application des eurocodes pour les ouvrages portuaires

5/14/2018 Application Des Eurocodes Pour Les Ouvrages Portuaires

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COMPARAISON DE LA METHODE TRADITIONELLE ETDE LA METHODE AUX ETATS LIMITES SUR UN

OUVRAGE REEL: LE QUAI DE FLANDRE A DUNKERQUEJ.L MacairePart A utonome de Dunkerque, [email protected]. BauduinBESIX et Universite de Bruxelles, [email protected]

1. INTRODUCTIONLe cahier de Charge de I'extension du quai de Flandre dans Ie port de Dunkerque

prevoyait que le dimensionnement soit realise moyen des methodes traditionnellesaux coefficients globaux et veri fie par la methode aux coefficients partiels dans leformat ROSA 2000.Apres une presentation de l'ouvrage tel que realise, la presente communicationexplicite I 'application de la methode traditionnelle et de la methode aux coefficients

globaux et selon Ie format ROSA 2000 au cas du quai de Flandre (paroi avant, contre-rideau, tirants, stabilite d'ensemble et du massif d'ancrage). Les resultats des calculsseion les deux methodes sont compares et un retour d'experience est esquisse,

2. DESCRIPTION DE L'EXTENSION DU QUAI DE FLANDRE2.1. Description des ouvrages existants et description generale des travauxImplante dans le bassin de l' Atlantique du port Ouest, Ie quai de Flandre actuel

(voir figure 1) fut construit en deux periodes distinctes. Le premier troncon (longueur509 metres) construit en 1976 a ete realise en caissons cylindriques ancres sur unradier. Le second troncon (longueur 200 metres) a ete construit en 1990 saconception est basee sur un rideau avant mixtes (tubes metalliques en alternance avecdes palplanches) ancres sur un systeme de tirants passifs sur deux niveaux associes aun rideau arriere en palplanches.L'extension du quai des Flandres est prevue pour accueillir a terme les portes-

conteneurs de la nouvelle generation de 350 metres de longueur, 45 metres de largeuret 15,5 metres de tirant d'eau. L'operation d'extension du quai de Flandres comprenddeux tranches:

La tranche ferme se compose de 172 metres de quai supplementaire accostablesdragues it la cote - 14,5 metres eM et de 134 metres de raccordement permettantl 'accueil simultane de deux portes-conteneurs de 210 metres et d'un porte-conteneur de 310 metres de long et de 13,5 metres de tirant d'eau.La tranche conditionnelle comporte 104 metres de quai accostables et 164 metresde raccordement.Ceci permet de draguer I'ensemble des 410 metres de quai supplementaires

(173+134+104) a la cote - 16.50 eM et d'accueillir sur l'ensemble du terminalsimultanement deux portes-conteneurs de 280 metres ainsi qu'un porte-conteneur de350 metres et 15.5 metres de tirant d'eau.

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mailto:[email protected]:[email protected]:[email protected]:[email protected]


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En ajoutant 200 metres de quai realises au debut des annees 1990 et qui fontaujourd'hui office d'ouvrage de raccordement, ce sont 600 metres de quais nouveauxqui seront mis en service (figures 2 et 3).

2.2. 1) extension du quai de Flandre proprement dit.Ce quai est construit a partir d'une plate-forme a la cote - 2.0 Clvl, II est constitued'une structure mixte tubes-palplanches et d'une poutre de couronnement en beton

arme, ancre a deux niveaux sur un contre-rideau en tube metallique (coupe type figure4). La structure mixte du projet du marche en sa coupe type est constituee de tubesmetalliques de diametre 1067 mm depaisseur 25.6 mm fiches a la cote -36 eM. Lestubes sont constitues de trois virolles de 12m. L'acier des tubes est de qualite X70 surles 24 m superieurs des tubes, nuance X 65 sur les 12 m inferieurs Les tubes sontespaces de 2.32 m d'axe en axe et des palplanches de type PU 16 de 23 metres delongueur sont places entre les tubes metalliques, Les tubes et les palplanches assurentl' etancheite du soutenement, Les tubes et les palpJanches sont mis en place dans unecran de bentonite ciment sur une hauteur comprise entre -2.0 Clvl et -18.5 Clvl afind'en faciliter la penetration dans les terrains traverses, tout en se preservant desrisques de liquefaction, et par battage pour le solde. La superstructure est constitueepar un voile de 1.3 m d'epaisseur encastres dans les tubes a partir de la cote 0 CM aumoyen d'un bouchon en beton arme. Une poutre de 3.05 m d'epaisseur de +5.5 eMa +8.5 CM se raccorde par un biais. Un encuvement dont I'axe est situe 2.40 m dumur du quai est destine a recevoir la voie avant du portique.Le rideau est ancre par deux Iits de tirants passifs : les tirants superieurs

(espacement 2.32m, diametre 73 mrn, M90 ) sont fixes dans Ie voile en beton arme ala cote +4.5 m Clvl; les tirants inferieurstespacement 2.32m, diametre 127 mmM150) it la cote -5.70 m CM aux tubes par l'intermediaire du bouchon de beton.Une licrnc, c o t e terre, solidarise les tubes au niveau du lit de tirants inferieurs.

Le rideau d'ancrage constitue de tubes diametre 1016 mm, epaisseur 12.6 mmX65 de 8 m de haut est situe a 44 m en arriere du rideau principal. Les tirants y sontancrcs aux cotes -5.0 Clvl et -1.0 eMLes voies de roulement arriere des portiques a 23 et 32 m sont realisees dans Ia

continuite des voies existantes. Ces voies sont chacune assises sur poutre en betonarme fondee sur un file de pieux.Lcs travaux ont e tc confies par Ie Port Autonome de Dunkerque a Ia societe BESIX

et comprennent essentiellernent:I'etablissernent des notes de calcul, notes techniques et plans d'execution desouvrages definitifs et temporairesla mise en oeuvre maitrisee d'une demarche assurance qualitel' execution des travaux et ouvrages proprement dits, y compris batardeaux deprotection, la construction du quai et de ses raccordements y compristerrassernents et remblaiements, rabattements, realisation des terre pleins sur unelargeur de 50 m, realisation des deux voies de portiques, fourniture et pose desequipernents de quai y compris les rails et accessoires.

Le rnarche ne comprend pas les dragages generaux du Bassin de I'Atlantique et larealisation des terre pleins au-dela de Ia bande de 50m.

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3. HYPOTHESES DE CALCUL

Le present document se limite it la verification de la paroi avant, du contre-rideauet des tirant. Les phenomenes liees it I'ecoulement (boulance, renard) ainsi que laverification de la poutre de couronnement et des voies de grue, ne sont pas traites.3.1. Situations de calculsLes situations suivantes ont ete etudiees:

situations permanentes et transitoires, y compris les situations temporaires durantI'execution de )'ouvrageles situations accidentelles suivantes :* maree basse ou haute exceptionnelle* accostage accidentel* rupture d'un tirant inferieur ou superieur

L'ouvrage est verifie pour les conditions non-drainees ( < < court terme ) et pour lesconditions drainees ( long terme ). Les principes de calculs etant semblables pourles situations drainees et non drainees, et les premieres etant dimensionnantes pourI'ouvrage, seuls les resultats des calculs correspondants aux situations a long termeseront presentes dans Ie present document.11y a lieu de tenir compte de la reduction d'epaisseur des tubes formant le rideau

avant due a la corrosion.3.2. Geometric et niveaux d'eauLe niveau du terre plein est de +8.50 CM. La cote de dragage est - 16.50 CM;

cependant le cote de calcul est -18.50 CM. Les niveaux d'eau en conditions normaleset exceptionnelles sont donnes au tableau 1.conditions de maree cote maree nappe phreatique

norrnales maree basse +O.50CM + 5.00 CMmaree haute +7.00CM + 6.00 CMexceptionnelles maree basse - O.20CM + 5.00 CMmaree haute + 7.20 CM +6.00CMTableau 1: Niveaux de marees et de fa nappe phreatique cote terre3.3. Stratigraphie et valeurs caracteristiques des parametres geotechniquesLa stratigraphie et les valeurs caracteristiques de parametres geotechniques etaient

donnees dans le CCTP et avaient ete etablies par le maitre d'ouvrage sur base d'unereconnaissance geotechnique locale (forages et essais pressiometriques et essaispenetrometriques CPTU) completee sur base de I 'experience acquise au prealable parle Port Autonome de Dunkerque lors de reconnaissances et projets anterieurs. Letableau 2 recapitule les elements de stratigraphie et les valeurs caracteristiques deparametres geotechniques.Les valeurs des modules de reactions horizontaux K, n'etaient pas donnees au

CCTP et ont ete deduites des resultats pressiometriques au moyen de la methode deBalay (1994). Le module de reaction etant determine it partir des resultatspressiornetriques et de donnees geometriques telles que la hauteur libre et la fiche, ilest necessaire de considerer l'evolution de celui-ci en fonction du phasage de

Appliquer les Eurocodes au calculdes ouvrages en site aquatique

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l' execution. Pour ce faire, deux configurations ont ete considerees, correspondant auxsituations debut et fin de la realisation.Il a ete tenu compte de la sensibilite des resultats aux valeurs du module dereaction en effectuant les calculs pour les deux groupes de valeurs du moduleindiquees sous les colonnes Kh et K,va r dans Ie tableau 2.

Y ' I c' Em Kh K h, va rY h Y sa t < p eu P I a. Debut Fin Debut F inkN/m ' kN/m ' kN/m ' 0 kN/m ' kN/m ' Mpa Mpa kN/m ' kN/m2 kN/m1 kN/m2

rernblai IS IS 8 30 0 0 * 8000 0.33 3396 1501 1698 750+S.5 a -6.0sable sup 1 20.5 20.5 10.5 35 0 0 2 15000 0.33 6440 2846 3220 1423+8.5 a -6.0sable sup 2 20.5 20.5 10.5 37 0 0 3 25000 0.33 10612 4690 5306 2345-6 a - 1 3Limon 19 19 9 25 0 40 0.8 6000 0.50 2139 680 1069 340-13 a -15sable inf 1 20 20 10 33 0 0 2.5 18000 0.33 10614 3377 5307 1689-15a-18.5sable inf I

bis 20 20 10 33 0 0 2.5 18000 0.33 10614 6804 5307 3402-IS.5a-20sable inf2 20 20 10 35 0 0 2.5 18000 0.33 10614 6804 5307 3402-20 a -24argile 1 19.5 19.5 9.5 25 31 130/ 1.8 24700 0.67 5564 3504 11128 7007-24 a -26 183

argile 1 bis 19.5 19.5 9.5 25 31 192/ 1.9 28160 0.67 6344 3995 38062 23967-26 it -30.6 192argile 2

2061-30.5 a - 19.5 19.5 9.5 25 31 206 2.1 35945 0.67 8097 9174 48584 5504236.0 , .

L

Tableau 2: Stratigraphie et valeurs caractertstiques des parametres geotechniques

3.4. Valeurs des actions variables d'exploitationLes actions variables d'exploitation agissant sur le terre plein ou directement sur le

mur de quai sont :la surcharge d'exploitation sur ie terre plein, notee TP, de 60 kN/m2 en arriere dela magistralc du quai sur une distance de 50 metresles actions dues aux portiques Noell (voie arriere situee a 23 m) et Post over-Panamax (voie arriere situee a 32 m). Ces actions sont notees OU Ircspectivement OU2. II y a lieu de considerer deux portiques cote a cote. Le railcote mer des portiques est situe sur la poutre de couronnernent du quai, ce quipcrmet de supposer, au regard de sa raideur, une distribution uniforme des effortsverticaux (sous un angle de 45) et horizontaux pour Ie dimensionnement duquai. Les actions par pied de portique sont donnees au tableau 3.


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Noell Pos t over-panamaxBass in terre Bas s in terre

Actions 4 9 2 0 4 3 8 0 6 0 2 6 6 1 2 9v verticales= 'tJ , . : l Actions II a ux v o ie s 4 9 2 4 3 8 4 1 2 4 3 3.)V'J horizontales .1a ux v o ie s 9 8 4 8 7 6 5 1 5 5 6 7

Actions 4 6 4 0 5 2 0 0 6 4 8 9 9 1 6 7v verticalese .~: : C Actions 1 / a ux v o ie s 4 6 4 5 2 0 * *V'J horizontales .1a ux v o ie s 9 2 8 ) 0 4 0 6 1 8 8 6 5Tableau 3: Valeur caracteristique des actions des portiques OU, et OU2

lcs actions dues a la grue mobile Liebherr, notee CRP, pouvan1 se trouvern'importe ou sur le terre plein. Les efforts de la grue mobile s'appliquent parlintermediaire de patins de l*b = = 5.50 * 1.30 m". La charge localisee q (klvl/m")sous Ie patin est transformee en une charge equivalente bidimensionelle q' ensupposant que la charge q se diffuse suivant un angle de 45 it partir de lafrontiere avant de la surface d'application de la charge: q' = q *1/(l+2d) danslaquelle d est la distance de la frontiere avant de la surface d'application it laparoi avant du quailes actions d' amarrage, notees AM, sont reparties de facon homogene par lapoutre de couronnement et sont representees pour le calcul du mur de quai parune charge lineaire de 75 kN/m'l'effort d'accostage, note ACC s'eleve a 4000 kN par plot d'accostage. Les plotssont entre distants de 20 m. L'effort par plot est reparti egalement sur les troisdefenses composant chaque plot. de plus, on suppose une diffusion dans la poutrede couronnement sur une longueur de 8 m et sur la hauteur de la defenseconcernee.lcs ancrages tempete agissent dans l'axe du quai et n'interviennent pas dans lesca1culs presentes dans le present document.

3.5. Taux de corrosionLe quai principal doit etre durable pour une duree de 50 ans tenant compte de la

corrosion. On considere les pertes d'epaisseur suivantes pour les tubes metalliquesconstituant Ie ridcau du quai principal:en partie superieure, les elements se trouvent en immersion permanente dans uncnvironnement d'eau salee sous un climat te rnpere , Dans ce milieu, ENV 1993partie 5 recommande une perte d'epaisseur de 1.75 mm apres 50 ans.en partie inferieure, les elements sont en contact avec un sol naturel intact sous lanappe phreatique. Dans ce milieu, ENV 1993 partie 5 recommande une perted'epaisseur de 0.60 mm apres 50 ans.

Il n'est pas necessaire de tenir compte de perte d'epaisseur due a Ja corrosion dansles tirants.

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4. LES MODELES DE CALCULLes methodes de calculs utilisees dans Ie format aux coefficients globaux et dans le

format aux coefficients partie1s sont identiques. Les calculs ne different que par lesvaleurs des parametres introduits (valeurs caracteristiques pour la methode auxcoefficient globaux et valeurs de calcul pour la methode aux coefficients partiels). Letableau ci-dessous renseignc les methodes de calculs utili sees pour les justificationspresentees dans Ie present document.

partie de I'ouvrage objet modele de calculparol avant en tant que - fiche minimale: ca1cul nurnerique selon lasoutenement mobilisation de la butee methode aux modules de- Iigne des moments et reaction, ressorts elasto-

valeurs maximales plastiques independants- reaction dans les tirants (modules de reaction par la- deformations en ELS methode de Balaylcontre-ri deau - encastrement calcul numerique selon la- ligne des moments et methode aux modules de

valeurs maximales reaction, ressorts elasto-- deformation en ELS plastiques independants, Les

efforts des tirants sontintroduits comme actions.

parol avant en tantqu'element de fondation - capacite port ante fascicule 62, titre Vpour charges verticalesensemble - grand glissement Bishop~- glissement generalisencrage - Kranz

massif d'ancrage interference prismes pousseerideau et butee contre-rideau

paroi avant et contre- - resistance structurale sous o = M/Wel + N/Arideau flexion et effort normaltirants - resistance structurale en c r = T/AtractionTableau 4: Modeles de calculs utilises dans les formats aux coefficients globaux et aux hatslimitesLcs coefficients due poussee et de butee ont ete etablis au moyen des tables de

poussee et butee de Caquot-Kerisel en prenant 8 = 2/3 q > pour la paroi avant et 8 = 0pour Ie contre-rideau dans la methode traditionnelle et 8 = 0.5 ( q > - a) selon larecommandation ROSA 2000 pour les calculs aux etats limites (a: inclinaisonmoyenne des tirants, U~0)La raideur des tirants pour Ie calcul du rideau est etablie tenant compte de lacornpatibilitc des deplacements du rideau et du contre-rideau, c'est a dire que

I'allongement elastique du tirant (tenant compte d'une perte d'effort de traction dueau frotternent du tirant dans Ie sable) et du deplacement horizontal necessaire a lamise en butee du contre-rideau determinent la raideur des tirants.Les elements structuraux (parois, tirants) sont introduits dans les modeles de calcul

comme des elements a loi de deformation lineaire elastiques sans seuil de plasticite,Les calculs tiennent compte de I'histoire du phasage des travaux et de

l' exploitation. Les phases successives de calculs sont decrites ci-apres et illustrees a lafigure 5 ci-dessous. Les calculs par la methode aux modules de reaction tiennent


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compte de l'h is torique de la cons truction et de I' exploitation et des deformationsirrev ers ibles prov enan t de ph as es anterieu res ,

Etat des lieux avant les phases de calcul de stabilite :_ rabattem ent general de la nappe phreatiq ue jus qu'au niv eau -6.50 Clvl_ excav ationjus qu 'au niv eau -2.00 Clvl (realis ation de la plate-form e pour la m ise en

place des pieux_ realis ation de la paroi bentonite - cim ent jusqu 'au niv eau -1 8.50 C lv l- m ise en place du rideau (s tructure m ixte)

Phase de calcul 1 "Deblais et pose des tirants inferieurs "_ rabattem ent de la nappe co te terre ju sq u'au niveau -20.50 Clvl pour eviter tout

ris que de claquage de fond de fouille (couche im perm eable de-1 3.00 a-IS.O O)_ excavat ion cote terre jusq u'au niv eau -6.00 Clvl.

Phase de calcu1 2 "Pose des tirants superieurs"_ p os e d es tirants d'ancrage passif in ferieu rs e t d es tu bes co ns titu an t la pa ro i d 'ancrage_ rem blais d erriere le rid eau jus qu'au niv eau +5.00 eM sous une pente de -7.7 afind e p errn ettre I'in stallatio n d es tiran ts d 'an crage s up erieu rs

Phase de calcul 3 "Remblais "- pos e des tirants d' ancrage pas sif s uperieurs- rem blai derriere le rideaujus qu'au niv eau +8.50 eM_ rabattem ent de la nappe cote terre ram ene au niv eau -6.50 eM ( plus de risque

de claquage de fond de fouille) Phase de calcul 4 "Maree bas se"

- arret du rabattem ent de la nappe phreatiq ue- dragage jus qu' au niv eau -18.50 CM- niv eau d'eau : c ote te rr e (n ap pe p hre atiq ue )

co te m er (maree basse)- actio n d 'am arrage (*) 75 kN/m'- actio n h orizo nta lc d u p ortiq ue (d ire ctio n mer ) (*)- surcharge d 'exploitation 60 kN/m2

(*) Ces actions sont in troduites ou non cn fonction de leur aspect favorable oudefavorable pour le dim ens ionn em en t d e I' element considere

+5.00CM+0.50 CM

Phase de calcul 5 "M aree haute sans accostage"- dragage jus qu'au niv eau -18.50 Clvl- n iv eau d'eau: cote terre (nappe phreatique)cote m er (m aree hau te)- action ho rizontale du p ortiq ue (d irectio n terre )Phas e de calcul 6 "M aree haute av ec accos tage"- dragage jus qu' au niv eau -18.50 CM- niveau d 'eau : cote terre (nappe phreatique)

cote m er (m aree h aute)- actio n horizo ntale d u portiq ue (d irectio n terre )- action d' accos tage

+6.00 CM+7.00CM

+6.00CM+7.00CM

A pp liq ucr les E uro co des au calculd es o uv ra ge s e n s ite a qu atiq ue

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Phase 1 : Deblais et pose des tirants inferieurs

Phase 2 : Remblais pour la pose des tirants superieurs

Phase 3 : Remblais jusqu' au terre plein

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Phase 4: Exploitation a maree basse

Phases 5 et 6 : Exploitation a rnaree haute ( sans et avec accostage)Figure 5:Phasage des travaux tels qu 'introduits dans les calculs de la paroi avant

5. CRITERES DE DIMENSIONNEMENTQue l'on utilise la methode aux coefficients globaux ou la methode aux

coefficients partiels, la premiere etape du concepteur consiste a determiner desconditions dans lesquelles les etats limites doivent etre verifies (condition normale,accidentelle ...) et a etablir I'ensernble des modes de ruptures (etats limites ultimes) etdes valeurs de deplacements limites et autres etats limites de service (fissuration ...) ajustifier. Les modes de rupture concernent les etats ultimes aussi bien dans le sol quedans les elements structuraux. Seuls un nombre restreint d'etats limites sera discutedans le present document: mobilisation du sol en butee devant le rideau et le contre-rideau, capacite portante par rapport aux charges verticales de la paroi avant,resistance structurale de la paroi avant, du contre-rideau et des tirants, stabilited' ensemble au grand glissement et stabilite du massif d' ancrage et enfin deformationsen etat de service. Les phenomenes relatifs a lecoulement des eaux (renard, boulance)ne seront pas traites.


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. .


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5.1. Methode aux coefficients globauxLes criteres de dimensionnement dans la methode aux coefficient globaux sont

essentiellement lies it des verifications en etat de service. Les criteres sont dequatre ordres :- limitation de la mobilisation de la resistance ultime delivree par le terrain encaissant(capacite portante, butee ...)

- limitation de la contrainte dans les elements structuraux ou dans les connections Iides valeurs inferieures ou egales Ii la contrainte admissible des materiaux - limitation de la deformation de la structure ou de toute partie de celle-ci Ii desvaleurs maximales en etat de service

- ruptures dues a I'ecoulement des eaux (boulance, renard)Les situations accidentelles de rupture d'un tirant et de niveau de dragage

accidentellement bas ont e 1 6 verifiees ; il a ete montre que les situations accidentellesliees it la rnaree haute exceptionnelle ou l'accostage accidentel ne sont pasdimensionnantes pour la paroi avant, les tirants et le contre-rideau ainsi que pour lastabilite d'ensemble.Les methodes classiques aux coefficients globaux ne donnent pas de guidance pourl'etablissement des regles de combinaisons d'action variables (concomitance des

actions variable). Les actions variables (TP, QU, CRP, AM, AC) ont done eteintroduites it . leur valeur caracteristique dans les combinaisons defavorables sansreduction pour concomitance (dans le langage des etats limite, cela revient Iiposer que\ V = 1 pour toutes les actions variables agissant simultanement)Les criteres retenus pour Ie dimensionnement du quai en situations normales et

accidentelles (maree basse exceptionnelle et rupture d'un tirant) selon la methode auxcoefficients globaux sont indiques au tableau 5.

verification applicable it c rit er e s itu atio n critere situationnormale accidentellemobilisation de la - r ideau p r inc ipa l bu te e mobi li s ee s 0.5 bu te e mob il is e e < 0.75butee - contre-rideau bu tee max ima le bu te e maximal e

- rideau avant - c r. dm i s s i bl e s2 /3 fy cradmissible s 0.9 fycontrainte maximale contre-rideau - O '. dm is sib le : :;; 2 /3 fy 0'a dm is sib le : :;; 0.9 fyd an s I 'a ci er t ir an ts d ' ancrage - 0'admissible ::; ; 0.6 fv 0'admissible < 0.8 fvcapacite p or ta nte p ou r - r id ea u a van t ( tu bes )- poutre de roulernent Pas d 'application pour Iecharges ve rt ic al es a rr ie re ( pi eu x for es ) q u ai e tu d ie- surface glis s ement long term e : r~.3 l on g t erme .r ~ 1 .0grand glis sement sous Ie soutenement c ou rt t erme: r~.3 court terme.T ~ 1 .0(Bishop)s t ab i li te d 'en semble

- Kranz A .d mi5 Sib lel A calcule ;;:: 2 Pas d 'appl ica tion- i n te rference p r isme s- pres ence d 'un ps eud o- - deformationencas trem ent en pied angulaire s 3*10.3deformation paroi d e p ar oi ra d- deflexion maxim ale - de flex ion : : ;;5Hdl00O Pas d 'appl ica tionavant du e au x charge cad 1 35 mmva ri ab l es (exp lo it at ion )et e au,1ableau 5: Criteres de dimensionnement selon fa methode aux coefficients gfobaux pour lessituations normales et accidentelles.

App liq uer le s E uro co de s a u ca lcu ld es o uv ra ges en s ite a qu atiq ue

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5.2. Methode aux coefficients partiels5.2.1 Caracteristiques de fa methode aux etats limitesLa methode aux etats limites consiste a verifier par des calculs en principe

distincts :les etats limites ultimes (LU) dans le sol et dans les elements structuraux afin des'assurer qu'il y ait une distance suffisante par rapport a la mine. On distingueles ELU fondamentaux (situations permanentes ou transitoires) et les ELUaccidentels.les etats limites de service (ELS), afin de s'assurer que la structure satisfasse ades criteres lies a son usage (p.ex. deplacernents maximaux) ou a sa durabilite(ouverture de fissure). On verifie en outre, dans ROSA 2000, que des tensionslirnites dans les elements en acier du quai ne soient pas depassees ,

5.2.2 Parametres geotechniquesLa stratigraphie et les valeurs caracteristiques des parametres geotechniquesutili sees pour les calculs aux etats limites ont ete reprises teUes quelles des valeurs

indiquees au CCTP. Cette hypothese est soutenue par les considerations suivantes :les valeurs caracteristiques sont des correctement cernees des valeurs desparametres gouvernant les etats limites : cette definition s'applique aussi bien auxcalculs selon les methodes aux coefficients globaux que pour les methodes auxetats limites.l'utilisation de valeurs differentes pour les deux methodes rend opaque toutecomparaison: les differences sont-elles dues aux coefficients partiels ou auxvaleurs des parametres?

5.2.3 Parametres geometriquesLes calculs selon la methode traditionnelle ayant ete effectues pour les conditions

d'exploitation normales pour un niveau de bassin a -18.50 CM et pour les niveauxd'cau indiques au tableau I, et les criteres de dimensionnement concernant aussi biende etats de rupture (fiche, resistance structurale) que des etats de service(deformations maximales), les calculs selon la methode aux etats limites ont eMeffectues en ELU et en ELS pour la cote de fond de bassin a -18.50 CM et lesniveaux d'eau du tableau 1 . Strictu sensu, cette hypothese ne peut etre correcte, car Ieniveau de fond de bassin devrait etre inferieur pour les calculs ELU compare auxcalculs ELS. Ce point sera discute plus amplement au chapitre 7 Retour d'experience .5.2.4 Actions et combinaisons d'actions en ELUROSA 2000 donne les regles de combinaisons d'actions variables pour les

combinaisons fondamentales et accidentelles en ELU :la combinaison fondamentale: les actions permanentes sont a leurs valeurs decalcul (Gj), I'action variable de base est a sa valeur de calcul (Qld), les autresactions sont a leur valeur de combinaison d'accompagnement ( \ j I o Qid)

App liq ue r J es E uro co de s a u c alc uld es o uv ra ges e n s ite aq uatiq ue

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la combinaison accidentelle: les actions permanentes sont a leurs valeurscaracteristique (G, = Gk) , l'action variable de base est a sa valeur frequente (\jIlQld O U Qld, =Qlk) les autres actions sont a leurs valeurs quasi-permanente (\jI2Qid ou Qid = Qik). L'action accidentelle est it sa valeur accidentelle (Ie plussouvent : a sa valeur n orn in ale A ). En cas de situation accidentelle (p.ex. rupturede tirant), A=O

Les valeurs des coefficients partiels y q et d' accompagnement \jI retenues pour leprojet etudie, ainsi que leur justification, sont donnees au tableau 6.type commentaire 'Y a Y a ace \ jJo _ y J l \ 1 1 2estimation securitaire de la valeurTP extreme attendue sur l'entierete 1.2 1.0 max{\lfl,0.77} 0.60 0040du terre-pleinOU descente de charge determinee 1.2 1.0 max{\jIJ,0.77} 0.65 0.50avec precisionAM valeur securitaire, determinee de 1.5 1.0 0.77 0.50 0.20maniere assez_g_enerale

scenario d' accostage determine enAC coherence avec les parametres 1.5 1.0 1.00 0.5 0.0meteo-oceaniques

CRP 1. 35 1.0 maxl\.l:'l, 0.77} 0.50 0.0Tableau 6: Valeurs des coefficients Y q en ELU fondamental et accidentel etd'accompagnement Ij/pour les charges variables utilises pour fa verification du projet.L'etude des combinaisons d'actions a permis de determiner que:

TP est indeniablement l'action variable dominante Q I pour toutes les situations itmaree basseles efforts horizontaux en tete de rideau orientes vers le bassin (OU Ih et AM) ontun effet favorable sur celui-ci et un effet defavorable sur les tirants et le contre-rideaul 'action verticaJe du portique de 32 m hors service, OUV2 est Paction variabledominante Q I pour Ia verification de la capacite portante du rideauI'action de la grue mobile CRP n'estjamais dimensionnanteAC et maree haute ne sont pas dimensionnant pour les parois ct tirants

On verifie done les combinaisons indiquees au tableau 7 pour les ELUfondamentaux de la paroi, des tirants et du contre-rideau.

verification en ELU fonda mental combinaison dimensionnante- mobilisation de la butee PP + 1.2TP- moments de flexion dans la paroi- mobilisation de la butee et resistance PP + 1.2 TP + 0.77*1.2 OUlI.structurale du contre-rideau +- resistance structurale des tirants O.771.SAM (OU1h vers bassin)- capacite portante rideau avant 1.125 {1.2*PP+ 1.2*OUV2 + Tvd}- grand glissement PP + 1.2 TP +0.77*1.2 OUl +O.771.SAM- glissement generalise du massif PP + 1.2TP(en arriere du contre-rideau)d'ancrage + 0.77*1.2 ou, +O.771.SAM

- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -Appliq ue r le s E ur oc od es aucalcu1d es o uv ra gc s e n s ite aq ua tiq ue

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Tableau 7: Combinaisons d'actions pour les verifications des ELU fondamentaux a mareebasse ( pour fa simplicite d'ecriture, les indices k (caracteristique) ont e t e omis dansI 'ecriture des combinaisons)La composante verticale de Paction des tirants TY d est defavorable pour laverification de la capacite portante du rideau avant et y est introduite telle qu'obtenue

lors des calculs ELU fondamental de la paroi avant. Par le principe de coherence, Tidetant a la fois un element de sortie d'un modele ELU fondamental, et un elementd'entree d'un autre modele, on n'applique pas de double ponderation it la source; lecoefficient de modele Y d etant en dehors des parentheses , s'applique neanmoinsaussi it Tid.La combinaison dimensionnante en la situation accidentelle pour les tirants et lecontre-rideau est la plus penalisante des deux suivantes (on a considere qu'il ne fautpas combiner deux situations accidentelles simultanees ; maree haute et accostageaccidentel non dimensionnants) :

rupture d'un tirant ; PP + 0.60*TP + 0.50 OUlh +O.50AM itmaree bassemaree basse exceptionnelle : PP + 0.60*TP + 0.50 OU1h +O.50AM

Les combinaisons dimensionnantes ont ete etablies par une reflexion prealable surIe caractere favorable ou defavorable des actions et de leur combinaisons cornpletee,en cas de doutes, au moyen de verifications par ca1cul pour un cas.5.2.5 Actions et combinaisons d'actions en ELSROSA 2000 donne les regles de combinaisons d'actions variables pour les

combinaison combinaisons rares, frequentes et quasi-permanentes en ELS :combinaison rare: les actions permanentes sont egales a leur valeurcaractcristiques Gk, l'action variable dominante est egale a sa valeurcaracteristique Qlk, les autres actions variables sont a leur valeur de combinaisondaccompagnement caracteristique ( \ V o Qik)combinaison frequente : les actions permanentes sont egales a leur valeurcaracteristiques Gk, l'action variable dominante est egale it sa valeur frequente(\VIQlk), les autres actions variables sont it leur valeur de combinaison quasipermanente ( \ V 2 Qik)combinaison quasi permanente : les actions permanentes sont egales a leur valeurcaracteristiques Gk, toutes les autres actions variables sont a leur valeur decombinaison quasi permanente (\j12 Qid

Le tableau 8 indiquc les combinaisons (ELS rare; pieux : quasi-permanent) utili sees.r-~"--- verification en ELS rare combinaison dimensionnante- -~--- mobilisation de la butee PP+TP- moments de flexion dans la paroi~'l11obilisation de la butee et resistance

structurale du contre-rideau PP + TP + 0.77>11 1< OU J+O.77*AM- glissement generalise du massif PP + TP (en arriere du contre-rideau)d'ancragc +0.77*OU 1h +O.77*AM- dcplacements PP + TP + 0.77*OU 1 h +0.77* AMApp l i qu er les E uro co des a u calcu!d es o uv rag cs en s ite aq uatiq ue

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Tableau 8 .'Combinaisons d'actions pour les verifications des ELS rare a maree basse (pourla simplicite d'ecriture, les indices k (caracteristique) ont ele omis dans I 'ecriture descomb inaisons)

1 1 conviendrait en principe de calculer T v s e r v pour les combinaisons rares et quasipermanentes ou T P est une action d'accompagncment. Vu la faible valeur de T v parrapport aux autres actions, et dans un but de simplification, la valeur de T v s c r v estdeduite de la combinaison rare utilisee pour Ie dimensionnement des tirants.5.2.6 Verification des etats limites ultimesLe principe de la verification aux ELU par la methode aux coefficient partiels telle

que formalisee dans ROSA 2000, consiste a introduire la valeur de calcul pour chacundes parametres pouvant receler une incertitude et de verifier que le critere dedimensionnement r soit superieur ou egal a 1.0 pour chaque mecanisme de rupturedans le sol ou dans l'element structural ou connexion :

r = Ed,resistant/(Yd *Ed,moteur) 2 :: 1.0dans laquelle :

Ed.r es is ta nt : valeur de calcul de la resistance geotechnique ou structurelleEd, moteur : valeur de calcul de I'action ou de I'effet des actionsY d coefficient de modele, ou de calage, ayant pour but de corriger les

resultats des calculs pour une erreur systematique ou pour assurerun degre de securite pre-etabli

Les valeurs de Ed. resistant et de Ed, moteur sont calculees au moyen des methodesanalytiques ou semi-ernpiriques traditionnelles dans lesquelles les variables (actions,resistances sont introduites au moyen de leurs valeur de calcul. Ces dernieres sontobtenues en multipliant les valeurs des actions defavorables par un coefficient partielsuperieur it 1.0 (les actions favorables etant multipliees par un coefficient partiel egalou inferieur a 1.0) et en divisant les valeurs des parametres regissant la resistance(angle de frottement interne et cohesion drainee ou cohesion non drainee, limiteelastique de racier ...) par des coefficients partiels appliques respectivement a lasource Y M ou la resistance elle-meme (capacite portante d'un pieu) par descoefficients partiels a la resistance Y R . Les coefficient partiels sur les poids propresdes terres et de I'eau valent 1.0 dans tous les cas.Les groupes de coefficients partiels sur les actions et les resistances sont fonction

de letat limite ctudie (ELU fondamental, ELU accidentel, ELS ...). Pour un type d'etatlimite considere, les valeurs des coefficients partiels sur les actions ou les effets desactions et sur les parametres de cisaillement du sol sont en principe les memes quelque soit le mode de rupture etudie. La valeur des coefficients partiels appliques a laresistance et des coefficients de modele peuvent varier en fonction de mecanisme derupture etudie, Les valeurs des coefficients partiels et de modele peuvent etre obtenusau travers d' etudes probabilistes ou par calage sur l' experience existante. Cettederniere demarche est a la base des coefficients repris dans ROSA 2000. Remarquonsque les valeurs des coefficients de modele sont indissociablement liees a la methodede calcui ayant servi au calage desdits coefficients.


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--~


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Dans les rnodeles calculant I'interaction sol-structure (p.ex. methode aux modulesde reaction), les parametres decrivant la deformation du sol (module de reaction) etdes elements structuraux (EI rideaux, raideur tirants) sont introduits it leurs valeurscaracteristiques (valeurs des Y egales it 1.0). Bien evidernment, Ie projet peut etreverifie pour une fourchette de valeurs.Le tableau 9 reprend, pour les modes de rupture presentes dans le presentdocument, les valeurs de coefficients partiels YM ;tan c p et YM;c OU de YM .cu appliques auxparametres de cisaillement du sol, des coefficients Y R appliques it la resistance deI'element, des coefficients Ycre appliques it la limite elastique de I'acier et des facteursmodeles Yd . Les valeurs de YM ;tan c p et YM;c ou de YM ;cu et de Ycre ainsi que celles de Ydsont egales a 1.0 pour les ELU en situation accidentelle. Les modeles de calculcorrespondant aux coefficients partiels et aux coefficients de modele sont donnes auchapitre 4 du present document.

ELU combinaison fondamentale ELU aecidentelv"Etat limite considere ' YM ; ta n tp

et 'YM'c YM;cu 'YR Y u e Y d 'YR Yd,accmobilisation de la 1.20 1.40 1.00 0.loi4) 1.20 1.00 1.0butee Q_aroiavantmobilisation de la 1.20 1.40 1.00 (l.loi4) 1.20 1.00 1.0butee du contre-rideaumobilisation du solsous charge de 1.20(1) 1AO ( I ) 1.40(2) (1.10i4 ) 1.125 1.20(2) 1.0cOluression ultime o,stabilite au grand 1.20 lAO 1.00 (l.10)(4) 1.25 1.00 1.10glissementresistance a la flexioncomposee de la paroi 1.20 lA O 1.00 1.10 1.00 1.00 1.0avant et du contre-rideauresistance a la traction 1.20 1.40 1.00 1.10 1.10 1.00 1.0des tirantsgIissement generalise 1.20 1.40 1.00 (I.10)(4) 1.50 1.00 1.0du massif d'ancf'!_e

(I) Y M : valeur a appliquer pour la determination des actions geotechniques agissant sur les pieux(2) Y R : valeur a appliquer sur la resistance geotechnique a la compression (capacite portante despieux)(3) tous les yM ainsi que yoe valent 1.0(4) les valeurs de la resistance des rnateriaux structuraux n'intervenant pas dans les calculs, les

valeurs de yoe ne sont rappelees que pour memoire

Tableau 9: Coefficients partiels et coefficients modeles pour les ELU en combinaisonjondamentale et coefficients modeles pour les ELU accidentels pour I 'exemple p r e s e n c e .Les coefficients partiels sur c' et tamp' et sur c, appliques aux valeurs

caracteristiques du tableau 2 donnent les valeurs de calculs pour les ELU(combinaison fondamentale) reprises au tableau 10. Les coefficients de poussee et debutee de calcul ant ete etablis d'apres Caquot-Kerisel pour O d = 2/3 < I ' d pour laparoi avant et pourb d = 0.5 ( < I' d - a) :::::.5 < P d pour le contre-rideau.

Appliquer les Eurocodes au ca\Culdes ouvrages en site aquatique

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. .


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, , C' Kh K h.var)'h 't sat )' < p Cll P I Kac t Kpo"Debut Fin Debut FinkN/m 3 kNfm' kNfm' Q kNfm' kNfm' Mpa kNfm' kNfm' kNfm' kN/m2

remblai 18 18 8 26 0 0 * 3396 1501 1698 750 0.35 3.53+8.5 a-6.0sable sup 1 20.5 20.5 10.5 30 0 0 2 6440 2846 3220 1423 0.28 4.98+8.5 a-6.0sable sup 2 20.5 20.5 10.5 32 0 0 3 10612 4690 5306 2345 0.26 6.0-6a-13Limon 19 19 9 17 0 28.5 0.8 2139 680 1069 340 0 0 4 8 2.30-13 a -15

sable inf 1 20 20 10 30 0 0 2.5 10614 3377 5307 1689 0.28 4.98-15 a-18.5sable inf 1

bis 20 20 10 30 0 0 2.5 10614 6804 5307 3402 0.28 4.98-18.5a-20sable inf2 20 20 10 30 0 0 2.5 10614 6804 5307 3402 0.28 4.98-20 a -24argile I 19.5 19.5 9.5 19 26 93/131 1.8 5564 3504 11128 7007 0 0 4 0 2.58-24 a -26

argile 1 bis 19.5 19.5 9.5 19 26 137 1.9 6344 3995 38062 23967 0 0 4 0 2.58-26 a -30.6argile 2 19.5 19.5 9.5 1 9 26 147 2.1 8097 9174 48584 55042 0 0 4 0 2.58-30.5 a -36.0

Tableau 10: Valeurs de calcul des parametres geotechniques pour fa verification des ELUfondamentauxRemarque

Des seuils de deplacement ultimes, dans Ie vocable de ROSA 2000 n'ont pas etcdefinis, Les deplacements ne seront pas verifies pour les ELU; ils nc le seront quepour les ELS (combinaison rare).

5 .2 . 7 Verification des hats limites de serviceLa verification des etats de service s'effectue en appliquant, de facon generale, des

coefficients partiels sur les action )'q,servet sur les parametres de cisaillement du solYM,servgaux a 1.0. Les coefficients )'M,servppliques sur la limite elastique des aciersdes pieux et rideaux sont superieurs a 1.0.

Des coefficients de modele Yd,servuperieurs a l'unite peuvent etre mis en oeuvrepour une verification simplifiee de certains etats limites (etats limites de butee, deglissement generalise et de resistance structurale des rideaux), taus les autrescoefficients )'q sur les actions, )'M,servur les materiaux (sol, limite elastique de l'acier)ou )'R,servetant pris egaux a 1.0; les coefficients de modele Yd,servsont alorscomparables, formellement du mains, aux coefficients globaux. Le tableau 11 resume


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..."


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les valeurs des coefficients partiels et des coefficients de modele a appliquer pour laverification en ELS combinaison rare du projet presente.Les criteres de dimensionnement pour la methode aux etats limites de service

presentent une grande similitude avec ceux utilises pour Ia methode aux coefficientsglobaux. Seules les valeurs des combinaisons d'action, par I'intermediaire descoefficients \jIo sur les charges d'accompagnement, peuvent quelque peu differer.Les criteres de deplacement du tableau 5 seront utilises pour la verification des ELS.

ELS cembinaison rare formulationsimplifieeEtat limite considere~M ;lanlP' Y M ; cY q Y R c r e Y d d M ' e ll

mobilisation de 1 a 1 . 0 1 . 0 1 . 0 0 ( 1 . 5 0 ) ( 4 ) 1 . 0 2 . 0butee paro i av antmobilis ation de la 1 . 0 1 . 0 1 . 0 0 ( 1 . 5 0 i 4) 1 .0 2 . 0butee du cont re - ri deaumobilisation du sol en rare: l.I(2)charg e d e com pres sion 1 . 0 1 . 0 (1) quasi- ( 1.5 o i 4) 1 . 0 1 . 0d e flu ag e Q c penn : 1 . 4 ( 2 )stabilite au grand 1 . 0 1 . 0 1 . 0 0 ( 1 . 5 0 i 4 ) 1 . 0glissement -resistance a la flex io ncomposee de la paro i 1 . 0 1 . 0 1 . 0 0 1 . 50 1 . 0 1 . 5avant et du contre-rideauresistance a l a t ra ct io n 1 . 0 1 . 0 1 . 0 0 2 . 0 7 ( 5 ) 1 . 0 2 . 0d es tir an tsglissement generalise 1 . 0 1 . 0 1 . 0 0 (t . 5 0 ) ( 4 ) - 2 . 0d u m as sif d 'an crag edeplacements 1 . 0 1 . 0 1 . 0 0 i l . 5 0 Y ~ ) - 1 . 0

(I) YM: valeur a a pp liq ue r p ou r la d eterm in atio n d es a ctio ns g eo tec hn iq ue s a gis sa nt s ur les p ieu x(2) Y K : valeur a a pp Jiq ue r s ur la r es is ta nc e g eo te ch niq ue a la c om pres sio n (c ap ac ite p ortan te d espieux)(3) to us les YM a in si q ue Yae valent 1.0(4) les v aleurs de 1 a res is tance des materiaux s tru cturaux n 'interv enant p as d an s les caIculs , les

v al c urs d e '[o n e s on t ra pp ele es q ue p ou r m ern oire[5) cette v aleur n' pas ete retro uv ee exp licitem ent dans ROSA 2000 et a ete ob tenue par I'au teure n in te rp re ta nt le s d oc ume nt s.

Tableau 11 : Coefficients partiels et coefficients modeles pour les ELS en combinaison rare etcoefficients modeles pour laformulation simplifiee des ELS.6. RESULTATS DES CALCULS ET COMPARAISON6.1. Paroi avant6.1.1 Resultats des calculsLes calculs ont ete effectues au moyen de la methode aux coefficients de reaction

avec seuil de plasticite parfaite aux pressions actives et passives (logiciel MSHEET).La succession des phases de construction et d'exploitation ont ete simulees. La fichedu rideau a ete etablie par iteration jusqu'a ce que le critere de dimensionnement de Iamobilisation de la butee soit satisfait. Ce dernier calcul delivre les moments de flexion

Appliquer les Eurocodes a u c al cu ld es o uv ra ge s en s ite aq ua tiq ue

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dans Ia paroi et les efforts a reprendre par les tirants correspondant a la fiche minimaleretenue. Les pies des moments de flexion au droit des tirants pouvant etre ecretes, cesont les moments au ventre qui determinent la resistance structurale de la paroi avantLes calculs ont ete effectues pour la situation a court terme (limon et argile des

Flandres en situation non-drainee) et pour la situation a long terme. La situation itlong terme est determinante et seuls les resultats correspondants it celle-ci serontdonnes dans le present document.Remarque: Pour Ie calcul de l'effort normal dans la paroi avant, l'action variable

OU2Vest une action d'accompagnement (TP est l'action dominante) : il n'y a bien surpas lieu de melanger des combinaisons d'action pour la verification d'un memeelement rneme si cela exige deux calculs differents,

coefficients globaux ELU fondamental ELSresultat r resultat r resultat r

mobilisation de la butee 50% 1.00 78% 1.06 50% 1.00contrainte de flexion etd'effort normal dans la 31 4 Nzmrn" 1.01 450N/mm 0.97 3 1 1 Nzrnm" 1.03fibre la plus comprirnee(section corrodee)rotation maximale 2.1 10-3 rad 1.42 NA NA 1.7 10-3rad 1.75deplacement maximal 83 rnm 1.62 NA NA 64mm 2.1Tableau 12: Resultats des calculs de fa paroi avant pour les situations durables ettransitoires etfacteurs de dimensionnements Fpar fa methode des coefficients globaux et parla methode des coefficients partie/s

6.1.2 DiscussionLes resultats obtenus selon les deux methodes sont en fort bonne concordance. On

constate que pour le cas etudie, la methode aux etats limite donne un fiche un peu pluscourte que la methode traditionnelle mais est legerement plus contraignante au niveaude la resistance structurale. II est interessant de remarquer que le critere dedimensionnement peut s'ecrire :

O'd =MdlWel + N d / A . : : : ; fyll.let qu'il revient a se premunir par rapport a la plastification de la fibre extreme ct

non par rapport a la plastification de la section. En ELU fondamental, toute la reserveplastique de la section, gouvernee par Wp 1*fy est done une securite cachee . Dans laperspective d'une approche aux etats limites ultimes, ilest concevable de se premunirpar rapport a la plastification de la section complete, c.a.d. par rapport audeveloppernent d'une rotule plastique, plutot que par rapport it la plastification de lafibre extreme. Eurocode 3, partie 5 est base sur la verification de la plastification de lasection complete; ceci demande cependant des courbes d'interaction moment-effortnormal-effort tranchant ainsi que de criteres assurant une ductilite suffisante a larotule ainsi developpee. L'avantage economique du calcul ELU serait neanmoinsperdu pour la verification des contraintes en ELS, it moins aussi d'y transformer Iecritere relatif aux tensions maximales en un critere relatif a la plastification de lasection, auquel cas le coefficient modele Yd,serv devrait etre applique au momentcalcule en ELS afin de le transformer en moment de calcul ELU.Dans le format ROSA 2000, pour I'exemple etudie, les ELS rares sont plus

contraignants que les ELU fondamentaux pour ce qui est de la mobilisation de labutee.Appliquer les Eurocodes au calculdes ouvrages en site aquatique

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6.2. Tirants : verification structurale6.2.1 Resultats des calculsLes efforts maximaux dans les tirants obtenus par les calculs aux coefficients

globaux et it l'ELU fondamental et en ELS sont indiques au tableau ci-dessous.

coefficients globaux ELU fondamental ELSef r effort axial r effort axial r

tirant superieur 1249 1.01 1187 1.45 1115 1.13(kN par tirant)tirant inferieur 3771 1.01 5152 1.01 3765 1.01(kN par tirant)Tableau 13 : Efforts calcules dans les tirants pour les situations durables et transttoires etfacteurs de dimensionnements F par la methode des coefficients globaux et par la methodedes coefficients partiels

6.2.2 DiscussionOn remarque une bonne concordance pour Ie tirant inferieur, Par contre, undimensionnement optimal du tirant superieur pour les ELU fondamentaux donneraitune section beaucoup trop faible par rapport it un dimensionnement traditionnel.D'une part, ceci est df au fait que les coefficients 'l' sont introduits sur les actionsDUh et AM dans le calcul ELU et non dans le calcul traditionnel ce qui amene it desvaleurs de calcul en ELU de ces actions proches des valeurs retenues dans les calculstraditionncls. D'autre part, il est connu que les calculs de parois ancrees passivement itdeux niveaux en ELU ne donne quasiment pas d'augmentation de la reaction dans Ieniveau d'appui superieur: it y a une telle augmentation de la poussee sous le niveaude l'appui inferieur qu' un delestage de l'appui superieur s'opere. Dans ce cas done, laponderation des proprietes du sol est favorable et il y aurait lieu d'effectuer uneverification sans ponderer celles-ci pour les couches de sol sous le niveau du tirant.Une approche plus pratique consiste a verifier Ie tirant en etat de service en utilisant lamethode simplifiee consistant it appliquer Yd,serv sur la limite elastique du tirant. Ledimensionnemcnt se rapproche sensiblement du dimensionnement traditionnel; cedernier reste neanmoins sensiblement plus contraignant (T = 1.13 it comparer it I'=1.01). Ceci est dft it l'application des coefficients \jIo = 0.77


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I flexion maximale ITableau 14: Mobilisation de la butee et efforts calcules dans Ie contre-rideau pour lessituations durables et trans itoires et facteurs de dimensionnements rpar la methode descoefficients globaux et par fa methode des coefficients partielsRappelons que le dimensionnement traditionnel a ete effectue pour un angle de

frottement paroi-sol nul, tandis que pour la verification aux etats limites, ce dernier aete pris egal i t 0 = cp l2 - a/2 selon les recommandations ROSA 2000. Ceci explique lagrande difference apparente des r obtenus par les methodes aux coefficients globauxd'une part et par la methode aux etats limites en ELS.

6. 3 . 2 DiscussionLes resultats des methodes traditionnelles et aux etats Iimites sont en bonne

concordance. 11faut cependant se garder de toute conclusion hative ace sujet, vu lesdifferences des angles de frottement paroi-sol.

6.4. Capacite portante du rideau avant sous charges verticales6.4.1 Resultats des calculs

coefficients globaux ELU fondamental ELSeffort axial r effort axial r effort axial r

Resistance ultirnc 2158 2549 1.29Q I I = 5217 kN/pieu - - -Resistance fluage 2158 1.20 rare: 2158 1.52Qc =3615 kN/pieu - - Iquasi perm 1735 1.48Tableau 15 Resultats des verifications de fa capacite portante sous charge verticales durideau avant d'apres fa methode aux coefficients globaux et aux etats limites.

6. 4 . 2 DiscussionLes resultats sont en relativement bonne concordance, la methode aux coefficients

globaux etant quelque peu securitaire, L' ELU fondamental est dimensionnant pour lamethode nux etats limites,Les differences entre la methode aux coefficients globaux et la methode aux etats

ultimcs resident en ce que:In methode aux coefficients globaux ne verifie que Ia resistance au fluagela verifications aux ELS dans le format aux etats limites est gouvernee par lacombinaison quasi-permanente, pour laquelle \1'2< 1.0 est applique sur toutes lesactions variables (pour Ie cas etudie : 't'2 = 0.5 applique sur OUv ,) tandis que lamethode aux coefficients globaux revient a verifier la combinaison rare.

6.5. Stabilite d'ensemble au grand glissement6.5.1 Resultat des calculsLa verification au grand glissement ne presente pas de difficultes particulieres, Les

rcsultats de calculs sont presentes au moyen des facteurs de dimensionnement r. Lasituation a court terme n'est pas dimensionnante.

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coefficients globaux ELU fondamentalcoeff. securite r coeff. securite r

long terme 1.68 1.29 1.29 1.03court terme 2.08 1.60 1 .49 1 . 19,Tableau 16 Facteurs de dimensionnement d'apres la methode aux coefficientsglobaux et aux etats limites

6. 5.2 DiscussionL'observation des valeurs de r montre que les criteres de ROSA 2000 quant a lastabilite generale sont plus severes que ceux utilises pour le dimensionnement du quaide Flandre selon la methode traditionnelle.Pour toutes actions extemes de valeurs egales, l'equivalence entre les caleuls ELUet traditionncls ou ELS ci-dessous peut etre demontree (toutes les couches pourvuesdu meme Y M sur la cohesion et tamp) :f*Yd*YM"'"sa u s est Ie coefficient de securite obtenu de la facon traditionnelle.Des differences apparaissent des que des ponderations des actions differentes sontintroduites dans les calculs ELU et traditionnels. Cependant, cette difference reste

faible et le produit r*Yd*YM= 1.03*1.20*1 .25 = 1 .56 ~ 1 .68 (long terme).6.6. Glissernent generalise du massif d'ancrageLa verification du glissement generalise du massif d'ancrage a ete realisee au

moyen de la methode de Kranz et par la verification de la non-interference desprismes de poussee sur le rideau principale et de butee de contre-rideau. Ledimensionncment selon la methode aux coefficients globaux est optimale (T = 1.0).Les prismes de pousse et de butee n'interferent pas.Lorsqu'on applique cette methode dans le format ROSA 2000, on obtient un deficitde securite tres significatif ( r :::::.6). Ce type de resultat a deja ete maintes fois

constate dans Ie passe.Alternativement a la methode de Kranz telle qu'appliquee traditionnellement, EAU

1996 propose une variante adaptee aux calculs aux ELU. Cette methode consiste aresoudrc Ie polygone des forces d'un massif delimite de facon semblable a celle celuide la methode de Kranz sur lequel s'appliquent les forces actives sur la paroi arriere,les forces de l'eau comme forces externes agissant sur le massif (paroi arriere, avantet plan de glissement), la force passive en pied de paroi avant et la force cohesion lelong du plan de glissernent. La direction de la force de frottement et la direction de laforce d 'ancrage sont connues et permettent de completer le polygene des forces.L'equilibre est verifie lorsquc on peut Ie fermer au moyen d'une force F>O orienteeselon la direction des tirants. La methode permet de verifier si I'equilibre est atteint :dans ce cas le dimensionnement est satisfaisant, mais ne permet pas de definir, saufartifice quelconque, de valeur de r. Pour le cas etudie, il ressort qu'il subsiste uneffort F resistif Le massif n' a done pas tendance a glisser.6.7. Situations accidentellesLa comparaison des coefficients de securite en situation accidentelle selon

l'approche aux coefficients globaux (voir tableau 5, derniere colonne : s > 1.0) avecles coefficients partiels sur les materiaux (sol et materiaux structuraux) et les facteursAppliquer les Eurocodes au calculdes ouvrages en site aquatique

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modeles selon I'approche aux etats limites, ainsi que la comparaison descombinaisons d'actions (pas de coefficients \jf I et \ 1 ' 2 dans l'approche traditionnelletandis que \ 1 ' 1 et \ 1 ' 2 < 1.0 en ELU accidentel), permet de conclure que Ia methode auxcoefficients globaux telle qu'appliquee pour la verification du quai de Flandre est pluscontraignante que la methode selon Ie format ROSA 2000. Remarquons cependantque, meme pour la methode des coefficients globaux, les situations accidentelles nesont pas dimensionnantes a I'exception de ce qui conceme la lierne de repartition auniveau des tirants entre les tubes formant la paroi avant. Les calculs detailles et leursresultats n'entrent pas dans I'objet du present document.7. RETOUR D'EXPERIENCE

Les calculs ont ete effectues par des projeteurs ayant une bonne experience descalculs aux etats limites, mais decouvrant Ie format ROSA 2000. Un retourd'experience est esquisse ci-dessous.7.1. Sur la complexite des combinaisons d'actionsL'application du format semi-probabiliste elabore dans ROSA 2000 pour unouvrage en site aquatique s'avere relativement ardue, rneme avec une bonne habitude

de calculs aux etats limites. La difficulte est d'une part inherente aux nombreusessituations auxquelles les ouvrages en site aquatique sont soumis (permanentes ettransitoires, accidentelles, avec et sans corrosion ...) mais egalement due a lacomplexite des combinaisons des actions d'exploitation.Une reflexion approfondie et rigoureuse et sur les conditions d'exploitation de

l'ouvrage doit imperativement etre menee, a laquelle devraient participer le maitre deI'ouvrage, Ie maitre d'ceuvre et Ie concepteur, afin de definir de facon univoque lesactions et les situations pour lesquelles l'ouvrage doit etre verifie, Mais meme dans lecas ou cette reflexion est menee correctement, le nombre de combinaisons et de leursdeclinaisons devient vite difficiJe a gerer. Le fait que differents types d'actionsvariables recoivent des coefficients particls et/ou d'accompagnement differents nefacilite pas la tache du concepteur. Qui plus est, le meme type d'action peut exiger descoefficients partiels differents en fonction de la precision avec laquelle la valeurcaracteristique de I'action est definie.11 est capital de deceler par des calculs prealables et simplifies les quelques

combinaisons pouvant etre dimensionnantes et d'cviter de fastidieux et sterilescalculs. Pour la securite des ouvrages, il est en general beaucoup plus benefique de seconcentrer sur le choix des parametres geotechnique et sur les incertitudes de ceux-ciplutot que de se donner une impression fausse d'exactitude par la multiplication descombinaisons d'actions et de leurs declinaisons.

7.2. Sur le nombre de coefficients partiels et de modelesROSA 2000 contient un nombre tres important de coefficients partiels et de

modele a appliquer pour les verifications en ELU et en ELS. Le document, malgre ungrand soin apporte dans sa presentation, n'en demeure pas moins tres touffu et il estparfois fort difficile de retrouver la valeur appropriee du coefficient recherche. 11subsiste un risque evident d'erreur. Un outil de guidance pour Ie lecteur, p.ex. sousforme de tableaux synoptiques, serait le bienvenu

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7.3. Sur les verifications structurales et de mobilisation en etats limite ultime et deservice

II est logique d'csperer d'un code base sur la verification des etats uitimes, que lesresultats des calculs aux ELU servent it dimensionner les elements structuraux(section des palplanches, des tirants, des armatures ...) ct que les resultats des calculsaux ELS servent it justifier les criteres de deplacement de l'ouvrage et des criteres liesit la durabilite de I'ouvrage (ouverture de fissure ...). Lesdits calculs, effectues par lamethode aux modules de reaction, tiennent compte du phasage des travaux et deslirreversibilite de deformations.II s'est avere pour Ie projet etudie, et confirme par d'autres exemples, que pourcertains elements de I'ouvrage, les calculs aux ELU donnent lieu it un deficit desecurite compare aux calculs traditionnels. Ce deficit est couvert lorsqu'on appliquedes coefficients YM,serv OU Yd,serv largement superieurs a 1.0 sur les materiauxstructuraux dans les calculs aux ELS (it condition que les conditions geornetriquessoient identiques ou tres semblable pour les ELU et les ELS). On en arrive alors aeffectuer une double verification des ELU par deux formats de ca1cul fort distincts. Leconclusion d'une double verification des etats ultimes semblant se dessiner, it faudraitlever I'imprecision concernant les facteurs geornetriques tels que le niveau de fond debassin: faut-il utiliser les memes valeurs des parametres geornetriques dans lescalculs ELS et ELU? Une reponse affirmative it cette demiere question semblelogique pour la verification de la butee et des elements structuraux, mais est peut-etretrap exigeante pour la verification des deformations.Une seconde clarification souhaitable concerne la verification de la butee en etat

limite de service: dans le format ROSA 2000, pour l'exernple etudie, les ELS raressont plus contraignants que les ELU fondamentaux pour ce qui est de la mobilisationde la butee. La question peut se poser de savoir si, les criteres de mobilisation de labutee en ELU etant verifie et les deplacements ayant ete calcules de facon explicite, lecritere de la mobilisation de la butee en ELS a une raison d'etre et, a fortiori, puisseetre plus severe (conduire it une fiche plus grande) que les ELU.7.4. Sur la resistance structurale des parois en flexion en ELULes criteres de ROSA 2000 reviennent a se prernunir contre la mise en plasticite de

la fibre la plus sollicitee des parois sournises it flexion ou flexion compo see. Uneeconomie sur le calcul structural de ces parois pourrait etre obtenue en verifiant laplastification de la section complete (rotule plastique) plutot que la plastification de lafibre la plus comprimee, Des criteres complernentaires d'interaction effort normal-moment de flexion devraient alors etre etablis, ainsi que des criteres assurant laductilite suffisante de la rotule plastique.7.5. Sur la stabilite au glissement generalise du massif d'ancrageLe format ROSA 2000 aux ELU fondamentaux semble etre particulierernent

exigeant pour la stabilite au glissement generalise lorsqu'on utilise la methode deKranz originelle. Un recalage des coefficients semble etre necessaire. II pourrait etreutile pour cet exercice de prendre en compte la methode de Kranz telle que modifieepour les calculs aux coefficients partiels dans EAU 1996.

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8. CONCLUSIONSL' application de la methode aux etats limites selon le format ROSA 2000 au quai

de Flandre a Dunkerque et la comparaison avec les methodes de dimensionnementaux coefficients globaux s'est avere etre un exercice parfois complexe maispermettant de tirer les conclusions suivantes :

la methode aux etats limites invite a une grande rigueur dans l'analyse et inciteau dialogue entre les differentes parties concernees lors de I'etablissement desdonnees du projet ~on obtient une bonne concordance entre les methodes traditionnelles et aux etatslimites a l'exception de la verification au glissement generalise de l'ancrage ;le verification des elements structuraux exige un double calcul, l'un aux ELUfondamentaux et I'autre aux ELS ;pour les situations accidentelles etudiees dans le present ouvrage (maree basseexceptionnelle et rupture d'un tirant), et pour les criteres de dimensionnementmis en oeuvre avec la methode aux coefficients globaux, it apparait que celle-ciest plus securitaire que la methode aux etats limites. Cependant, la situationaccidentelle n'est pas dimensionnante pour de l'ouvrage a l'exception des liernesentre tubes ;une methodologie de simplification en ce qui conceme les combinaisonsd'actions et un outil de guidance en ce qui conceme les coefficients a appliquerseraient les bienvenus, aussi bien pour reduire Ie risque d'erreur du projeteur qued'un point de vue pedagogique et d'acceptabilite du format propose.

L'instrumentation mise en place sur l'ouvrage (inclinometres, mesures des effortsdans les tirants) permettra de caler les calculs (aux etats de service) avec lesobservations et contribuera ainsi a affiner les modeles de calculs.9. REFERENCESBalay, J. (1994): Recommandations pour le choix des parametres de ca1cul des ecrans desoutenement par la methode aux modules de reaction.BESIX (2002) Note de calcul: Calculs de soutenementBESIX (2002) Note de calcul: Calculs aux etats lirnites en ELU fondamentauxCaquot, A., Kerisl, J. , Absi, E. (1973) tables de poussee et de butee, ed Gauthier-VillarsCETMEF et CSTB: (2000) Recommandations pour Ie dimensionnement allx etats limites desOuvrages en Site Aquatique (ROSA 2000)E.A.U. (1996): Empfehlungen Arbeitsauschusses "Ufereinfassungen" Hafen undWasserstrassen. Ernst & SohnMSHEET (2000): User Manual release 5.3, Delft Geotechnics


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application des eurocodes pour les ouvrages portuaires

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