Sous-thème lll.2.

glissements de terrai nliés directement à des travaux

Rapport général de

G. PilotAdjoint au Chef du Département des Sols et Fondations

Laboratoire central des ponts et chaussées Paris

Les facteurs d'instabilitéIntroduction

Les glissements de terrain se produisent sous I'actiond'un (ou plusieurs) " facteur déclenchant,, qui romptl'équilibre, soit au niveau des forces massiques, soit auniveau des forces extérieures, ou au niveau des forcesde liaison dans le massif.

Certains de ces facteurs déclenchants sont naturels,tels que séismes, érosions, fluctution des écoulementshyd rau liques, altération, etc.

A l'échelle des travaux de génie civil, I'activité humaines'aioute à ces facteurs naturels et constitue fréquem-ment un facteur essentiel dans la rupture de l'équilibredes massifs.

Du seul point de vue du rôle de I'activité humaine lesujet à traiter est très vaste, puisqu'il couvre desmatériaux très divers, des argiles molles aux massifsrocheux, et des ouvrages très variés (barrages, ports,bâtiments, infrastructures, etc.).

Face à une telle diversité il fallait se limiter à quelquesaspects du problème : on a donc choisi de traiter troissujets de mécanique des sols : les remblais sur solsmous, les talus de déblais, les constructions su rversants.

Après avoir présenté les facteurs d'instabilité on décritles principales configurations de tels glissementsinduits par des travaux en insistant sur le mécanismedes ruptures. On s'est efforcé d'illustrer ces conditionspar des exemples concrets étudiés au L. C. P. C. oupuisés dans la bibliographie de ces dix dernièresannées. Des considérations plus détaillées, notammenten ce qui concerne les méthodes de calcul, les projetset les confortements, peuvent être trouvées dans lesétats des connaissances présentés aux congrèsinternationaux de mécan ique des sols de Mexico(Skempton, Hutchinson, 1969), Moscou (Bjerrum,1973), Tokyo (Morgenstern et al., 1977) et Stockholrn(La Rochelle, Marsal, 1981).

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Les glissements de terrain se produisent le long d'unesurface de glissement (fig. 1), discontinuité plus oumoins complexe, lorsque la contrainte de cisaillementr devient supérieure à la résistance au cisaillementr-.,. On exprime le coefficient de sécurité F, au moinslocalement, par la relation

r_ T-"" c'+ O' tg Ô'

1T(F:1àlarupture).

L'extension de cette relation à I'ensemble de la courbede rupture, plane, circulaire ou de forme quelconque,considérant ou non que la rupture se produitsimu ltanément en tout point, condu it à I'expressionglobale du coefficient de sécurité du talus. Desformu lations différentes s'emploient dans le casd'autres mouvements de terrains tels que le fluage oules coulées de boue.

On trouve dans cette expression les différentesg randeu rs su r lesq uelles ag issent les facteu rs d'insta-birité.

Fig. 1 Eléments deté d'un talus

c'+ (o - u) tg ô'

55

définition du coefficient de sécuri'

Lorsque le facteur d'instabilité est une modificationd'ordre géométrique (tranchée de déblai, remblais) cesont les composantes û et r de la contrainte qui sontaffectées, ainsi que, dans le cas des sols fins peuperméables, la valeur u de la pression interstitielle(apparition de surpressions positives ou négatives).

Lorsque fe facteur d'instabilité est d'ordre hydrauliqueseul, sous forme d'une variation du niveau de la nappe,ou de variation de pression interstitielle dans unaquifère captif, c'est la valeur u de la pressioninterstitielle qui commande l'évolution de la stabilité.Le facteur d'instabilité peut également être d'ordrestructurel .' dans les argiles surconsolidées raides, parexemple, il existe généralement un réseau dense demicrofissures : I'ouverture d'une tranchée de délaicrée une diminution des contraintes et favoriseI'ouverture de ces microfissures: I'infiltration d'eau etI'altération qui en résultent provoquent alors unediminution de la résistance au cisaillement (terme decohésion effective).

La combinaison de ces trois facteurs d'instabilité,générés par les réalisations humaines, se fait dans desconditions extrêmement variables avec des influencestrès diverses de I'un ou l'autre des facteurs, lesquellesconduisent le coefficient de sécurité à diminuer. ll estimportant de noter que, du fait des variations lentes etassez complexes des surpressions interstitielles, lesconditions de stabilité les plus critiques (éventuelle-ment la rupture) peuvent n'apparaître qu'à long terme,bien après la fin des travaux (cas des tranchées dedéblais dans les sols surconsolidés); il s'agit d'uneconséquence directe de I'activité humaine et non d'unphénomène naturel, ainsi que le délai d'apparitiond'une telle rupture pourrait le laisser penser.

Afin de mieux préciser les interventions respectivesdes divers facteurs présentés, on examine ci-dessoustrois grands types " d'ouvrages en terre " particulière-ment menacés par les glissements de terrain; remblaissur sols mous, talus de déblais, construction surversant.

3 Remblais sur argiles molles

Les constructions sur argiles molles sont assezvariées : remblais, stocks de pondéreux, réservoirs àhydrocarbures et autres produits chimiques, silos àgrains et autres produits pulvérulents. Leurs comporte-ments varient selon la rigidité de I'ouvrage construit,c'est-à-dire selon I'adaptation de la structure auxdéformations du sol.

Le mécanisme de la rupture, poinçonnement verticalou rupture rotationnelle (fig. 2) est donc variable enfonction du sol et de la structure, mais la mobilisationde la résistance au cisaillement est identique dans lesdifférents cas, en sorte qu'on se limitera à I'examend'un type d'ouvrage : on a choisi le cas des remblaisparce qu'ils ont fait l'ojet des travaux èt synthèses lespfus nombreux (Bjerrum 1972, 1973, Pilot 1976,Tavenas 1980).

Lors de la construction d'un tel ouvrage sur argilemolle, les contraintes totales dans le massif augmen-tent, de même que la pression interstitielle de I'eau. Lescalculs montrent, et les constatations confirment, qu'ilen résulte une diminution du coefficient de sécurité ensorte que lorsque des glissements se produisent, c'estessentiellement pendant la phase de construction(rupture à court terme). Ces ruptures sont sensible-ment circulaires et profondes, passant largement sous

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Fig. 2 Modes de rupturegile mollea) Poinçonnementb) Rupture rotationnelle

e

d'un remblai construit sur ar-

le talus du remblai. A I'issue de la construction lescontraintes totales demeurant constantes et la pres-sion interstitielle décroissant, du fait de la consolida-tion, le coefficient de sécurité augmente.

ce schéma n'est mis en défaut, rors de ru ptu resdifférées, que dans de rares cas de sols à anisotropiefortement marquée : il se produit un transfert horizon-tal d'eau interstitielle et une augmentation despressions interstitielles sous les talus du remblai,situation dont peut résulter une situation temporaire defaible valeur du coefficient de sécurité.

Ce sont donc les surpressions interstitielles résultantdu chargement qu i gouvernent la stab ilité; leu rdétermination a priori demeure difficile dans la mesureoù les relations théoriques ou semi expérimentalesau - f(o,) n'ont pas reçu de confirmation par lesmesures réalisées en vraie grandeur.

Par contre, la synthèse de ces mesures (Leroueil et al.,1978) a permis de préciser l'évolution de au, dans I'axed'un remblai, êî fonction de I'augmentation Âo' de lacontrainte verticale (fig.3); on distingue les troisphases suivantes (fig. a) :

o au début du chargement, tant que ao,, est inférieur àla pressioade préconsolidation oi, au varie moins vite

/^ Âu .\que lo' (8., - l- < 1 ), ceci étant dû aux effets tels\ Ao' /que la non saturation, ,1*ructure de l'argile, etc;

o par la suite, Au - Ao,,(a, : #-

t),

o enf in, lorsque le processus de rupture s'amorce, pu isse développe, Âu croît plus vite de Ao,,

t- Au \(81 -Ër,)

Les pressions interstitielles mesurées permettent defaire des calculs de stabilité, en cours de construction,en cntraintes effectives (pirot et al., 1gg2); la quasiimpossibilité de leur prévision amène à faire les calculsde stabilité prévisionnels en contraintes totales sur labase de la cohésion non drainée cu.

L'évaluation de la stabilité, au stade des projets, se faitdonc à partir de ces vareurs c,,généralementmesurées au -scissomètre du chantier.

56

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O Contrainte vsrticalo cr6ée par le remblai 7r Hr

Fig. 3 Evolution des surpressions interstitielles dans uneargile molle en fonction de l'augmentation de la con-trainte verticale dans l'axe d'un remblai

0 l0 ?o 30 40 50 60 7a 80 90 100 Ip

Fig. 4 Coeff icient correcteur lt f ipl de la cohésionnon drainée cu des argiles molles sous remblai (Bierrum,1 972)

on notera cependant que, lors de la mesure auscissomètre, les effets de I'anisotropie du sol defondation et de la vitesse de cisaillement ne sont passollicités dans les mêmes conditions que lors de larupture d'un remblai; il est donc nécessaire d'opérerune correction par le biais du coefficient p de Bjerrum,directement Iié à I'indice de plasticité lp du sol(Bjerrum, 1972).

C'"o.r. rembrai

: Cr=.,.somètre X p(lP)'

Ce coefficient p est donné en fonction de lp à lafigure 4.

4 Talus de déblais

Les talus de déblais se réalisent dans des conditionstrès variées :

. au plan du projet, les exigences du constructeuramènent à concevoir :

soit des talus dont la stabilité doit être assurée tantà court qu'à long terme: c'est le cas des infrastructu-res de transport (autoroutes, voies ferrées...);

soit des talus dont on ne se préoccupe que de lastabilité à court terme . fouilles de certains bâtiments,par exemple;

-'soit des talus dont on s'accommoded'une stabilitéprécaire : cas des exploitations minières;

o au plan des sols, les comportements sont assezsensiblement différents selon qu'il s'agit d'argilesmolles, d'argiles raides fissurées, de massifs argileuxdiscontinus, etc.

On commence donc par expliciter ci-après le méca-nisme du comportement à court et à long terme dansI'argile, puis on examine d'une façon concrète lastabilité des talus dans les argiles molles, dans lesargiles raides, dans les argiles fissurées et on terminepar deux illustrations concernant le secteur bâtiment,d'une part, celui des mines, d'autre part.

4.1 Stabilité à court terme et stabilité à longterme des massifs argileux

La question se pose de savoir si la période critique destabilité d'un talus de déblai donné sera à court terme(en cours ou en fin de construction) ou à long terme(éventuellernent plusieurs années après la réalisation).La réponse à cette question réside dans la valeu ratteinte par les pressions interstitielles en f in deconstruction et dans leur évolution ultérieure (régimehydraulique transitoire qui tend vers le régimepermanent déterminé par les conditions aux limites).

L'évolution des pressions interstitielles, ainsi que de lastabilité correspondante, ont été très clairementillustrées par Bishop et Bjerrum en 1960.

Sur la figure 5 a, on a représenté un talus de déblai,assorti des positions initiales et finales de la nappe,une courbe potentielle de rupture et un pointparticulier où on examine l'évolution de la pressioninterstitielle.

En ce point, la surpression interstitielle Au atteinte enf in de construction dépend de la variation descontraintes, de la durée de la construction et de lanature du sol.

Une valeur théorique de Au est obtenue par applicationde la classique formule de Skempton

Au - BlAo" + A(Ao, - Ao") l.Des ordres de grandeur de A sont 0 et 1 respectivementpour une argile raide surconsolidée et une argile mollenormalement consolidée. La figure 5 b indique claire-ment les différences de pressions interstitielles régnantdans le massif selon l'état de consolidation de I'argile"Pendant la construction, rapide, de la tranchée, lecoefficient de sécurité global du talus décroît rapide-ment, I'allure de sa variation demeurant cependant liéeà l'état du sol (fig. 5 c).

Durant la période de redistribution de la pressioninterstitielle, le coefficient de sécurité global continueà décroître sensiblement dqns le cas de I'argile raide(A:0), légèrement dans le cas de I'argile molle. Al'équilibre des pressions interstitielles (long terme), êhadmettant un régime hydraulique et des paramètreseffectifs de résistance au cisaillement identiques dansles deux types de sol, une valeur unique du coeff icientde sécurité global est atteinte.

De part les positions des cou rbes de variation ducoefficient de sécurité (fig. 5 c), oî imagine bien que sila valeurfinale de F était inférieure à 1, la rupture seraitobten ue dans l'arg ile molle (A : 1 ), soit pendant laconstruction, soit peu après son achèvement, alors que

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- Prestion interstitidlls têrma "

de chentierconeolidda-

Presrion iplerstitiella dt finpour uno,"argile normalcmcnt

-Prcssisn interditicllc de fin d€ chantier

pour unc argile surconsolidéc ( A ;0 )

méthode I u = 0 applicable

méthode c'

Redistribution de la pression Pressisr inrerstitiellc

interstitielle d'équilibre

Fig. 5 Variation de la pression interstitielle et évolutiondu coefficient de sécurité dans un talus de déblai argi-leux (Bishop et Bjerrum, 1960)

pour I'argile raide (A - 0), cette rupture se manifesteraitbien après la fin de construction.

Cette schématisation concorde bien avec I'observationcourante que les ruptures de talus de déblai seproduisent à court terme dans les sols normalementconsolidés ou légèrement surconsolidés, tandis quedes ruptures à long terme s'observent dans les solsfortement su rconsolidés.

Des exemples sont fournis dans les deux chapitres quisu ivent.

4.2 Talus de déblai dans des argiles molles

Un certain nombre de ruptures a été observé et étudiéen détail dans des argiles molles; on prendra pourexemple la rupture expérimentale provoquée près deBordeaux, à Bosse-Galin (Blondeau, Queyroi, 1975).

Le sol de fondation consiste en une argile organiquereposant à 10 m de profondeur sur un sable limoneux;sa teneur en eau est de I'ordre de 60 % et ses limitesd'Atterberg respectivement de 40 "/" et 80 o/" environpour la limite de plasticité et la limite de liquidité (lP deI'ordre de 40). Ce matériau possède une surconsolida-tion de 40 à 60 kPa, tandis que sa résistance aucisaillement non drainée cu mesurée au scissomètre dechantier varie entre 20 et 40 kPa.

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La fouille expérimentale faisait 45 m de longueur et20 m de largeur, tandis que la profondeur, déterminéed'après les calculs à la rupture en contraintes totales,exécutées préalablement, aurait dû atteindre 5,5 m. Lafigure 6 montre que trois pentes de talus différentesavaient été choisies afin de provoquer des rupturesgraduelles. Une forte instrumentation avait été mise enplace pou r su ivre les pressions interstitielles et lesdéplacements.

Les ruptures se sont effectivement produites d'aborddans la pente à 60o (fig. 6), ainsi que dans les talus despetits côtés de la fouille (pentes à 45'), alors que laprofondeur de la fouille n'atteignait que 4 m (au lieu de5,5 m initialement prévus).

Fig. 6 Talus expérimentaux de Eosse Galin (Blondeau,Oueyroi, 1972). Plan général.

C'est donc bien une rupture à court terme qui s'estproduite, en accord avec le schéma présenté en 4.1 .

Les relevés piézométriques ont d'ailleurs indiqué unedécroissance régulière de la pression interstitielle,ainsi que le montre la figure 7.

Au plan de l'étude de stabilité, le calcul à court terme,en cntraintes totales, n'est pas satisfaisant, puisqu'à larupture le coefficient de sécurité ressort à 1,45, au lieude 1. La figure 8 situe le point correspondant àBosse-Galin, ajouté dans le diagramme (F, lP) surlequel Bjerrum (1972) avait collationné les résultats decalculs provenant de diverses ruptures de tranchées dedéblai.

Ce diag ramme montre que le désaccord calcul-observation est comparable dans les talus de déblai enargile molle et dans les remblais sur sols mous : lacorrection de Bjerrum mentionnée en 3 doit donc êtreappliquée à la cohésion non drainée mesurée auscissomètre de chantier avant d'être introduite dans lescalculs de stabilité.

On notra que dans le cas pr:ésent l'étude de stabilité encntraintes effectives faite avec les valeurs mesurées dela pression interstitielle a donné une valeur proche de 1

du coefficient de sécurité.

4.3 Talus de déblais dans les arg iles raidessu rconsolidées

On a mentionné en 4.1 que les considérationsthéoriques aussi bien que les observations mettaienten évidence des ruptures à long terme résultant del'évolution spécifique de la pression interstitielle. Unequestion importante demeure : quel est le délai entre lafin de réalisation d'un talus de déblai et I'apparition du., lOîg tefme,'?Des mesures en place assez récentes faites dans destranchées de déblai en argile de Londres fournissentd'intéressantes données à cet égard.

On citera d'abord les résultats obtenus par Vaughan etWalbancke (1973) sur la tranchée d'Edgewarebury,taiffée en 1964 dans I'argile de Londres. Sur 17 m de

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Coefficient de sécurité F

1,8

0,8

0,6

020406080Indice

Fig. 8 R elation ( F, lP) correspondanttalus de déblais en argile molle (Bierrum,

100 120

de plasticité lo

à la rupture de| 973)

--

Fig. 9 Pressions interstitielles mesurées dans les talus dela tranchée d'Edgewarebury (Vaughan, Walbrancke,1 973)

Oues t

taIus ancientalus nouveau

,f ootnù'

1,6

IIII.l

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æ{o60æu)noAgc of cultrôg

I NGv Ctoer t 9rùry rf

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1,2

1,0

argi le deLondres brune

,1-.

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arg'i 1e de Londre: bleue

F ig. | 0 Pressions interstitielles mesurées dans les talusde la tranchée de Pottersbar (Walbrancke, 1976)

Ce délai ne doit pas être appliqué tel quel à toutes lesformations, puisqu'il est évident que c'est la perméabi-lité du sol eui conditionne le délai.

Fig. | 1 Evolution des presr,ions interstitielles réduites,en fonction du temps, dans les talus de déblais en argilede Londres (Skempton, 1977)

On citera à cet égard deux configurations différentes :

o dans la tranchée en argile sableuse de Tronchon(Gosset, Khizardlian, 1976) les mesures piézométriquesont montré que la pression interstitielle était en relationdirecte avec la pluviométrie, ce qui indique que lessuppressions interstitielles de construction s'étaienttrès rapidement dissipées.

o Dans des tranchées en argile sensible du Québec(Silvestri, 1980) il est apparu que ce matériau présentaitu n réseau très dense de f issu res i ntercon nectéesautorisant une réponse rapide de la nappe à lapluviométrie.

L'aspect dominant de la stabilité à long terme des talusde déblai dans les argiles raides ne doit pas masquerquelques problèmes de stabilité à court terme.

Pour les raisons déjà invoquées (impossibilité d'éva-luer les pressions interstitielles) les études de stabilitéà court terme sont faites en contraintes totales à partirde la cohésion non drainée cu. Ce paramètre estgénéralement mesuré en laboratoire à I'appareiltriaxial, sur éprouvettes de petites dimensions (38 mmde diamètre) lors d'essais rapides (de l'ord re de lad izai ne de m i n utes).

L'expérience à montré que la résistance au cisaille-ment ainsi mesurée pouvait surestimer considérable-ment la résistance effectivement mobilisée en place.C'est ainsi que le glissement à court terme d'un talusde déblai de la fouille de la centrale nucléaire deBradwell (Grande Bretagne) a montré que dans I'argileraide f issu rée de Londres, 56 % seu lement de larésistance mesurée en laboratoire avait été mobilisée(Skempton, La Rochelle, 1965).

Cette surestimation résulte des effets suivants :

. effet du temps : I'essai de laboratoire, beaucoup plusrapide que la rupture en vraie grandeur, conduit à unevaleur élevée de c,io effet de la fissuration: la surface de glissement envraie grandeur chemine beaucoup plus facilementdans le réseau de fissures de I'argile que ne le fait lasu rface de ru ptu re d'u ne petite éprouvette; il semobilise ainsi en place une plus faible valeur derésistance au cisaillement qu'en laboratoire;

o effet de I'anisotropie : I'orientation des éprouvettescisaillées en laboratoire (axe de l'échantillon extraitvertical) ne garantit pas que la valeur la plus faible de larésistance au cisaillement soit mise en évidence.

Ces effets se manifestent de façon extrêmementspécifique selon les argiles étudiées, en sorte qu'on nepeut don ner de facteu rs correctifs généraux. Letableau lll (Blivet, 1976) fournit des données relatives àqueloues sols connus.

€ 120:t

'110

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La Bosse-Galin

lo ZFRupture deremblais

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L

60 70 80Oistanca à partir dl l'axc dr l'aulerostr(m)

REVUE FRANÇA|SE DE GEOTECHNIOUE NUMERO 17 60

Piézomètre Mesu re de 1 973(+9 ans)

Mesu re de 1 975(+1 1 ans)

1

2356

- 0,17

-0,22- 1,0

-1,1- 0,5

+ 0,09

-0,32-0,80- 0,95

-0.5

Tableau ITranchée d'Edgarebury

Evolution de la pression interstitielle réduitedans le temps

ru

Tableau llLecture des piézomèfres en 1975

Tranchée de Potters bar

Tableau lllEffets des facteurs vifesse de déformation et fissuration

Facteurs correctifs pour la vitesse de cisaillement d'essais UU

Talus nouveau(19 ans)

Piéz ru Ptéz ru Talus ancien(125 ans)

Moyen ner., :0,1 5

1

254

0,060,1 I0,210.09

89

11

10

0,310,340,310.32

Moyen ner., : Or32

Matériau Facteurs correctifs X,

v - C"(t")

./\{ -' C,(tt)tr:10 à 15 mm

RéférenceOrigine Natu re

Argile de Cambridge 0,91(t":1 i)

Skempton et Hutchinson (1969).Argile de Londres w.: 95 lp : 65w-33

o/o<-2 St:55

0,89(tr: 1 i)

Arg ile plastique 0,75 à 0,79(t": 500 mm)

Wilson et Casagrande (1950)Sable arg ileux 0,98

Argiles des Flandres wL : 82 lo: 48w-35

"/"<2 P:60

1,15*(t": 6 i)

Article de Blondeau, Blivetet Ung Seng. Résistanceau cisaillement des arg ilesraides. Influencedes paramètres d'essais

Argiles de Dozulé wL:48 lr:17w-17

o/o 12 P: 97

0,65(tr: 1 i)

Argiles de Provins wL:89 l":55w-28

o/o 12 P: 95

0,88(t": 5 i)

Argile verte wL:93 lr:47w-32

"/"<2 P:71

1

Pour cette argile au-delà d'un temps de rupture de I'ordre d'une journée il y a rigidification de la texture.

Diamètre de l'échantilloncisaillé (mm)

Arg ilede Londres

Arg ileve rte

Arg iledes Flandres

Arg ilede Dozulé

Arg ilede Provins

1638

153306

1,91

0,640,66

1

1

1

0,86

1

0,52

1

0,56

REVUE FRANçA|SE DE GEOTECHNTOUE NUMERO 17 61

4.4.1 Sols résiduels

Les sols résiduels se forment par I'altération, en place,de massifs rocheux ignés ou métamorphiques. Ceprocessus, illustr,é figure 12 (John et al., 1969), génèreune structure complexe de matériaux à dominante, dehaut en bas, argileuse, puis limoneuse, enfin rocheuse.

Ce mode de constitution mène à la formation de vastesréseaux de discontinuités présentant des <( miroirs deglissement,' êt des fissures emplies de minces dépôtsrninéraux.

Dans tous les cas, la résistance au cisaillement le longde ces discontinuités est plus faible que dans lematériau intact. A titre d'exemple, John cite que lranglede frottement ô' de la matrice argileuse vaut 18,5o,mais s'abaisse à 14,5o dans les f issu res empliesd'oxides métalliques pou r aller jusqu'à 10,5o, enprésence de miroirs de glissements.

Les déblais exécutés dans ces massifs subissent desglissements complexes dont la surface est guidée parles discontinuités. La figure 13 montre la rupture d'unetranchée routière de 24 m de hauteur à Porto-Rico.

4.4.2Discontinuités d'origine g laciai re

La présence et l'évolution de glaciers situés sur desmassifs argileux s'accompagne de mouvements quidéforment I'argile jusqu'à la cisailler en son sein sur degrandes surfaces le long desquelles l'état résiduel derésistance au cisaillement peut être atteint.

L'exécution de terrassements à proximité de cessu rfaces entraîne de vastes réactivations de cesmouvements anciens.

Un exemple d'une telle rupture a été clairementobservé au Saskatchwan (Canada) lors de I'ouvertured'une tranchée autoroutière (Krahn et al., 1979).

La figure 14 montre le profil en travers du site; les solscomprennent une formation sablo-limoneuse de 15 à

30 m d'épaisseur, reposant sur 5 à 10 m d'argile raidedans laquelle des << miroirs de glissemen > avaient étédétectés lors des sondages. Le toit de la nappe se situeà la base de la formation sablo-limoneuse.

Pour tenir compte de I'existence des discontinuitésobservées les calculs de stabilité avaient été exécutésen tenant compte de valeurS minimisées de résistanceau cisaillement : c' - 5 kPa et Ô' : 10o et 15o, ceciconduisant à la valeur F: 1,3 du coefficient desécurité. En fait, la rupture se produisit dès I'achève-ment de la tranchée le long d'une surface située aucontact argile-limon sous-iacent.

Le calcul de stabilité.. à I'envers,' réalisé sur la surfacede glissement observée a montré que les valeurs des

4.4.STerrassements dans des glissements exis-tants

Des tranchées de déblai sont parfois exécutées(consciemment ou inconsciemment) dans des massifsayant subi des glissements. L'expérience montre que lesol ne Se ,, cicatrise,, pas le long de la surface deglissement et que la résistance au cisaillementmobilisable y est abaissée au niveau de la résistancerésiduelle (ce cas de figure n'est pas sans analogieavec le précédent).

pararnètres de résistance au cisaillement, dans I'argile,permettant d'expliquer cette rupture sont c'- 0 et

ô' : 8o; ces valeurs constituent la limite inférieure des

REVUE FRANçAISE DE GEOTECHNIOUE NUMERO 17

zùteinterrnidioire

( " miroirs ")

z6ne à btocs

FORMATION

Fig. 12 Formation de discontinuités dans les massifs de

so/s résiduels (John et al., 1969)

TALUS ROUTIER

Fig. 13 Glissement d'un talus de déblai dans un massifde sol résiduel (John et al., 1969)

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Fig. 14 Glissement de talus le long d'une discontinuitéd'origine glaciaire (Krahn, 1979)

paramètres résiduels mesurés dans les formations ducrétacé de cette région.

Ce glissement s'explique ainsi par I'existence d'unesurface de rupture dans la couche d'argile, surfaceréactivée par le déséquilibre des efforts lors duterrassement.

4.4 Talus de déblais dans les massifs argileuxd iscontin us

Le passé géologique de certains massifs argileux seperpétue parfois sous forme de discontinuités très

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62

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'uotcuB luotuo^noualse^ u n, p acuasg.rd el uelg^gj allanbel ,alecolerOoloqdroruog0 el ap uor.rrexogr al .red lo spuo;o.rdsonbt.rleuozeld soqnl sol suep luauassrl0 ap neo^tuun,p eôelgder ol .red guJJrluoc lnl tcoc laluelsrxaa.rdalnldnl aun,p acuesg"rd Bl ap llBuôrorugl uotlceJlop sarnssll sol led aglcailB ouoz el op luoueddola^gpuol ol jgtelord 11;ord np arocuo ulol 'Jnapuol0.rd apru g uol^uo lleuôlelle lBlqgp ol onb slole l!npord 1se,sluauassl;6 ol 'utes ols!L{sBcil.u al }uB}uouJns sgJg}lpsolstLlsBcil.u ap enbulgLu Jnossledg,p aLlcnoc oun Jnsluesodel alued op srlnoqg,p uol^ua w OZ ap (gt .ôg)s9nltlsuoc luos slos sol -(gZO

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Fig. 17 Rupture régressive d'un massif argileux lorsd'une exploitation de carrière (Zaruba, Mencl, 1969)

o La mine d'amiante d'Asbestos, au Québec, seprésente sous forme d'un vaste puits (2 km dans saplus grande dimension) de 200 m environ de profon-deu r. (Ministère des Richesses Naturelles du Québec.)

Le massif rocheux de péridolite exploité est surmontéde sédiments meubles f luvio-glaciaires et de dépôts delacs glaciaires comprenant aussi bien de I'argile quedes bancs de sables. Cette zone de mort terrain,épaisse de plusieu rs dizaines de mètres forme u necou ron ne autou r de la m i ne, siège de m u ltiplesinstabilités. L'une des plus importantes, SUrvenue en1975, s'est traduite par un glissement de 500000 m3

qui s'est déversé iusqu'au fond de la mine; cemouvement affecte une couche de 40 m d'épaisseur ets'étend sur 350 m (fig. 18). Les causes lointaines de cemouvement pourraient résider dans la forte pente dutalus (des désordres importants avaient commencé à

Se man ifester plusieu rs mois au paravant Le facteu rdéclenchant serait d'ordre hydraulique : on notera quele substratum rocheux a une forme de thalweg où unécoulement longitudinal avait été mis en évidence; enoutre, au cours de I'hiver, le gel intense en surface a puempêcher le suintement Sur le talus et entraîner uneélévation du niveau de la nappe. A I'appui de cettethèse, il viendrait les témoignages qui font état dudégagement initial d'une très forte quantité d'eau.

Cet incident à entraîné l'évacuation de plus de300 personnes et la destruction de plusieurs habita-tions et de deux pelles de I'exploitation minière.

Le confortement a été obten u par d rainages etterrassements.

Un autre exemple intéressant de glissement de terrainsde couverture induits par un exploitation minière estdécrit par Bourguet et al. (1973).

Fig. l8 Glissement d'une découverte de mine à Asbesfos,

Ouébec (Document Sbrvice Géotechnique MER)

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Constructions sur versants

Les versants sont naturellement sensibles aux glisse-ments de terrain pour de multiples raisons telles que :

. présence de nappes, éventuellement assortiesd'écoulements artésiens très défavorables à la stabi-tité:

o formation géologique qui confère une situationd'instabilité potentielle; il en est notamment ainsi dansles conditions suivantes :

- éboulis de pente en montagne, en état permanentd'instabilité du fait des forts angles de talus;

- remplissage de thalwegs par des matériaux argi-leux:

- formation de couches instables dans les affleure-ments argileux, conséquence, par exemple, des effetspériglaciaires qui ont affecté le Lias dans l'Est de laFrance.

Dans ces conditions, tous les travaux, même d'ampleurlimitée, sont susceptibles de créer des instabilités; il enest ainsi lorsque I'on perturbe le régime hydraulique,que I'on construit des ouvrages sur ces versants etmême, dans certains cas particuliers, que I'on imposedes vibrations (par exemple lors du battage de pieux).

5.1 Perturbations d'ordre hydraulique

Parmi les perturbations d'ordre hydraulique résultantde travaux. on citera :

. abaissement des plans d'eau, lesquels provoquentdes conditions de vidange rapide. Les barrages enterre sont conçus pour résister à cet effet, mais lesberges de retenues sont fréquemment affectées pardes glissements importants dûs à ces abaissements :

on citera la prise en compte de ce facteur dans lesétudes du barrage ldriss 1"'au Maroc (Lheriteau et al.'1977), les glissements des berges de retenue deI'Angara (Trzhtsinskii, 1978) et les déplacements desberges du réservoir de Dirillo (ltalie) sous I'effet desfluctuations du niveau du plan d'eau (Japelli, Musso,1981).

r L'infiltration des eaux de ruissellement à la suite detravaux pour lutter contre l'érosion. Les travaux dedéfense et de restauration des sols, très développés enAfrique du Nord visent à ralentir l'érosion des pentes,rétablir la végétation et éviter I'entraînement des solsjusque dans les réservoirs hydrauliques. A cet effet, onétablit des banquettes courant le long des versants,destinées à couper, puis orienter le ruissellement. Dece fait, I'infiltration de I'eau est facilitée et il en résultedes écoulements internes et des glissements montréspar Jeanette et Millies-Lacroix ('1965), ainsi que parFlotte (1981) qui a illustré l'apparition de ces désordresen Algérie (fig. 19).

5.2 Construction d'ouvrages sur versants

La construction d'ouvrages divers (bâtiments, rem-blais, terrils, etc.) sur versants provoque de fréquentsglissements dont I'origine réside dans les facteurssuivants :

. surcharge appliquée au versant et génération depressions interstitielles de construction;

o diminution de la perméabilité des sols sous-jacents,d'où perturbation de l'écoulement de la nappe etaugmentation des pressions interstitielles;

64

Fig.î9 Désordres dansbanqueffes de défensete81)

un versant dûs à la création deet restau ration des sols ( F lotte,

(Beucler, 1981). La figure 20 montre la localisation desdésordres à I'issue de cinq ans de 'constructionsmarquées par des glissements répétés :

o coupure de la route située à l'aval de la mosquée;

o rupture des conduites de gaz;

o désordres dans les infrastructures du lycée situé enamont;

o désordres dans le lotissement situé en amont;

o mise hors service du bâtiment situé en aval de laroute.

ll a été constaté en permanence un accroissement desdéplacements des sols de fondation et une accentua-tion des désordres lors de périodes de construction dela mosquée, ainsi qu'une aggravation de la situationlors des périodes pluvieuses : cela est attribué àI'infiltration facilitée par I'ouverture des fissures enamont de I'ouvrage en construction.

5.2.2 Remblais sur versants argileux

De nombreux versants argileux en état de stabilitéprécaire, voire franchement instables, sont appelés àrecevoir des infrastructures, notamment routières. Onsait que dans ces situations la résistance aucisaillement est réduite à l'état résiduel (Skempton,1964), la validité de ce concept ayant été vérifiée sursites réels (Pilot, 1969, Blondeau et ar., 1977, entreautres).

La construction de remblais autoroutiers dans cesconditions a connu de nombreuses difficultés (Amar etal-, 1973, Pilot et al., 1979). ces gtissements setraduisent généralement par I'affaissement d'unepartie de la piate-forme et la réactivation d'une partiedu glissement ancien sur lequel repose le remblai(fig. 21) : ces mouvements se produisent généralementen cours de construction, mais ils sont susceptiblesd'apparaître à long terme par réactivation du glisse-ment du versant résultant de conditions hydrauliquesdéfavorables.

Fig.21 Glissement d'un remblai construit sur versantinstable (Document LRPC Nancy)

L'étude de tels remblais su r des zones instablesdemeure difficile du fait des incertitudes suivantes :

o identification de la position de la surfce deg lissement;

o déterrnination du volume de sol susceptible de seréactiver;

Fig. 20 Désordres observés lors de la construction de lamosguée Abd-El-Kader à Constantine (Beucler, lgsl )

o ouverture de fissures dans le versant (cas des terrilset des subsidences liées à I'exploitation souterraine)provoquant une intense infiltration et I'apparition desnappes correspondantes.

on examine ci-dessous les principaux aspects de ceproblème.

5.2.1 Désord reversants

de bâtiments constru its su r

Ces désordres sont fréquents et parfois graves : lesimplications contencieuses qui en résultent imposentu ne stricte conf identialité, en sorte que peu depublications sont connues (sanglerat, 1g7g); on selimitera donc à citer le glissement consécutif autravaux de la mosquée Abd-el-Khader à constantine

REVUE FRANçA|SE DE GEOTECHNTOUE NUMERO 17

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Tableau lVCalculs prévisionnels de stabilité;

hauteur à la rupture du remblai de Sallèdes selon diverses méthodes

TERRIL 7

Fig. 24 Coupe de la rupture du terril no 7 d'Aberface (Bishop et al., l-969)

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TERRIL 4

Fig. 25 Glisement du versnt naturel en argile sensiblelors d'ttn battage de pieux à Rigaud, Québec (DocumentSeruice Géotechnique M E R )

REVUE FRANçA|SE DE GEOTECHNTOUE NUMERO 17

Un brusque changement de régime hydraulique estconsidéré comme le facteur déclenchant du glisse-ment :

o les mouvements de subsidence dûs à I'exploitationcharbonnière ont créé de larges fissures de traction enamont des terrils : I'infiltration de I'eau y est très facile,l'écoulement se faisait aisément dans le grès, naturel-lement faillé, puis certainement fracturé par lasu bsidence;

o on a observé que la nappe fluctuait avec un faibletemps de réponse lors de pluies abondantes;

o I'exhaure de la nappe est gênée en pied du terril n" 7par la couverture argileuse du grès : on avait d'ailleursnoté la présence d'une source en pied de talus peuavant le glissement.

On ajoutera que les calculs de stabilité réalisés aucours de I'enquête, s'appuyant sur des mesures decaractéristiques de résistance au cisaillement dumatériau, et sur une position de nappe compatible avecles mesures réalisées après glissement et les observa-tions faites avant glissement, ont correctement permisd'expliquer cette rupture.

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'VZ-lZ'dd 'Z 'lo1 'oÂ1o1 'suollepuolêp xne^e1l la slos sop enbtuec?u op leuolleuJolu I

sprôuoc .6'salqelsut SloJnleu SluPSJa^ ap Jnapue.rôorpr^ ua apnlJ 'Qt;ù lolld '9 'lorrad 'V 'neapuolg 'J

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REVUE FRANÇAISE DE GEOTECHNIOUE NUMERO 17 69