𝑖 + 𝑃𝑞ℎ𝑖 × 𝑑𝑃𝑞ℎ𝑖

∑ 𝑀𝐹ℎ1 = 2,68 × 0,288 + 5,98 × 0,433 = 3,36𝑘𝑁. 𝑚/𝑚𝑙


∑ 𝑀𝑖 = ∑ 𝑀𝐹𝑣𝑖 − ∑ 𝑀𝐹𝑦𝑖

∑ 𝑀1 = 1257,5 − 3,36 = 1254,14𝑘𝑁. 𝑚/𝑚𝑙

Calcul de B-2e

(𝐵 − 2𝑒)𝑖 =∑ 𝑀𝑖

∑ 𝐹𝑣𝑖

× 2

(𝐵 − 2𝑒)1 =1254,14

338,2× 2 = 7,42𝑚

La contrainte verticale

𝜎𝑣𝑖 =∑ 𝐹𝑣𝑖

(𝐵 − 2𝑒)𝑖

𝜎𝑣1 =338,12

7,42= 45,6kPa

Figure 17 : contrainte verticale au niveau des armatures

58



La profondeur de l’armature par rapport à la hauteur du mur

𝑍𝑖 𝐻𝑚⁄ = 𝑧𝑖 + 𝐻𝑚 − 𝐻1

𝑍1 𝐻𝑚⁄ = 0,365 + 9,48 − 8,98 = 0,865𝑚

Ka interne

𝐾𝑎 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑒𝑖 = 𝑀𝑎𝑥 ((𝐾𝑜 − 𝐾𝑎

6) × (6 − 𝑍𝑎𝑟𝑚𝑖 𝐻𝑚⁄ ) + 𝐾𝑎; 𝐾𝑎)

𝐾𝑎 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑒1 = 𝑀𝑎𝑥 ((0,412 − 0,260

6) × (6 − 0,865) + 0,260; 0,260) = 𝑀𝑎𝑥(0,39; 0,26)

𝐾𝑎 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑒1 = 0,39

Figure 18 : détermination du coefficient de poussée des terres

Calcul de Hi

𝐻𝑖 =𝑍𝑖 + 𝑍𝑖+1

2− ∑ 𝐻𝑖−1

𝑖=1

𝑖=12

Avec H0=0

𝐻1 =𝑍1 + 𝑍2

2− 𝐻0 =

0,365 + 1,115

2− 0 = 0,74𝑚

Sigma h – la contrainte horizontale : 𝜎ℎ = 𝐾. 𝜎𝑣 ou 𝜎𝑣 est la contrainte verticale au niveau du

lit considéré, estimée par la formule de Meyerhof

𝜎ℎ𝑖 = 𝐾𝑎 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑒𝑖 × 𝜎𝑣𝑖

𝜎ℎ𝑖 = 45,6 × 0,39 = 17,79𝑘𝑃𝑎

Calcul de la traction maximale

𝑇𝑚𝑖 = 𝐻𝑖 × 𝜎ℎ𝑖

𝑇𝑚1 = 0,74 × 17,79 = 13,17𝑘𝑁/𝑚𝑙

59



Figure 19 : adhérences

Les tableaux suivant sont des tableaux récapitulatifs du dimensionnement des armatures.

Cas 1 : les calculs sont faits avec gamma max.

Tableau 13 : tableau récapitulatif des calculs de la stabilité interne avec gamma max

Lit n° Y Z:tête Wsup dWsup Wmassif dWmassif Qv dQv Hp

(m) (m) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m) (m)

1 8,615 0,365 104,02 3,35 75,93 3,35 156,00 4,10 0,87

2 7,865 1,115 104,02 3,35 231,96 3,35 156,00 4,10 1,62

3 7,115 1,865 104,02 3,35 387,99 3,35 156,00 4,10 2,37

4 6,365 2,615 104,02 3,35 544,01 3,35 156,00 4,10 3,12

5 5,615 3,365 104,02 3,35 700,04 3,35 156,00 4,10 3,87

6 4,865 4,115 104,02 3,35 856,06 3,35 156,00 4,10 4,62

7 4,115 4,865 104,02 3,35 1012,09 3,35 156,00 4,10 5,37

8 3,365 5,615 104,02 3,35 1168,12 3,35 156,00 4,10 6,12

9 2,615 6,365 104,02 3,35 1324,14 3,35 156,00 4,10 6,87

10 1,865 7,115 104,02 3,35 1480,17 3,35 156,00 4,10 7,62

11 1,115 7,865 104,02 3,35 1636,20 3,35 156,00 4,10 8,37

12 0,365 8,615 104,02 3,35 1792,22 3,35 156,00 4,10 9,12

Base 0 8,980 104,02 3,35 1868,1543 3,35 156,00 4,10 9,48

60



Lit n° X Y Pa Pq Pav dPav Pqv dPqv Pah dPah Pqh dPqh

(m) (m) (kN/ml) (kN/ml) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m)

1 0,00 0,87 2,8 6,18 0,70 6,70 1,55 6,70 2,68 0,288 5,98 0,433

2 0,00 1,62 9,6 11,54 2,42 6,70 2,90 6,70 9,34 0,538 11,17 0,808

3 0,00 2,37 20,7 16,90 5,20 6,70 4,25 6,70 20,02 0,788 16,36 1,183

4 0,00 3,12 35,9 22,26 9,02 6,70 5,59 6,70 34,74 1,038 21,55 1,558

5 0,00 3,87 55,2 27,62 13,88 6,70 6,94 6,70 53,48 1,288 26,74 1,933

6 0,00 4,62 78,8 32,98 19,79 6,70 8,29 6,70 76,24 1,538 31,92 2,308

7 0,00 5,37 106,5 38,34 26,75 6,70 9,63 6,70 103,04 1,788 37,11 2,683

8 0,00 6,12 138,3 43,70 34,75 6,70 10,98 6,70 133,86 2,038 42,30 3,058

9 0,00 6,87 174,3 49,06 43,79 6,70 12,33 6,70 168,71 2,288 47,49 3,433

10 0,00 7,62 214,5 54,42 53,89 6,70 13,67 6,70 207,59 2,538 52,68 3,808

11 0,00 8,37 258,8 59,78 65,02 6,70 15,02 6,70 250,49 2,788 57,86 4,183

12 0,00 9,12 307,3 65,14 77,21 6,70 16,37 6,70 297,42 3,038 63,05 4,558

Base 0,00 9,48 332,4 67,75 83,51 6,70 17,02 6,70 321,72 3,160 65,58 4,740

Cas de charge 2 : les calculs sont faits avec gamma min

Tableau 14 : tableau récapitulatif des calculs de la stabilité interne avec gamma min

Lit n° Y Z:tête Wsup dWsup Wmassif dWmassif Qv dQv Hp

(m) (m) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m) (m)

1 8,615 0,365 70,35 3,35 51,3555 3,35 0,00 0,00 0,87

2 7,865 1,115 70,35 3,35 156,8805 3,35 0,00 0,00 1,62

3 7,115 1,865 70,35 3,35 262,4055 3,35 0,00 0,00 2,37

4 6,365 2,615 70,35 3,35 367,9305 3,35 0,00 0,00 3,12

5 5,615 3,365 70,35 3,35 473,4555 3,35 0,00 0,00 3,87

6 4,865 4,115 70,35 3,35 578,9805 3,35 0,00 0,00 4,62

7 4,115 4,865 70,35 3,35 684,5055 3,35 0,00 0,00 5,37

8 3,365 5,615 70,35 3,35 790,0305 3,35 0,00 0,00 6,12

9 2,615 6,365 70,35 3,35 895,5555 3,35 0,00 0,00 6,87

10 1,865 7,115 70,35 3,35 1001,0805 3,35 0,00 0,00 7,62

11 1,115 7,865 70,35 3,35 1106,6055 3,35 0,00 0,00 8,37

12 0,365 8,615 70,35 3,35 1212,1305 3,35 0,00 0,00 9,12

Base 0 8,980 70,35 3,35 1263,486 3,35 0,00 0,00 9,48

Lit n° SFv SFh SMFv SMFh SM B-2e sv Zarm./Hm ka interne hi sh Tm

(kN/ml) (kN/ml) (kN.m/ml) (kN.m/ml) (kN.m/ml) (m) (kPa) (m) (m) (kPa) (kN/ml)

1 338,20 8,66 1257,50 3,36 1254,14 7,42 45,60 0,865 0,390 0,740 17,79 13,17

2 497,30 20,51 1800,79 14,05 1786,74 7,19 69,21 1,615 0,371 0,750 25,69 19,26

3 657,45 36,38 2351,09 35,13 2315,96 7,05 93,32 2,365 0,352 0,750 32,85 24,64

4 818,64 56,28 2908,39 69,63 2838,76 6,94 118,04 3,115 0,333 0,750 39,31 29,48

5 980,88 80,21 3472,69 120,56 3352,13 6,83 143,51 3,865 0,314 0,750 45,05 33,79

6 1144,16 108,17 4044,00 190,95 3853,05 6,74 169,88 4,615 0,295 0,750 50,09 37,57

7 1308,49 140,15 4622,31 283,82 4338,49 6,63 197,32 5,365 0,276 0,750 54,41 40,81

8 1473,86 176,16 5207,63 402,18 4805,44 6,52 226,02 6,115 0,260 0,750 58,68 44,01

9 1640,28 216,20 5799,95 549,07 5250,88 6,40 256,20 6,865 0,260 0,750 66,51 49,88

10 1807,75 260,26 6399,28 727,49 5671,79 6,27 288,09 7,615 0,260 0,750 74,79 56,09

11 1976,26 308,35 7005,61 940,47 6065,14 6,14 321,97 8,365 0,260 0,750 83,59 62,69

12 2145,81 360,47 7618,94 1191,03 6427,92 5,99 358,17 9,115 0,260 0,740 92,99 68,81

Base 2228,71 387,29 7919,96 1327,46 6592,50 5,92 376,73

61



Lit n° X Y Pa Pq Pav dPav Pqv dPqv Pah dPah Pqh dPqh

(m) (m) (kN/ml) (kN/ml) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m) (kN/ml) (m)

1 0,00 0,87 2,8 6,18 0,70 6,70 1,55 6,70 2,68 0,288 5,98 0,433

2 0,00 1,62 9,6 11,54 2,42 6,70 2,90 6,70 9,34 0,538 11,17 0,808

3 0,00 2,37 20,7 16,90 5,20 6,70 4,25 6,70 20,02 0,788 16,36 1,183

4 0,00 3,12 35,9 22,26 9,02 6,70 5,59 6,70 34,74 1,038 21,55 1,558

5 0,00 3,87 55,2 27,62 13,88 6,70 6,94 6,70 53,48 1,288 26,74 1,933

6 0,00 4,62 78,8 32,98 19,79 6,70 8,29 6,70 76,24 1,538 31,92 2,308

7 0,00 5,37 106,5 38,34 26,75 6,70 9,63 6,70 103,04 1,788 37,11 2,683

8 0,00 6,12 138,3 43,70 34,75 6,70 10,98 6,70 133,86 2,038 42,30 3,058

9 0,00 6,87 174,3 49,06 43,79 6,70 12,33 6,70 168,71 2,288 47,49 3,433

10 0,00 7,62 214,5 54,42 53,89 6,70 13,67 6,70 207,59 2,538 52,68 3,808

11 0,00 8,37 258,8 59,78 65,02 6,70 15,02 6,70 250,49 2,788 57,86 4,183

12 0,00 9,12 307,3 65,14 77,21 6,70 16,37 6,70 297,42 3,038 63,05 4,558

Base 0,00 9,48 332,4 67,75 83,51 6,70 17,02 6,70 321,72 3,160 65,58 4,740

Lanc – la longueur d’adhérence (en m) des armatures du lit considéré

𝐿𝑎𝑛𝑐 = 𝐿 − (0,3 × 𝐻𝑚 −1

6𝐻𝑖)

𝐿𝑎𝑛𝑐 = 𝐿 − (0,3 × 𝐻𝑚 −1

6𝐻1) = 6,7 − (0,3 × 9,48 −

1

6× 0,865) = 4𝑚

Avec 𝑍𝐴𝑟𝑚

𝐻𝑚𝑖

= 𝑍𝑖 + 𝐻𝑚 − 𝐻1

𝑍𝐴𝑟𝑚𝐻𝑚

𝑖= 𝑍𝑖 + 𝐻𝑚 − 𝐻1 = 0,365 + 9,48 − 8,89 = 0,865𝑚

Calcul de Ha la hauteur moyenne de remblai surmontant la d’adhérence

𝐻𝑎𝑖 =𝐻𝑎𝑖

′

𝐿𝑎𝑛𝑐𝑖= 𝑍𝑖 + 𝐻2

𝐻𝑎𝑖′ = 𝐿𝑎𝑛𝑐𝑖 × (𝑍𝑖 + 𝐻2)

Lit n° SFv SFh SMFv SMFh SM B-2e sv Zarm./Hm ka interne hi sh Tm

(kN/ml) (kN/ml) (kN.m/ml) (kN.m/ml) (kN.m/ml) (m) (kPa) (m) (m) (kPa) (kN/ml)

1 123,95 8,66 422,78 3,36 419,42 6,77 18,32 0,865 0,390 0,74 7,15 5,29

2 232,55 20,51 796,89 14,05 782,84 6,73 34,54 1,615 0,371 0,75 12,82 9,61

3 342,20 36,38 1178,01 35,13 1142,88 6,68 51,23 2,365 0,352 0,75 18,04 13,53

4 452,89 56,28 1566,13 69,63 1496,50 6,61 68,53 3,115 0,333 0,75 22,82 17,11

5 564,63 80,21 1961,25 120,56 1840,69 6,52 86,60 3,865 0,314 0,75 27,18 20,39

6 677,41 108,17 2363,38 190,95 2172,43 6,41 105,62 4,615 0,295 0,75 31,14 23,35

7 791,24 140,15 2772,52 283,82 2488,70 6,29 125,78 5,365 0,276 0,75 34,69 26,01

8 906,11 176,16 3188,66 402,18 2786,47 6,15 147,32 6,115 0,260 0,75 38,25 28,69

9 1022,03 216,20 3611,80 549,07 3062,73 5,99 170,52 6,865 0,260 0,75 44,27 33,20

10 1138,99 260,26 4041,94 727,49 3314,46 5,82 195,70 7,615 0,260 0,75 50,81 38,11

11 1257,00 308,35 4479,09 940,47 3538,63 5,63 223,26 8,365 0,260 0,75 57,96 43,47

12 1376,05 360,47 4923,25 1191,03 3732,22 5,42 253,67 9,115 0,260 0,74 65,86 48,73

Base 1434,37 387,29 5141,94 1327,46 3814,47 5,32 269,69

62



𝐻𝑎1′ = 4 × (0,365 + 0,5) = 3,46𝑚

𝐿𝑎𝑛𝑐1 = 4

𝐻𝑎1 =𝐻𝑎1

′

𝐿𝑎𝑛𝑐1=

3,46

4= 0,87𝑚 = 0,365 + 0,5

Calcul de la distance du début de la surcharge routière depuis l’arrière du parement :

Larg. q

𝐿𝑎𝑟𝑔 𝑞𝑖 = 𝑀𝑎𝑥 (0; 𝑚𝑖𝑛 (𝐿𝑎𝑛𝑐𝑖; 𝐿 − 𝐹 − 𝐿𝑞 −𝐻2

tan (90 ×𝜋

180)))

𝐿𝑎𝑟𝑔 𝑞1 = 𝑀𝑎𝑥 (0; 𝑚𝑖𝑛 (4,00; 6,7 − 0 − 1,5 −0,5

tan (90 ×𝜋

180)))

𝐿𝑎𝑟𝑔 𝑞1 = 𝑀𝑎𝑥(0; 𝑚𝑖𝑛(4; 5,2)) = 4

SV – la contrainte verticale au niveau de chaque couche

𝑆𝑉𝑖 = 𝐻𝑎𝑖 × 𝛾1𝑚𝑎𝑥 × 𝐿𝐹𝑤 +𝐿𝑎𝑟𝑔 𝑞 𝑖

𝐿𝑎𝑛𝑐𝑖× 𝑞 × 𝐿𝐹𝑞

𝑆𝑉1 = 0,87 × 23 × 1,35 +4

4× 20 × 1,5 = 56,86𝑘𝑃𝑎

µ* - le coefficient de frottement calculé conformément à la norme

𝜇𝑖 = 𝑀𝑎𝑥 (𝜇𝑖𝑛𝑓;𝜇𝑠𝑢𝑝 − 𝜇𝑖𝑛𝑓

6× (6 − 𝐻𝑎𝑖) + 𝜇𝑖𝑛𝑓)

𝜇1 = 𝑚𝑎𝑥 (𝜇𝑖𝑛𝑓;𝜇𝑠𝑢𝑝 − 𝜇𝑖𝑛𝑓

6× (6 − 𝐻𝑎1) + 𝜇𝑖𝑛𝑓)

= max (0,654;1,3 − 0,654

6× (6 − 0,87) + 0,654)

𝜇1 = max(0,654; 1,207) = 1,207

63



Figure 20 : détermination du coefficient de frottement

Tf – le frottement mobilisable pour une armature, coefficient de sécurité partiels inclus

𝑇𝑓 =𝑙

𝛾𝑀;𝑓×

𝑟𝑓

𝑁 avec 𝑟𝑓 = 2. 𝑁. 𝐵. 𝐿𝑎. 𝜇∗. 𝜎𝑣 ou B est la largeur d’une armature et 𝑆𝑉 = 𝜎𝑣

𝑡𝑓𝑖 =1

𝛾𝑀;𝑓× 2𝐵 × 𝐿𝑎𝑖 × 𝜇𝑖

∗ × 𝑆𝑉𝑖

𝑡𝑓1 =1

𝛾𝑀;𝑓× 2𝐵 × 𝐿𝑎1 × 𝜇1

∗ × 𝑆𝑣1 =1

1,35× 2

50

1000× 1,207 × 4 × 56,86 = 20,33𝑘𝑁/𝑎𝑟𝑚

Cas de charge 1 calcul avec gamma max

Tableau 15 : tableau récapitulatif des calculs de l'adhérence avec le gamma max

Lit n° Lanc Ha larg.q sv µ Tf

(m) (m) (kPa) (kN/arm.)

1 4,000 0,87 4,00 56,86 1,207 20,33

2 4,125 1,62 4,13 80,15 1,126 27,58

3 4,250 2,37 4,25 103,43 1,045 34,04

4 4,375 3,12 4,38 126,72 0,965 39,62

5 4,500 3,87 4,50 150,01 0,884 44,20

6 4,625 4,62 4,63 173,30 0,803 47,68

7 4,750 5,37 4,75 196,58 0,722 49,97

8 5,018 6,12 5,02 219,87 0,654 53,44

9 5,393 6,87 5,20 242,09 0,654 63,24

10 5,768 7,62 5,20 263,49 0,654 73,62

11 6,143 8,37 5,20 285,13 0,654 84,85

12 6,518 9,12 5,20 306,96 0,654 96,92

64



Cas de charge 2 calcul avec gamma min

Tableau 16 : tableau récapitulatif des calculs de l'adhérence avec le gamma min

Lit n° Lanc Ha larg.q sv µ Tf

(m) (m) (kPa) (kN/arm)

1 4,000 0,87 4,00 18,17 1,207 6,50

2 4,125 1,62 4,13 33,92 1,126 11,67

3 4,250 2,37 4,25 49,67 1,045 16,35

4 4,375 3,12 4,38 65,42 0,965 20,45

5 4,500 3,87 4,50 81,17 0,884 23,91

6 4,625 4,62 4,63 96,92 0,803 26,67

7 4,750 5,37 4,75 112,67 0,722 28,64

8 5,018 6,12 5,02 128,42 0,654 31,21

9 5,393 6,87 5,20 144,17 0,654 37,66

10 5,768 7,62 5,20 159,92 0,654 44,68

11 6,143 8,37 5,20 175,67 0,654 52,27

12 6,518 9,12 5,20 191,42 0,654 60,44

Tm la traction maximale dans chaque armature

𝑇𝑚 = 𝜎ℎ. 𝑆𝑣 𝑁⁄ + 𝑇𝑚𝑠 ou N est le nombre d’armature par mètre linéaire et 𝑇𝑚𝑠 l’incrément de

traction provenant des effets internes sismiques égale zéro car on est pas dans une zone

sismique

𝑇𝑚𝑖 =3 × 𝑇𝑚𝑖

𝑁𝑡

𝑇𝑚1 =3 × 𝑇𝑚1

𝑁𝑡=

3 × 13,17

10= 3,95𝑘𝑁/𝑎𝑟𝑚

Tf/Tm le coefficient de surdimensionnement vis-à-vis de l’adhérence.

Le rapport entre le frottement mobilisable une armature et la traction maximale

Tr/Tm – coefficient de surdimensionnement vis-à-vis de la traction maximale

Le rapport entre la nuance de l’armature et la traction maximale

Ces coefficients de surdimensionnement se déterminent par leur rapport et doivent être

supérieur à 1

Le type d’armature utilisé c’est-à-dire la nuance et même le nombre d’attache à la largeur de

3m de parement (deux panneaux) est un choix personnel.

65



Tableau 17 : tableau récapitulatif des calculs de l'armature

Lit n° Tr (kN) Nb arma. Tm (kN/arm.) Coeff. de surdim.

armatures (U/3m) cas 1 cas 2 Tr/Tm (cas 1) Tf/Tm (cas 2)

1 12,96 10 3,95 1,59 3,28 4,09

2 12,96 8 7,22 3,61 1,79 3,24

3 12,96 8 9,24 5,07 1,40 3,22

4 12,96 8 11,05 6,42 1,17 3,19

5 12,96 8 12,67 7,65 1,02 3,13

6 12,96 10 11,27 7,01 1,15 3,81

7 12,96 10 12,24 7,80 1,06 3,67

8 12,96 12 11,00 7,17 1,18 4,35

9 12,96 12 12,47 8,30 1,04 4,54

10 16,85 10 16,83 11,43 1,00 3,91

11 16,85 12 15,67 10,87 1,07 4,81

12 16,85 14 14,74 10,44 1,14 5,79

66



CHAPITRE IV : LA MISE EN ŒUVRE DES ATALUS ET DE LA TERRE ARMEE

A. Atalus

Selon (mise en œuvre des pierres Atalus 120kg VTD nord-ouest)

1. Vérification des hypothèses de calcul

Cette vérification n’est pas en réalité un calcul mais une attention précise sur les

hypothèses géométriques lors de la réalisation de l’ouvrage

Le mur des Atalus est de 8.4m maxi. Il faut vérifier les hypothèses de dimensionnement

des Atalus c’est-à-dire la pente du mur la hauteur les caractéristique du sol. Vérifier les

caractéristiques du sol consiste à vérifier la capacité portance du sol en place s’il pourra

supporter le poids du massif et les surcharges. S’il arrive que le sol en place ne peut pas

supporter ces charges dans certaines zones il faut le remplacer par substitution pour avoir une

portance de sol supérieur ou égal à celle utilisé lors des hypothèses de calcul

2. Semelle de réglage

Elle peut être en béton maigre (béton de propriété) qui doit fissurer sous les blocs de

pierre (Atalus) ou un lit de sable 80cm de largeur sur 10cm d’épaisseur. Une fouille est faite à

une profondeur de 34cm pour avoir une surface de -24cm sur la couche de sable. Il faut

s’arranger à avoir un fond de fouille uniforme et bien compacté. Apres vérification de la cote

suis la pose du lit de sable de telle sorte à avoir une surface bien plane qui est arrosé pour être

bien compacté. Cet arrosage de sable est fait pour éviter les affaissements du sable lors de la

pose.

Figure 21 : semelle de réglage

3. Pose du premier rang avec la pince spéciale (consignée)

Pour la pose des Atalus une cale de 35cm en bois est fabriquée pour faciliter le respect

des espacements. Dans le cas où la pose est raccordée à un ouvrage existant la première pierre

est collée à l’ouvrage et les autres suivent en respectant les espacements. Il faut noter aussi

que l’espacement de 35cm est respecté que quand il s’agit d’un mur rectiligne. Une pince

67



spéciale permet une manutention adéquate des pierres Atalus (soulevé sans incliner ni

endommager)

Figure 22 : exemple de pose de la première couche des Atalus et la pince spéciale

4. Mise en place du remblai et compactage

Les camions dépotent la terre. L’intérieur des Atalus est rempli manuellement. Un

bulldozer est utilisé pour étaler la latérite sur la surface à remblayer puis compacter jusqu’à

atteindre une couche de 24cm. La latérite est compactée à 95% de l’OPN par couche et

respecter les caractéristiques conformes aux hypothèses prises lors des calculs de

dimensionnement. Le remblai au-dessus du géosynthtétique est compacté par un petit

compacteur et le remblai après la limite du géosynthtétique est compacter par un grand

compacteur.

Figure 23 : remblayage de la première couche

68



5. Pose de la première nappe de renforcement

Pour commencer la pose du géotextile il faut vérifier d’abord la qualité du géotextile.

Ceci étant fait, commence alors la pose des nappes de Géolon. Pour cela il y a des règles à

suivre :

poser le géotextile horizontalement dans le sens de la résistance maximale ; déroulé le

rouleau perpendiculairement au mur, faire le recouvrement de 50cm entre les nappes et 30cm

entre les pierres d’Atalus,

Respecter le positionnement des nappes comme indiqué sur les notes de calcul. Les

Geolons sont mis après deux lits de pose des pierres Atalus pour la première nappe de

renforcement et les autres nappes supérieures sont mises à chaque 3 couches de pierre Atalus.

La longueur de pose des atanappes est de 5,45m avec le recouvrement de 30cm il y aura

5.15m de long de l’extrémité intérieur de la pierre de l’Atalus à l’intérieur du remblai. Le

rouleau de Géolon fait 300ml de long et une largeur de 5.30m avec les 50cm de recouvrement,

il reste 4.80m de largeur utile.

Figure 24 : géosynthétique de renforcement

6. Pose des autres rangs

Pour le deuxième rang la pente doit commencer à ce niveau. Et pour cela il faut respecter

le fruit d qui est calculé avec la pente f=69.4° par la formule d=25/Tg f dont le résultat donne

un décalage d=9cm. Un fil est tiré et tendu à 9cm du dos des Atalus de la première couche ce

qui correspondra au dos des Atalus de la deuxième couche. Ces pierres sont disposées de telles

sortes à avoir toujours un espacement de 35 cm comme sur la première couche et seront

déposées sur les espaces qui sont laissés entre les pierres du premier rang. Après cela suit le

remblayage comme la première rangée ainsi de suite pour le reste des couches.

N.B : il faut finir le remblayage d’une couche avant de passé à la couche suivante.

69



Figure 25 : exemple de pose des Atalus à deux couches

7. Pose des éléments en courbe

Quand le mur est droit l’écartement ’e’ est constant à 35cm

Mur convexe 𝑹 > (𝒍𝒈 +𝑯

𝑻𝒈&) ×

𝑳+𝒆

𝒆

Figure 26 : pose de mur convexe

Pour ce type de mur l’espacement e à la base est supérieur à 35cm puis diminue au fur

et à mesure jusqu’à ce que les éléments se rapprochent et atteignent un espacement de 20cm.

Si jusque-là, la hauteur du mur n’est pas atteinte elle se poursuit par redans ou la première

couche est enfouie dans la terre et la pose se poursuit en reprenant le même processus que la

toute première couche.

Le rayon mini R dépend du fruit du mur ‘&’ et de la hauteur du mur

Fruit compris entre 45 et 75° R>2+3H/Tg&

Exemple pour &=65° 𝑑 =25

tan 65= 11,657 ≈ 12

tan & = 2,144; 𝑅65 > 2 +3𝐻

2,144= 2 + 1,4𝐻

Pour différentes hauteurs on peut déterminer facilement le rayon : pour H=5m 𝑅65 > 9𝑚

70



Fruit compris entre 75 et 85° R>5+7H/Tg&

Pour &=75° d=7cm calculer comme précédemment ; tg&=3,73 ; 𝑅75 = 5 + 2𝐻

Avec H=5m 𝑅75° > 16𝑚

Et le fruit compris entre 85 et 90° il n’y a pas de rayon mini un angle droit peut même être

réalisé

Figure 27 : mur à angle droit convexe

Mur concave 𝑅 > (𝑙𝑔 +𝐻

𝑇𝑔&) ×

𝐿+𝑒𝑚𝑎𝑥

𝑒𝑚𝑎𝑥𝑖−𝑒𝑚𝑖𝑛𝑖

Figure 28 : pose mur concave

Lorsqu’un mur concave est réalisé il est important de faire un écartement e inférieur à

35cm. e est inférieur à la base et augmente au fur et à mesure que le mur monte jusqu’à atteindre

son max qui est égale à 35cm. Le rayon mini R dépend du fruit & et de la hauteur du mur ainsi

que l’écartement e à la base du mur.

Fruit compris entre 45 et 75°

avec e mini =0 R>2+3H/Tg&

71



avec e mini = 20cm R>4,2+7H/Tg&

pour &=65° et e=0 le décalage d =12cm et tg &=2,14 alors 𝑅65° > 2 + 1,4𝐻

pour une hauteur de 5m 𝑅(65°; 𝑒=0) > 9𝑚 et 𝑅(65°;𝑒=20) > 4,2 + (7 × 5 2,144⁄ ) = 20,56 ≈ 21

Fruit compris entre 75 et 85° R> 4.2 + 7H / Tg& l’écartement mini est e=20cm à la base du

mur

Pour &=75° (d=7cm) Tg&=3,73 ;𝑅 > 4,2 + 2𝐻 implique pour H=5m 𝑅75° > 14𝑚

Pour &=80° (d=2,5cm) Tg&=5,6 ;𝑅 > 4,2 + 1,25𝐻 implique pour H=5m 𝑅80° > 11𝑚

Fruit compris entre 85 90° pas de rayon mini on peut même réaliser des angles droits.

Figure 29 : mur à angle droit concave

B. la terre armée

1. fabrication des écailles

La fabrication des écailles (BERGES - T. ARMEE - Procédure PREFA PANNEAUX

GEOMEGATERRACLASS) se fait par étapes avec trois points de contrôle. La préparation du

moule la mise en place de l’armature et des accessoires et le bétonnage.

Les écailles sont fabriquées sur une plate-forme aménagées où les moules sont rangés

selon les besoins ou par type. Le programme de fabrication des écailles est donné par la terre

armée. A partir de ce programme le nombre et les différents types d’écailles a coulé par jour est

noté.

a. Préparation du moule

Le réglage des moules en fonction du programme de la journée se fait avec les

dimensions données sur chaque type d’écaille sur les documents généraux cahier des panneaux

bas de mur, standard et haut de mur. A cet niveau il y a le point de contrôle numéro 1 (voir

72



annexe) Après le réglage les moules sont nettoyés puis graisser avec l‘huile de coffrage validée

par le service HSE. Et le moule est prêt pour la pose des inserts et armature de préfabrication.

Figure 30 : moule d'écaille démonté

b. La mise en place des armatures et accessoires

L’armature est mise en place sur 4 morceaux de chevron de 8cm ou 12cm selon les

épaisseurs de moule et les enrobages recherchés. Les chevrons de 12cm sont affectés aux

moules de 18. Les mailles utilisées dans ces moules sont faits de fer de 10 et renforcé au niveau

des géomega par des fers de 12. Et comme il y a 2 lits de fer de 10 au niveau des maillages

l’armature occupent donc 2 cm plus un enrobage minimum de 3.5cm qui est souvent arrondi à

4cm sur chantier. La somme de ces distances 4cm plus 2cm plus 12cm d’enrobage donne 18cm

ce qui fait l’épaisseur du moule. Pareille pour le moule de 14 le fer à béton de diamètres 6 et 8

pour les maillages. L’armature est posée sur les 4 chevrons de même dimension. Les geomega

sont fixés sur les portes geomega qui à son tour est fixé à un support et l’ensemble est monté

sur le moule puis fixé en attachant avec les fils de fer recuit l’armature est attaché au portes

geoméga pour la permettre de rester en suspension quand on enlève les chevrons. Cette

technique permet de ne pas utiliser les calles à béton. Apres suit la mise en place des goujons

et des ancres de levage sur le moule. Enfin le contrôle et le remplissage de la fiche de réception.

(Point de contrôle numéro 2)

73



Figure 31 : moule d'écaille près à être coulé

c. Phase de bétonnage

Le béton est produit par la centrale et est mis dans un camion toupie ou une auto

bétonnière pour servir les moules sur l’aire de préfabrication.

c.1. armature

L’armature pour la fabrication des écailles est faite de fers HA de 6, 8, 10, et 12 et les

fers ronds lisses ; autrement appeler DX sur les plans. Mais à défaut des fers ronds lisses pour

les crochets de levage, les HA peuvent être utilisés. Le ferraillage des écailles est constitué d’un

seul lit exception faite du type d’écaille OE8 qui possède un cadre vertical et deux lits

d’armatures. Du côté intérieur de chaque geomega La barre parallèle au porte geomega est

renforcée par une barre de diamètre supérieur. Ce renfort est observé uniquement à la partie

supérieure. du cadre de type OE8. Lors du montage de l’armature dans le moule les barres

transversale doivent être en bas pour permettre la repartions des efforts de traction des armatures

de pose.

74



Figure 32 : un exemple de ferraillage d'écaille

c.2 béton

La fabrication des écailles est faite avec un micro béton de 400kg/m3. Un adjuvent (Plast

retard) lui est associé afin de prolonger le temps de prise pour un temps de mise œuvre

conséquent. Le béton doit avoir une résistance minimale à la compression de 12MPa avant

décoffrage et un temps minimum de séchage (10 jours) avant utilisation sur chantier.

c.3 moule

Les moules de terre armée sont composés de deux parties : la table et les joues

La table est le fond de moule.

Les joues se fixent sur la table pour définir les dimensions du panneau

A partir de l’association des joues et de la table on a 2 types de moules : les moules

standards et les moules réglables (PEH et les GEH). On rencontre 4 types d’écailles les

standards, les demi-bas, les petites écailles hautes (PEH) et les grandes écailles hautes (GEH).

Les écailles standards et les grandes écailles hautes possèdent des goujons et des cônes de

réservation tandis que les petites écailles hautes ne disposent que de cônes de réservation et les

demis bas que des goujons.

Les joues, de trois dimensions font l’épaisseur des panneaux (14 16 et 18cm) dont deux sont

coulées sur ce chantier celles de 14 et de 18cm. Donc les joues de 16cm seront adaptées pour

couler les panneaux de 14.

La grande écaille haute (GEH) de 14 permet de faire les panneaux de 120 à 185,5cm de

hauteur.

Les PEH permettent de faire les panneaux de 45 à 110.5cm de hauteur.

Les moules des panneaux demis bas de dimension standard (73cm) permettent de

réaliser des panneaux d’épaisseur 14 et 18cm grâce à ces joues démontables

75



Le moule standard permet de faire les panneaux de 148 cm

Toutes les dimensions données sur les moules ou sur les panneaux ont une marge de +/- 5mm

autorisé.

d) accessoires

Goujon : petit tube en pvc placé dans le béton lors du coulage. Il permet l’alignement des parois

lors de la pose car.

Rondelle : à travers laquelle passe les goujons pour empêcher le jus béton de couler

Figure 33 : goujon et rondelle

Boite geomega : de dimension 14 ou 18cm avec fermeture. Placer dans le béton lors de la

préfabrication. Il permet de laisser passer grâce à son intérieur lisse l’armature lors de la pose

On veillera à coller à l’aide de ruban adhésif la fermeture afin d’empêcher le lait de béton de

coule dans le geomega

Figure 34 : le Géomega

Ancre de levage fer plat qui permet de soulever les panneaux verticalement lors de la pose

Réservation jetable deux coquilles qui se referme sur la tête de l’ancre de levage pour empêcher

que le béton referme sa tête lors du coulage afin de permettre un accès sur chantier car c’est par

là qu’on soulève le panneau verticalement pour sa mise en place

76



Figure 35 : ancre de levage et sa réservation jetable

2. Déchargement et stockage des éléments de montage

a. Les panneaux ou écailles

Les panneaux sont stockés par pile de 4 pour l’épaisseur de 18 et par pile de 5 pour les

panneaux de 14. Les panneaux sont stockés déplacés et déchargé toujours face vue vers le bas

et son déplacement se fait sur les camions à plat. Entre chaque écaille on met des morceaux de

chevron un plus long que les crochets de levage pour éviter le contact direct entre béton et

armature et chaque chevron est protéger par un plastique pour éviter des traces sur la face

extérieur mais les premières écailles sont stocké sur 2 long chevrons posé parallèlement.

b. Armatures

Les armatures de pose de la terre armée viennent en rouleau de 100ml. Elles viennent

dans des contenaires et arrivées sur chantier elles sont déchargées et stockées à l’abri du soleil

et de l’humidité.

c. Accessoires

Les plots d’appui spécifique en caoutchouc ou plot en EPDM posé entre les écailles au niveau

des joints horizontaux pour éviter le contact direct entre les écailles (béton)

Le joint non tissé : géotextiles utilisés au niveau des joints verticaux et horizontaux du mur pour

éviter que le remblai ne remplissent les espaces entre les panneaux.

Les accessoires sont fournis uniquement par l’entreprise Terre Armée. Ils doivent être

stockés dans un local fermé à l’abri de l’humidité et du soleil.

77



Figure 36 : plots PPDM

3. Mise en œuvre de la terre armée

La réalisation de la terre armée est faite à l’aide des documents (MANUEL

MONTAGE_TerraClass+GST5 2008 ; Principe de montage_GeoMegaTerraClass janvier

2012) qui sont fournis par l’entreprise Terre Armée. L'aspect final de l'ouvrage dépend

essentiellement du soin apporté à la pose des écailles (semelle de réglage, pose de la première

couche et le remblaiement)

a. Semelle de réglage

La semelle de réglage est faite pour aligner le premier lit de pose des écailles et ne doit

en aucun cas être renforcé par une armature. Lors du montage après la pose des premières

rangées le drainage est mis en place.

Figure 37 : réalisation de la semelle de réglage

Relevage des écailles

78



Les écailles sont soulevées verticalement à l’aide d’un système ancre ADRISS et

l’anneau correspondant (FRIMEDA) a verrou manuel.

L’anneau est mis au niveau de l’ancre de levage. Deux chevrons de 1,5m sont placés entre les

panneaux superposés pour éviter les épaufrures

Figure 38 : procédure de levage des écailles

Mise en place des écailles

La mise en place des écailles nécessite que l’espace laissé entre les deux demis écailles

adjacentes du même niveau corresponde au gabarit de l’écaille à apporter. Pour cela on utilise

une règle appelé gabarit de pose.

79



Figure 39 : le gabarit et la mise en place d'une écaille

Réglages des écailles

Pour aligner des écailles on trace un trait bleu sur la semelle de réglage.

Alignement

L’alignement est vérifié a vu d’œil par le trait bleu sur la semelle de réglage en ce qui

concerne le premier rang, le cordeau pour les rangs suivant. La barre à mine ou l’arrache clou

est utilisé pour le déplacement des écailles vers l’intérieur ou l’extérieur.

Niveau horizontal

Les écailles du premier rang doivent être parfaitement horizontales pour cela elles

doivent être fixées avec des cales plastique ou acier. Plus la semelle est bien réglée plus les

calages sont négligeables. Le bon alignement des écailles des autres rangs dépend du bon

réglage de la première couche d’écailles. Au cas où la semelle de réglage est prévue avec une

pente la pose des écailles s’effectue avec cette même pente. Il est aussi important de vérifier la

différence de cote entre le côté supérieur de l’écaille demi basse et celui de l’écaille standard si

la dimension est de 750 +/- 2mm.

Calage vertical

Les écailles ont tendance a reculé lors du compactage du remblai donc elles sont inclinées

de trois pour cent avant le remblayage et le compactage.

80



Figure 40 : alignement, calage et blocage pour la continuation pour plus tard

b) Préparation du chantier de montage

Phase 1 : L’implantation est particulière quand la terre armée se raccorde à un ouvrage existant

(culée). Il est toujours souhaitable de commencer le montage de la terre armée à partir de ces

ouvrages existant. Mais des difficultés peuvent amener à démarrer le chantier à un autre point.

Dans ce cas un montage sans remblaiement avec un contrôle précis de la distance entre le point

de démarrage et le raccordement s’impose. L’implantation doit être bien suivie par les

topographes marquent les cotes de la semelle et le côté extérieur du mur.

Phase 2: Le terrassement est fait jusqu’au niveau de la fondation (décapage remblayage et la

fouille). Les caractéristiques du sol de fondation de la semelle et du massif sont vérifiées. La

capacité portante du sol sous le massif est plus importante que celle de la semelle car celle-ci

est amenée à se casser. Elle a pour rôle l’alignement des écailles du premier rang d’écaille.

Phase 3 : Apres la pose du premier lit d’écailles on procède à la réalisation de l’assainissement

définitif qui consiste à mettre un drain au pied de la semelle. Pour cela le géotextile est étalé

dans une tranchée de 40 cm puis un tube PVC de diamètre 100mm perforé et placé côté

intérieur de la semelle de réglage. Le reste de la tranchée est rempli de gravier jusqu’à la hauteur

de 20mm.

Phase 4 : coulage de la semelle de pose avec une attente de 12h afin quelle puisse supporter le

poids d’une écaille sans subir de déformation.

81



Phase 5 : elle consiste à tracer un trait bleu sur la semelle à partir duquel se fait l’alignement

des écailles du premier niveau.

c) pose du premier rang d’écaille

Phase 1 : mettre en place les demi-écailles 1 et 2 en respectant l’espace nécessaire entre elles

pour la pose de l’écaille standard. Les demi-écailles mise en place devront être butonnées au

pied.

Phase 2 : mise en place de l’écaille numéro 3 ; vérification de l’alignement sur le bleu et

l’horizontalité; puis mettre en place le non tissé horizontal et vertical, des serre-joints et des

coins aux épaulements. Le faux aplomb intérieur de la première rangée fixé au départ à 1.5cm

(uniquement pour celui-ci) est obtenu par enfoncement des coins.

Phase 3: mise en place de la demi-écaille numéro 4 avec l’espacement, l’alignement et le calage

horizontal.

Phase 4: mise en place de l’écaille numéro 5 en respectant l’espacement avec l’écaille numéro

3 et avec vérification de l’alignement et le calage horizontal. Mise en place du non tissé

horizontal et vertical des serre-joints du faux aplomb et des coins en bois.

Phase 5: étaiement : il se fait sur la face visible du parement. En cas d’utilisation d’étais

métallique, un morceau de est entre les deux pour éviter de blesser le panneau. Les serre-joints

sont utilisés pour empêcher les étais de glisser sur les écailles.

Calage en pied des grandes écailles basses. Les demi-écailles basses sont fixées aux écailles

entières juxtaposées au moyen de serre-joints.

Toute écaille qui n’est pas posée sur une autre écaille, pour être maintenue par le système de

tube goujon, doit être étayée avec le même soin.

Phase 6: le remblaiement derrière les panneaux est fait jusqu’au niveau des boites geomega ce

qui fait une couche de 37.5cm environ. Il se fait avec une pente de 4% vers l’arrière du massif

et nécessaire pour l’assainissement de la plate-forme de remblai. On remblaie de l’arrière de

l’armature vers le parement mais le réglage et compactage se fait toujours parallèlement au

parement. Le compactage se fait du parement à 1.5m de largeur par un petit rouleau vibrant ou

une plaque vibrante de 500kg maxi et au-delà de 1.5m le compactage se fait avec un compacteur

vibrant de type V1 ou V2. Le taux de compactage est le même que celui d’un bon remblai

82



routier. La pente est réalisée par une niveleuse. Après compactage, la tranchée de prétention est

réalisée avec deux procédures possibles. Une fosse de 50cm de largeur est fait a la demi

longueur des armatures la un palier sur les 50 derniers centimètres de l’armature avec une

profondeur de 15 cm et l’autre en faisant une tranchée de 50cm de largeur a 50cm de l’extrémité

de l’armature a une profondeur de 10 à 15cm.

Figure 41 : remblayage de la première ligne d'armature

Phase 7: pour la mise en place des armatures la longueur de dimensionnement donnée par la

terre armée est multipliée par deux plus 70cm. La longueur de dimensionnement est la

distance du parement à une distance d du parement perpendiculairement. Cette distance est

multiplier par deux car une extrémité passe par le geomega pour rejoindre l’autre et les deux

extrémités se fixent a quelque centimètres de la distance donnée. Les 70cm compensent la

longueur qui sera dans le geomega et celle utilisée pour la fixation. Il faut s’assurer aussi que

l’armature est bien posée à plat et parallèlement entre elles sur le remblai. Elles sont fixées à

leur extrémité par des broches en fer à béton.

Phase 8 : Le remblaiement est fait à ce stade jusqu’au niveau supérieur des demi écailles tout

en commençant de l’arrière des armatures vers les parements. Le réglage se fait parallèlement

au parement en faisant une pente de 4%.

83



Figure 42 : deuxième couche de remblayage

NB : il faut éviter que les engins de chantiers et plus particulièrement ceux équipés de

chenilles circulent pas directement sur les armatures

Figure 43 : pose de la première rangée d'écaille

d) pose du deuxième rang d’écailles et des rangs suivant

La mise en place du remblai et des écailles progresse toujours ensemble. La pose du deuxième

lit commence après :

finition du remblaiement jusqu’au niveau supérieur des demi écailles basses ;

constations par le fil à plomb que les écailles du premier rang s’ont à la bonne place

après compactage.

Phase 1 : Enlever les serre-joints maintenant les écailles 3 et 5 à l’écaille demi-basse 2.

Mettre le plot en caoutchouc (plot EPDM) dans l’échancrure prévu au-dessus de l’écaille.

Phase 2 : poser l’écaille 101 la centrer pour obtenir des joints verticaux égaux ; puis aligner

les joints verticaux et horizontaux et serre-joint.

Maintenir la verticalité à l’aide du faux aplomb et les coins en bois.

Phase 3 : enlever les serre- joints qui maintiennent les deux écailles standard suivant au demi

bas qui les sépare. poser des plots en caoutchouc sur la demi basse et mettre en place du

panneau 102.

Aligner des joints verticaux et serre joints

Vérifier la verticalité du panneau avec le faux aplomb et la mettre en place des coins en bois

Poser des panneaux standards du deuxième rang par réitération de la phase 3.

84



NB: n’enlever les serre-joints qu’avec l’évolution de la pose des écailles

Phase 4 : le remblaiement et le compactage jusqu’au niveau des boites geomega

correspondent au boites geomega hautes des écailles entières du premier lit et les boites

geomega basses des écailles standard deuxième rang.

Phase 5 : a la fin remblaiement et compactage, vérifier l'alignement des écailles, et procéder

à la pose des armatures.

Phase 6 le remblaiement jusqu’au niveau supérieur des écailles standards du premier rang. Si

après compactage de la phase d6 les écailles hautes du premier rang inférieur ne sont pas

systématiquement verticales ajuster le faux aplomb défini au départ. A cette phase des travaux

la fiche peut être remblayée au moins partiellement

Figure 44 : remblayage de la première rangée d'écaille

Phase 7 : après le remblaiement du niveau supérieur des écailles standard du premier rang les

écailles standard du rang sont réalisées ensuite on enlève les étaies du premier rang. Les

opérations d1 à d6 se répètent jusqu’au dernier lit

Figure 45 : pose de la deuxième rangé d'écaille

85



e. pose du dernier rang d’écailles et finitions

Phase 1 : les derniers panneaux du mur sont constitués d’écailles entières ou de demi-écailles

comme au niveau du premier rang. Les éléments hauts portent des aciers en attente pour un

raccordement à la corniche. La mise en place de l’armature haute (celle du dernier lit), est

différente ; son armature est déviée de manière à laisser la place du corps de la chaussée

Le cordon de remblai est mis en place avant la pose des armatures plongeantes.

Phase 2 : Enlever les cales et serre-joints après l'achèvement complet du remblai.

Phase 3 : Assurer l'assainissement provisoire de la plate-forme si la chaussée n’est pas

réalisée immédiatement à la fin des travaux terre armée.

Phase 4 : Mettre en place la corniche si cela est nécessaire.

86



CONCLUSION

La réalisation des ouvrages terre armée et Atalus est cruciale pour l’aménagement d’un

échangeur. Ils permettent non seulement l’accès aux ouvrages mais également la surélévation

des routes. C’est dans ce sens que ce projet choisi, dans le cadre de notre mémoire de fin

d’étude, est : «stabilité des pentes : mise en œuvre des Atalus et terre armée »

Notre souci durant l’étude était de vérifier la stabilité d’un mur Atalus, le

dimensionnement d’un mur terre armée, ainsi que leur mise en œuvre sur l’échangeur du nord

de Ouagadougou. Les résultats sont pratiquement les mêmes que ceux de la société terre armée

pour les murs terre armée et Atalus-Tencates pour les Atalus. Nous avons donc rassuré la société

SOGEA SATOM par rapport au dimensionnement des ouvrages de soutènement par les

différents bureaux d’études.

Sur ce, cette étude a été un exercice très enrichissant pour nous, dans la mesure où nous

avons pu mettre en exergue nos connaissances théoriques dans le cadre de ce mémoire de fin

d’étude, et surmonter les difficultés rencontrées dans ce projet.

.

87



BIBLIOGRAPHIE

1. Reiffsteck, Philippe. cours terre armée. s.l. : ENS-Cachan, 2007 2008.

2. PIERRE, André. Réalisation de massif renforcé à parement en blocs cellulaires en béton. avis

technique d'algerie.

3. tencate. talus renforcé VTD nord ouest P30 a parement atalus. france : s.n., 01/06/16. note

technique 2584-1a.

4. NF P 94-270. Calcul géotechnique Ouvrages de soutènement Remblais renforcés et massifs

en sol cloué. s.l. : l’Association Française de Normalisation (AFNOR), juillet 2009.

5. SOGEA SATOM & TERRE ARMEE. echangeur du nord . document generaux cahier des

panneaux bas de mur, standard et haut de mur . Ouagadougou : s.n., 08/06/16.

6. Tolbix, Nabil. les murs en terre armée de la rocade méditeranéenne. présentaion.

7. SOGEA SATOM & TERRE ARMEE. echangeur du nord. document generaux note de calcul

de stabilité interne dossier d'execution. 08/06/2016. projet numero 8950.

9. SOGEA SATOM & TERRE ARMEE. échangeur du nord . noite de calcul de stabilité externe

des murs . ouagadougou : s.n., 08/062016. 3309.

10. TERRE ARMEE. principe de montage. mur terre armée “ GeoMega TerraClass. janvier

2012.

11. TERRE ARMEE . MANUEL PRATIQUE DE MONTAGE DES STRUCTURE EN

TERRE ARMEE. parement terraclass armature geostrap-5. 2014.

12. Emmanuel, M. BIETH. cours de mecanique des sols appliqués. s.l. : ENTPE, 2009 2010.

13. soutennement et renforcement des sols. Comment apporter une stabilité à un massif devenu

instable du fait du facteur naturel ou artificiels defavorable.

14. mise en oeuvre des pierres atalus 120kg environ 3.9 unités/m2 VTD nord. ouagadougou :

s.n., 2016.

15. ARMEE, TERRE. procedure de controle des panneaux. GEOMEGA TERRACLASS.

88



Annexe : résultat de Valdez

b. résultat de calcul du logiciel Valdez

**************************************

1. DONNEES GENERALES *

**************************************

1. 1 TYPE D'OUVRAGE :

--------------------------

Durée de service : 100 ans

Site : Hors d'eau

Température : 33 ºC

1. 2 ARMATURES :

---------------------

Nom : GeoStrap-5 (94270)

Type 1: 37.5 kN

-------

Largeur b : 50.0 mm

Statique Tr : 9.72 kN

Type 2: 50 kN

-------

Largeur b : 50.0 mm


Type 3: 65 kN

-------

Largeur b : 50.0 mm


89



1 . 3 PAREMENT : Terra Class GeoMega -------------------

***************************************

* 2. SECTION 01 *

***************************************

2 . 1 DONNEES DE LA SECTION : ____________________________________________________________________

2. 1. 1 GEOMETRIE :

--------------------------

MASSIF

Hauteur parement Hf : 8.980 m Hauteur massif H1 : 8.980 m

Hauteur couronnement Hc : 0.000 m Hauteur libre Ht : 0.000 m

Hauteur talus H2 : 0.50 m Hauteur mécanique Hm : 9.480 m

Pente talus beta : 90.00° Pente plateforme oméga : 0.00°

Retrait talus F : 0.00 m Pente en pied Beta_s : 0.00°

Longueur armatures : 6.70 m

SURCHARGES

Valeur q : 20.00 kPa Position Lq : 1.50 m

Type : surcharge routière

2. 1. 2 CARACTERISTIQUES DES SOLS :

------------------------------------------

REMBLAI TERRE ARMEE

Poids volumique gamma1 maxi:23.00 kN/m3 Frottement phi1:36.00°

gamma1 mini:21.00 kN/m3

REMBLAI COURANT

Poids volumique gamma2 : 23.00 kN/m3 Frottement phi2:36.00°

FONDATION

Cohésion C3 : 0.00 kPa Frottement phi3 : 30.00°

2. 1. 3 POUSSEE :

------------------------

Inclinaison de la poussée à l'arrière du mur T.A. :

deltaX = 0.00° - deltaY = 14.55°

Coefficients de poussée :

K2x = 0.000 K2y = 0.238

(Statique)

x = 0.000 m y = 9.480 m

90



2. 2 ELEMENTS PERMETTANT LA VERIFICATION DE LA STABILITE EXTERNE

_____________________________________________________________________

2. 2. 1 SOLLICITATIONS DU SOL DE FONDATION :

---------------------------------------------------

----------------------------------------------------

----- combi Rv Rh M qréf

2.x

kN/m kN/m kNm/m kPa m

1 2267.74 387.29 6907.25 372.27 6.09

2 1460.77 387.29 4017.13 265.59 5.50

3 1551.64 238.31 4770.53 252.34 6.15

Fiche minimale = 0.56 m

2. 2. 2 GLISSEMENT SUR LA BASE ET RENVERSEMENT (à titre indicatif) :

---------------------------------------------------------------------------

---------------------------------------------------------------------------------

GLISSEMENT SUR LA BASE

RENVERSEMENT

Coef. de surdim. valeur minimale Coef. de surdim.

combi gliss. massif gliss. fond. phi(°) Cohésion (kPa)

---------------------------------------------------------------------------------

1 3.87 3.07 10.64 -

4.43

- 62.28

2 2.49 1.98 16.26 -

2.88

- 62.28

2. 3 STABILITE INTERNE

______________________________________________________________

Largeur de calcul : 3.00 m

91



2. 3. 1 RUPTURE DES ARMATURES - TRACTION AU PAREMENT : Coef. de surdim.

-------------------------------------------------------------

---------------------------------------------------------------------------

-- armatures amorces

lit z Sv type N Nt combi K sigmah Tm To Tr/Tm Tro/To

m m kPa kN kN

----------------------------------------------------------------------------------

1 0.365 0.740 2 10 5 1 .390 17.79 3.95 3.36 3.28 3.86 #

2 .390 7.15 1.59 1.35 8.17 9.61

2 1.115 0.750 2 8 4 1 .371 25.69 7.22 6.14 1.79 2.11 #

2 .371 12.82 3.61 3.06 3.59 4.23

3 1.865 0.750 2 8 4 1 .352 32.85 9.24 7.85 1.40 1.65 #

2 .352 18.04 5.07 4.31 2.55 3.01

4 2.615 0.750 2 8 4 1 .333 39.31 11.05 9.40 1.17 1.38 #

2 .333 22.82 6.42 5.46 2.02 2.38

5 3.365 0.750 2 8 4 1 .314 45.05 12.67 10.77 1.02 1.20 #

2 .314 27.18 7.65 6.50 1.70 1.99

6 4.115 0.750 2 10 5 1 .295 50.09 11.27 9.58 1.15 1.35 #

2 .295 31.14 7.01 5.96 1.85 2.18

7 4.865 0.750 2 10 5 1 .276 54.41 12.24 10.41 1.06 1.25 #

2 .276 34.69 7.80 6.63 1.66 1.95

8 5.615 0.750 2 12 6 1 .260 58.68 11.00 9.54 1.18 1.36 #

2 .260 38.25 7.17 6.22 1.81 2.08

9 6.365 0.750 2 12 6 1 .260 66.51 12.47 11.18 1.04 1.16 #

2 .260 44.27 8.30 7.44 1.56 1.74

10 7.115 0.750 3 10 5 1 .260 74.79 16.83 15.59 1.00 1.08 #

2 .260 50.81 11.43 10.59 1.47 1.59

11 7.865 0.750 3 12 6 1 .260 83.59 15.67 14.98 1.07 1.12 #

2 .260 57.96 10.87 10.39 1.55 1.62

12 8.615 0.740 3 14 7 1 .260 92.99 14.74 14.53 1.14 1.16 #

2 .260 65.86 10.44 10.29 1.61 1.64

92



2. 3. 2 ADHERENCE : Coefficient de surdimensionnement

--------------------------

----------------------------------------------------------------------------------

--

Lit z L La type N Nt combi µ* ha Tm Tf Tf/Tm

m m m m kN kN

----------------------------------------------------------------------------------

--

1 0.365 6.70 4.00 2 10 5 1 1.207 0.865 3.95 20.33 5.15

2 1.207 0.865 1.59 6.50 4.09

2 1.115 6.70 4.13 2 8 4 1 1.126 1.615 7.22 27.58 3.82

2 1.126 1.615 3.61 11.67 3.24

3 1.865 6.70 4.25 2 8 4 1 1.045 2.365 9.24 34.04 3.68

2 1.045 2.365 5.07 16.34 3.22

4 2.615 6.70 4.38 2 8 4 1 0.965 3.115 11.05 39.61 3.58

2 0.965 3.115 6.42 20.45 3.19

5 3.365 6.70 4.50 2 8 4 1 0.884 3.865 12.67 44.19 3.49

2 0.884 3.865 7.65 23.91 3.13

6 4.115 6.70 4.63 2 10 5 1 0.803 4.615 11.27 47.68 4.23

2 0.803 4.615 7.01 26.66 3.81

7 4.865 6.70 4.75 2 10 5 1 0.722 5.365 12.24 49.96 4.08

2 0.722 5.365 7.80 28.63 3.67

8 5.615 6.70 5.02 2 12 6 1 0.654 6.115 11.00 53.43 4.86

2 0.654 6.115 7.17 31.21 4.35

9 6.365 6.70 5.39 2 12 6 1 0.654 6.865 12.47 63.23 5.07

2 0.654 6.865 8.30 37.65 4.54

10 7.115 6.70 5.77 3 10 5 1 0.654 7.615 16.83 73.61 4.37

2 0.654 7.615 11.43 44.67 3.91

11 7.865 6.70 6.14 3 12 6 1 0.654 8.365 15.67 84.83 5.41

2 0.654 8.365 10.87 52.26 4.81

12 8.615 6.70 6.52 3 14 7 1 0.654 9.115 14.74 96.90 6.57

2 0.654 9.115 10.44 60.43 5.79

Armatures type 1 : 37.5 kN

0.0 mètres pour 3.0 m de largeur de mur

Armatures type 2 : 50 kN


Armatures type 3 : 65 kN


93



*********************************

* DONNEES COMPLEMENTAIRES *

*********************************

1 FICHIER DE STANDARDISATION : NFP94270

--------------------------------

2 METHODE DE CALCUL : Etats limites

-----------------------

3 COEFFICIENTS :

-------------------

_______________________________________________________

| COEFFICIENTS DE PONDERATION densité |

| combi LFw LFp LFq1 LFq2 T.A. |

| Massif P.remb. Surcharge P.surch. |

| 1 1.35 1.35 1.50 1.50 2 |

| 2 1.00 1.35 0.00 1.50 1 |

| 3 1.00 1.00 0.00 0.00 2 |

|_______________________________________________________|

Densité T.A. : 1 = min - 2 = max

________________________________________________________

| Coef. sécurité FSg FSgc FSr FSc FSf |

| Frott. Cohés. Renv. Poinç. Adhér.|

| Statique 1.10 1.10 1.40 1.40 1.35 |

| coef. de méthode |

| Statique 1.000 1.000 1.000 1.000 |

|________________________________________________________|

Coefficients de réduction GeoStrap :

Type 37.5 kN : RFid: 0.90, RFd: 0.60, RFcr: 0.60

Type 50 kN : RFid: 0.90, RFd: 0.60, RFcr:

0.60 Type 65 kN : RFid: 0.90, RFd: 0.60,

RFcr: 0.60

4 PAREMENT :

------------

Espacement vertical des armatures : 0.750 m

Hauteur du premier lit d'armatures: 0.365 m

Rapport To/Tm : au pied 0.4pHm Hm

(%) 100.00 85.00 85.0

N.B : Les résultats de calcul noté ci-dessus sont d’une seule section. Ces calculs devront être réalisés

pour toutes les sections de la terre armées. Dans notre dimensionnement nous choisirons une seule

section pour calculer les différents paramètres afin de montrer comment la terre armée est

dimensionnée.

94



Annexe 2 : fiche de contrôle de

1 236 STC

2 241 STC

3 234 STC

4 237 STC

5 242 STC

6 239 STC

7 238 STC

8 240 STC

9 031 PTC

10 006 PTC

11 030 GTC

12 019 GTC

13 020 DTC

13' 020 DTC

14 220 STC

15 213 STC

16 214 STC

17 215 STC

18 221 STC

19 217 STC

20 013 DTC

20' 013 DTC

21 038 STC

22 027 STC

23 037 STC

24 216 STC

25 015 STC

Fait à:

Le:

Nom:

Signataire:

29/07/2016

OUAGADOUGOU

TRAVAUX DE CONSTRUCTION CLEF EN MAIN DE L'ECHANGEUR DU NORD DE OUAGADOUGOU

MUR DE SOUTENEMENT EN TERRE ARMEE

Contrôle de panneaux après decoffrage

N° moule N° couléeEcailles

fabriquéesEpaisseur Hauteur Teinte

L'écaille

coupéeRemarque

95



Annexe 3 : Fiche de contrôle du coffrage


A0 B0 CO DO EO A1 B1 E1 A2 B2 C2 D2 E2

148

(cm)

148

(cm)

145,2

(cm)

145,2

(cm)

150

(cm)

110,5

(cm)

110,5

(cm)

150

(cm)

185,5

(cm)

185,5

(cm)

145,2

(cm)

145,2

(cm)

150

(cm)

STANDARD M25 015 STC 148,3 148,3 145,3 145,4 150 X X X X X X X X 18 OK

STANDARD M22 027 STC 148 148,2 145,1 145,1 150 X X X X X X X X 14 OK

STANDARD M23 037 STC 148,2 148,3 145,4 145 150 X X X X X X X X 14 OK

STANDARD M21 038 STC 147,8 148,1 145,3 145 150 X X X X X X X X 14 OK

STANDARD M14 220 STC 148 148 145,2 145,6 150 X X X X X X X X 18 OK







STANDARD M8 240 STC 147,9 148 145,5 145,5 150 X X X X X X X X 14 OK








020 DTC 73,1 73,2 X X 150 X X X X X X X X 18 OK

020 DTC 72,9 73 X X 150 X X X X X X X X 18 OK

013 DTC 73 73,1 X X 150 X X X X X X X X 17,9 OK

013 DTC 73,3 73,4 X X 150 X X X X X X X X 18 OK

PEH M10 006 PTC X X X X X 110,5 110,5 150 X X X X X 14 OK

PEH M9 031 PTC X X X X X 110,5 110,7 150 X X X X X 14 OK

GEH M12 019 GTC X X X X X X X X 185,3 185,6 145,6 145,5 150 14 OK

GEH M11 030 GTC X X X X X X X X 185,7 185,8 145,5 145,6 150 14 OK

Conformité

Dimensions (points de contrôle)

Tableau de contrôle des coffrages

N° moulesTypes de moulesHauteur

support



Tolérance +/- 5mm

Demi-bas M13

Demi-bas M20

96



Annexe 4 : Fiche de contrôle avant coulage

Nombre Types Position Enrobage Type Enrobage

1 236 STC

2 241 STC

3 234 STC

4 237 STC

5 242 STC

6 239 STC

7 238 STC

8 240 STC

9 031 PTC

10 006 PTC

11 030 GTC

12 019 GTC

13 020 DTC

13' 020 DTC

14 220 STC

15 213 STC

16 214 STC

17 215 STC

18 221 STC

19 217 STC

20 013 DTC

20' 013 DTC

21 038 STC

22 027 STC

23 037 STC

24 216 STC

25 015 STC

Fait à:

Le:

Nom:

Signataire:

28/07/2016

OUAGADOUGOU



Contrôle de panneaux avant coulée

GoujonsPosition séparatif

Ecaille coupéeValidation

Ancres/

Tampon

Boîtes GeoMega FerraillageN° moule N° coulée

Ecailles à

fabriquer