theme: l’analyse a priori de la stabilite au …©moires/upload/ingenieur-guettouc… ·...
TRANSCRIPT
République Algérienne Démocratique et Populaire
Ministère de l’Enseignement Supérieur et de la Recherche Scientifique
ECOLE NATIONALE SUPERIEURE DES MINES ET METALLURGIE ENSMM-Annaba-
DEPARTEMENT GENIE MINIER
Mémoire de fin d’études Présenté en vue de l’obtention du diplôme
d’ingéniorat
Présenté par : - Mlle. GUETTOUCHE Romayssa
Encadré par : - Dr. AISSI.A
Membres du jury :
- Dr. OMRACI.K Président - Dr. MIMOUN.A Examinateur
Juillet 2017
THEME: L’ANALYSE A PRIORI DE LA
STABILITE AU NIVEAU DE LA CARRIERE -CHOUF AMMAR- M’SILA
ENSMM-ANNABA
Remerciements
Je m’adresse en premier lieu mes sincères remerciements
à notre dieu qui ma guidé dans mes pats pour arriver à ce
niveau.
La réalisation de ce mémoire a été possible grâce au
concours de plusieurs personnes à qui je voudrais témoigner
toute ma reconnaissance.
Je voudrais adresser toute ma gratitude à monsieur
BOUTIARA RADOUANE ingénieur géologue, Mr
AFOUFOU MAHMOUD chef de carrière et Mr CHOUBAR
RACHID chef de carrière pour leur patience, disponibilité et
surtout leurs judicieux conseils, qui ont contribué à alimenter
ma réflexion.
Je désir aussi remercier tous les gens travailleurs au sein
de la société LAFARGE HOLCIM M’SILA pour m’avoir
intégrez rapidement au monde de travail.
Mes remerciements s’adressent à toute l’équipe du
laboratoire de notre école qui ont tout fait pour la réussite de
nos essais et qui ont été là pour nous aider et nous
encourager.
Je voudrais exprimer ma reconnaissance envers les amis
et collègues qui m’ont apporté leur support moral et
intellectuel tout au long de ma démarche.
je remercie ma famille pour leurs encouragements.
Enfin, je remercie les membres du jury qui ont accepté
d’évaluer ce modeste travail.
Dédicace
A celui qui ma indiqué la bonne voie.
Mon père.
A celle qui a attendu avec patience les fruits de sa
bonne éducation.
Ma Mère.
A ma sœur : Fati.
A ma nièce : Meriem.
A mes frères : Tadjou, Adam , Ali et Mehdi.
A mes meilleures tantes et oncles.
A mes chèrs amis.
Vous qui êtes toujours là pour aider, cette dédicace est là
pour remercier votre patience et pour m’avoir aidé,
chaque jour à avancer.
GUETTOUCHE Romayssa.
III
Abstract:
We have devoted the present work for the priori evaluation of stability of benches
programmed to be exploited for the year 2017-2018 in the Chouf Ammar surface mining at
the wilaya of M’sila.
A geological study was necessary for this assessment in order to clearly define the
various factors that can minimize the stability of the slope and finally to propose adequate
solutions for these problems.
For this, all available data concerning the various discontinuities existing in the rock
mass, their dip, direction and mechanical characteristics, water existing in these
discontinuities and finally the data on the seismicity of the study zone were collected in order
to calculate the safety coefficient of these slopes.
The results of these calculations show the nuisance of the existence of water and
seismic waves on the stability of the slope because of their degrading effects of the
mechanical characteristics of the massif.
Finally, changing the direction of the North-South to the West-East seems to be the best
recommendation for the slope’s stability.
Keywords: Stability, slope, priori, safety coefficient, discontinuity
IV
Résumé :
Nous avons consacré le présent travail pour l’évaluation à priori de la stabilité des gradins
issues de l’avancement pour l’année 2017-2018 au niveau de la carrière Chouf Ammar M’sila.
Une étude géologique a été nécessaire pour cette évaluation afin de bien définir les différents
facteurs qui peuvent nuire à la stabilité des talus et enfin proposer des solutions adéquates pour ces
problèmes.
Pour cela, toutes les données disponibles concernant les différentes discontinuités existantes
dans le massif rocheux, leurs pendage, direction et caractéristiques mécaniques, l’existantes des eaux
dans ces discontinuités et enfin le données sur la sismicité de la zone d’étude on été collectés afin
de calculer le coefficient de sécurité de ces talus.
Les résultats de ces calculs montrent la nuisance des eaux et des ondes sismiques sur la
stabilité des talus a cause de leurs effet dégradant des caractéristiques mécaniques du massif.
Enfin, le changement du sens d’avancement du Nord-Sud vers l’Ouest-Est semble être la
meilleure recommandation pour assurer la stabilité de la carrière.
Mots clés : stabilité, talus, à priori, coefficient de sécurité, discontinuité
v
ملخص:
شوف في محجر 2018-2017المنحدرات محور االستغالل للسنة ستقراربعدي الللتقییم السخر ھذا العمل
.عمار مسیلة
ستقرار وجیة من اجل تحدید مختلف العوامل التي تؤثر سلبا على اھذا التقییم استلزم منا دراسة جیول
للحد من تأثیر ھذه العوامل.اقتراح حلول مالئمة المنحدرات لكي یتسنى لنا
للفواصل الخصائص المیكانیكیة و میل, اتجاه حول من اجل ھذا, تم جمع جمیع المعلومات المتوفرة
داخل ھذه الفواصل و أخیرا المعلوماتأمكانیة تواجد الماء ,المنحدرالمتواجدة على مستوى الجیولوجیة
.رالمحجلمنحدرات األمانطقة و ذلك من اجل حساب معامل الالزمة حول النشاط الزلزالي في ھذه المن
ر المیاه داخل ھذه الفواصل الجیولوجیة و تأثیوضحت الضرر المترتب عن وجود نتائج ھذا الحساب
منحدر.لصخور النحدرات و المؤدیة إلى تدھور الخصائص المیكانیكیة استقرار المالموجات الزلزالیة على
ھو أحسن اقتراح من اجل –جنوب الى غرب شرق -استغالل المحجر من شمالتغییر اتجاه ,أخیراو
الحفاظ على استقرار المحجر.
استقرار, بعدي, معامل األمان, منحدر, فواصل جیولوجیة :كلمات مفتاحیة
IX
Liste des figures :
Chapitres I :
Figure I. 1:Structure géométrique d’un massif rocheux de calcaire. .................................................. 3
Figure I. 2:Caractéristiques des discontinuités dans un massif rocheux ....................................... 6
Figure I. 3:Comportement d'un joint en compression. ........................................................................ 9
Figure I. 4:Comportement d'un joint en cisaillement. ...................................................................... 11
Figure I. 5:critère de rupture. ............................................................................................................ 13
Figure I. 6:Espacement moyen d'une famille de joints ..................................................................... 15
Figure I. 7:Extension moyenne du même ordre de grandeur que la hauteur h de la fenêtre
d'observation (joints inclinés de θ sur la hauteur de la fenêtre) ......................................................... 17
Chapitre II :
Figure II. 1:Facteurs qui influencent la stabilité d'un talus ............................................................... 20
Figure II. 2: la contribution des discontinuités dans l'instabilité d'un talus. ..................................... 23
Figure II. 3:relation entre a force de cisaillement requise pour provoquer un glissement le long d'une
discontinuité et les force normal agissantes sur le talus. .................................................................... 24
Figure II. 4:différents modes de glissement des talus ....................................................................... 25
Figure II. 5:classification des déformations des talus ....................................................................... 26
Chapitre III :
Figure III. 1:principe de la projection stéréographique . .................................................................. 30
Figure III. 2:mesures des pendages et des orientations à l'aide d'une boussole .............................. 30
Figure III. 3:critère de rupture (critère de Colomb) ......................................................................... 32
Figure III. 4:Géométrie de la pente présentant un glissement plan ................................................. 34
Figure III. 5:Les géométries du glissement plan ............................................................................ 35
Figure III. 6:Les pressions possibles des eaux souterraines sur le glissement plan ......................... 37
Figure III. 7:schéma d'un talus en absence d'une fissure de traction ................................................ 38
Figure III. 8:direction de la force sismique ...................................................................................... 39
Figure III. 9:Recommandations pour choisir le coefficient sismique K .......................................... 40
Figure III. 10:vibrations et surpressions induites par un tir. ............................................................. 41
Figure III. 11:Enregistreur de vibrations (sismographe) .................................................................. 42
Figure III. 12:Schéma de principe d’un essai de compression uni-axiale. ....................................... 44
Figure III. 13:Dispositif pour un essai brésilien ............................................................................... 45
X
Figure III. 14:Cisaillement simple .................................................................................................... 46
Figure III. 16:Courbe représentative de τ en fonction de �� ........................................................... 47
Figure III. 15:Cisaillement par compression .................................................................................... 47
Chapitre IV :
Figure IV. 1 : Photo par Google Earth de la région de Hammam Dalaa. ......................................... 50
Figure IV. 2:carte géologique régionale et situation des différentes carrières de LCM .................. 51
Figure IV. 3:Photo par Google Earth de la région du gisement ........................................................ 52
Figure IV. 4:carte géologique régionale et localisation du gisement ................................................ 53
Figure IV. 5:carte structurale de la carrière Chouf Ammar .............................................................. 58
Figure IV. 6:schéma d'implantation des sondages de prospection ................................................... 59
Figure IV. 7:Recommandations pour choisir le coefficient sismique K. .......................................... 67
Figure IV. 8:histogramme présentant la variation du Fs suivant les intercalations marneuses en
absence de la fissure de crête ............................................................................................................. 75
Figure IV. 9:histogramme présentant la variation du Fs suivant les intercalations marneuses en
présence d’une fissure de crête ........................................................................................................... 76
Figure IV. 10:histogramme présentant la variation du Fs en fonction du Zw en cas normal, sismique
et sous l'effet du tir a l’explosif (niveau 1000) ................................................................................... 76
Figure IV. 11:histogramme présentant la variation du Fs en fonction du Zw en cas normal, sismique
et sous l'effet du tir a l’explosif (niveau 980) ..................................................................................... 76
Figure IV. 12:histogramme présentant la variation du Fs suivant les fissures ................................. 77
Figure IV. 13:extraie du plan géologique A-A', présentant les intercalations marneuses au niveau du
gradin 1065 ......................................................................................................................................... 78
Figure IV. 14:extraie du plan géologique A-A', présentant les intercalations marneuses au niveau du
gradin 1020 et 1010 ............................................................................................................................ 78
Figure IV. 15:extraie du plan géologique A-A', présentant les fissures de crête au niveau du gradin
1000 et 980. ........................................................................................................................................ 79
Figure IV. 16:extraie du plan géologique A-A', présentant les fissures au niveau des gradins
1050,1035 et 1020 .............................................................................................................................. 80
Figure IV. 17:avancement programmé pour l'année 2017-2018 ...................................................... 80
Figure IV. 18:état des gradins après avancement ............................................................................. 81
Figure IV. 19:ouverture du tranché d'accès et redirection de l'exploitation ..................................... 81
XI
Liste des tableaux :
Chapitre I :
Tableau I.1:Caractéristiques des discontinuités dans un massif rocheux ..................................... 7
Tableau I.2:Classification du massif rocheux selon le NGI .............................................................. 8
Chapitre IV :
Tableau IV. 1:Coordonnées Lambert (UTM) du gisement de Chouf Amar. .................................... 51
Tableau IV. 2:Compositions chimiques moyenne par couche. ........................................................ 60
Tableau IV. 3:azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1065 avec leur représentation
stéréographique. ................................................................................................................................. 61
Tableau IV. 4:azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1050 avec leur représentation
stéréographique. ................................................................................................................................. 62
Tableau IV. 5 : azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1035 avec leur
représentation stéréographique. .......................................................................................................... 62
Tableau IV. 6:azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1020 avec leur représentation
stéréographique. ................................................................................................................................. 63
Tableau IV. 7:azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1000 avec leur représentation
stéréographique. ................................................................................................................................. 63
Tableau IV. 8:résultats d’essais ........................................................................................................ 64
Tableau IV. 9: cohésion et angle de frottement interne .................................................................... 64
Tableau IV. 10:positionnement et pendage des intercalations marneuses ....................................... 65
Tableau IV. 11:valeurs constantes .................................................................................................... 65
Tableau IV. 12:Résultats des paramètres pour calculer de Fs dans le cas d’absence de la fissure de
crête en état normal. ........................................................................................................................... 65
Tableau IV. 13:Les mesures par un sismographe et la valeur de coefficient sismique K. ............... 66
Tableau IV. 14:Résultats des paramètres pour calculer de Fs dans le cas d’absence de la fissure de
crête dans le cas de tir à l’explosif. .................................................................................................... 66
Tableau IV. 15:Résultats des paramètres pour calculer de Fs dans le cas d’absence de la fissure de
crête dans le cas sismique. .................................................................................................................. 67
Tableau IV. 16:paramètres nécessaires pour la calcule du facteur de sécurité en présence d'une fissure
de crête. .............................................................................................................................................. 68
Tableau IV. 17:variation du facteur de sécurité en fonction de la hauteur du niveau d'eau dans la
fissure de crête dans le cas normal. .................................................................................................... 69
XII
Tableau IV. 18:paramètres nécessaires pour la calcule du facteur de sécurité en présence d'une fissure
de crête en cas du tir a l’explosifs. ..................................................................................................... 69
Tableau IV. 19:variation du facteur de sécurité en fonction de la hauteur du niveau d'eau dans la
fissure de crête en cas du tir a l’explosif. ........................................................................................... 70
Tableau IV. 20:paramètres nécessaires pour la calcule du facteur de sécurité en présence d'une fissure
de crête en cas sismique. .................................................................................................................... 70
Tableau IV. 21:variation du facteur de sécurité en fonction de la hauteur du niveau d'eau dans la
fissure de crête an cas sismique. ......................................................................................................... 71
Tableau IV. 22:valeurs constantes .................................................................................................... 72
Tableau IV. 23:résultats du calcule de facteur de sécurité dans le cas normal. ................................ 72
Tableau IV. 24:Résultats des calcules de Fs sous l’effet du tir a l’explosifs. .................................. 73
Tableau IV. 25:Résultats des calcules de Fs dans le cas sismique ................................................... 73
Tableau IV. 26:différents cas d'évaluation de la stabilité de la carrière Chouf Ammar ................... 75
SOMMAIRE
Introduction générale .......................................................................................................... 1
Chapitre I : Discontinuités : Types, origines et comportement
Introduction : ..................................................................................................................... 3
I.1.Discontinuités d’origine géologique : ................................................................................ 3
I.1.1.Discontinuités d’origine sédimentaire : .................................................................................... 3
I.1.2.Discontinuités d’origine métamorphique : ............................................................................... 4
I.1.3.Discontinuités d’origine thermique : ........................................................................................ 4
I.2.Discontinuités d’origine mécanique : ................................................................................ 4
I.3. Description des discontinuités : ....................................................................................... 5
I.3.1. Types de discontinuités : ......................................................................................................... 5
I.3.2. Propriétés géométriques des discontinuités : .......................................................................... 5
I.4. Classification des massifs rocheux : ................................................................................. 7
I.5. Comportement mécanique des discontinuités : ................................................................... 9
I.5.1.Comportement d'un joint en compression : .............................................................................. 9
I.5.2.Comportement d'un joint en cisaillement: .............................................................................. 10
I.5.2.1.Dilatance : ........................................................................................................................ 11
I.5.2.2.Critère de rupture : ........................................................................................................... 12
I.5.2.3.Rigidité tangentielle d'un joint :....................................................................................... 13
I.6.Structure du massif : ..................................................................................................... 14
I.6.1. Organisation des discontinuités en familles directionnelles : ............................................... 14
I.6.2. Densité de fracturation : ........................................................................................................ 14
I.6.2.1. Densité de fractures du massif : ...................................................................................... 14
I.6.2.2. Fréquence d'une famille de discontinuités : .................................................................... 15
I.6.2.3. Extensions d'une famille de discontinuités : ................................................................... 16
Conclusion : ..................................................................................................................... 18
Chapitre II : Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
Introduction : ................................................................................................................... 19
II.1.problème de la prévision de la stabilité des talus : ............................................................ 19
II.1.1.Définition de la prévision : ................................................................................................... 19
II.1.2.Période de la prévision : ........................................................................................................ 19
II.2.Facteurs influençant l a stabilité des talus : ............................................................................. 20
II.3.effets des discontinuités sur la stabilité des talus des mines à ciel ouvert : ............................ 22
II.3.1.Le frottement, la cohésion et le poids unitaire de la masse rocheuse : ................................. 24
II.3.2. l’effet d’un remplissage : ..................................................................................................... 25
II.4.type des mouvements des terrains au niveau des talus d’une mine à ciel ouvert : ................... 25
Conclusion : ..................................................................................................................... 27
Chapitre III : méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
Introduction : ................................................................................................................... 28
III.1.méthodes d’évaluation ................................................................................................ 29
III.1.1.méthode stéréographique : ................................................................................................... 29
III.1.1.1. Définition : ................................................................................................................... 29
III.1.1.2.Objectif : ....................................................................................................................... 29
III.1.1.3.principes : ...................................................................................................................... 29
III.1.1.4.conditions favorables d’un glissement : ........................................................................ 30
III.2. Méthodes de calcul de la stabilité : .............................................................................. 31
III.2.1.Glissement à un plan unique ................................................................................................ 32
III.2.1.1.Cas d’un glissement plan avec présence d’une fissure de traction : ............................. 32
III.2.1.2. Cas d’un glissement plan sans fissure de traction : ...................................................... 36
III.2.2.Effets sismiques sur la stabilité des talus : .......................................................................... 37
III.2.3.Effet de tir à l’explosif sur la stabilité des talus : ................................................................ 38
III.3. Détermination des paramètres mécaniques : .................................................................. 41
III.3.1. Détermination de l’angle de frottement interne et la cohésion du massif rocheux : .......... 46
Conclusion : ..................................................................................................................... 47
Chapitre IV : étude de cas-carrière Chouf Ammar-
IV.1.Généralités sur la région d’étude : ................................................................................ 48
IV.1.1.Historique : .......................................................................................................................... 48
IV.1.2.gisement de calcaire de Chouf Amar : ................................................................................ 48
IV.1.2.1.La situation géographique et administrative du périmètre d’étude: ............................. 49
IV.1.2.2. Litho stratigraphie du Site : ......................................................................................... 51
IV.1.2.3. Litho stratigraphie du gisement de calcaire de Chouf-Amar : ..................................... 52
IV.1.2.4. Géologie du gisement : ................................................................................................ 53
IV.1.2.5. Méthodologie et volume des travaux : ......................................................................... 56
IV.2.Caractéristique qualitatives De la matière de la carrière Chouf Ammar : ............................ 58
IV.2.1.Essai physico-mécaniques : ................................................................................................. 58
IV.2.2.Analyses chimiques : ........................................................................................................... 58
IV.3.Evaluation de la stabilité de la carrière Chouf Ammar : ................................................... 59
IV.3.1.Choix de la zone d’étude : ................................................................................................... 59
IV.3.2.Evaluation stéréographique : ............................................................................................... 59
IV.3.3. Calcul de la stabilité des talus de la carrière Chouf Ammar : ............................................ 62
IV.3. 3.1.détermination de l’angle de frottement interne et la cohésion : ................................... 62
IV.3. 3.2.calcule du coefficient de sécurité : ............................................................................... 62
IV.3.4.Synthèse des résultats : ........................................................................................................ 73
IV.3.5.solutions et recommandations : ........................................................................................... 76
Conclusion : ..................................................................................................................... 81
Conclusion générale : ........................................................................................................ 83
Bibliographie ................................................................................................................... 84
ANNEXE ........................................................................................................................ 86
1 | P a g e
Introduction générale
L’exploitation minière représente une activité économique très importante au niveau mondial.
L'augmentation de la population mondiale et l'importance accrue du système capitaliste, sur lequel
reposent les bases de la plupart des sociétés d’aujourd’hui, et en conséquence le développement
économique et technologique global, font en sorte que nos besoins en minéraux et métaux ne cessent
de s’accroître.
La stabilité des talus reste une des questions principales qui se pose lors de l'exploitation à ciel
ouvert des gisements. La stabilité des talus a une influence directe sur la sécurité du travail dans la
mine, les principes technologiques d'exploitation, la profondeur finale de l’exploitation, les
problèmes de drainage, etc…
L’analyse à priori de la stabilité des talus lors d’une exploitation à ciel ouvert demande une
étude détaillée de tous les facteurs géologiques et géotechniques du massif : la lithologie, les
conditions tectoniques, les propriétés physiques et mécaniques des roches, la fracturation du massif,
la situation hydrogéologique, etc…
L'état d'altération des roches est sans doute un des facteurs principaux qui peut avoir une
influence sur la stabilité des massifs rocheux. D'une part, l'existence d'un profil d'altération dans la
partie supérieure du massif rocheux impose des conditions particulières pour le calcul de la stabilité
des talus : il faut tenir compte de la profondeur du profil d'altération et de la dégradation des
paramètres mécaniques et physiques des roches altérées. La fracturation est également un des
paramètres clé de la stabilité des talus rocheux.
La présente étude se propose d’étudier la stabilité à priori des talus de la carrière de calcaire
du Chouf Ammar (Wilaya de M’sila). Pour cela, le mémoire est organisé comme suit :
Le premier chapitre consiste en une introduction au monde des discontinuités dans le massif
rocheux , leur origines, types et comportements.
Dans le second chapitre on s’intéresse à bien définir les différentes types des mouvements des
talus, étudier leurs déformabilité et bien préciser les enjeux relatifs a cette déformabilité.
Un troisième chapitre permet d’aborder l’instabilité des talus dans son volet théorique ainsi
que les différentes méthodes d’évaluation et de calcul de stabilité.
2 | P a g e
Et enfin un quatrième chapitre consacré pour l'évaluation de la stabilité des gradins qui font
sujet pour l'avancement programmé pour l’année prochaine(2017-2018) au niveau de la carrière après
la mise de cette dernière dans son contexte géologique.
Chapitre I :
Discontinuités : types, origines et
comportement.
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
19 | P a g e
Introduction :
Vu les dégâts causées par les mouvements des talus dans les mine a ciel ouvert.il devient
évident que la prévision et l’analyse des cause et des conséquences de ces mouvements est
indispensable. Cette analyse peut être à posteriori ou a priori et le dernier est la plus efficace car elle
minimise les risques possibles de se produire lors de l’exploitation.
L’analyse a priori nécessite la caractérisation du massif rocheux et ces discontinuités qui
constituent le problème majeur et l’identification des différents types de mouvement et de
déformabilité d’un talus et de ses enjeux.
II.1.problème de la prévision de la stabilité des talus :
II.1.1.Définition de la prévision :
Actuellement, le problème de la prévision des différents processus devient de plus en plus
important, et dans l'histoire naturelle (et la géologie en particulier) et dans l'histoire de la Société, il
y a, par conséquent un certain nombre de classifications des types de prévisions et Des méthodes
utilisées pour la prévision.
La prévision c'est une supposition pour un événement de l'avenir à laquelle est associée un
Degré de certitude déterminé par une analyse probabiliste. La prévision géotechnique (pour les
besoins de l'exploitation des gisements) est un système de spécifications qualitatives Et quantitatives
préalables( dans le temps et dans l'espace) de la composition, de l’état et des Propriétés géotechniques
du massif rocheux, ainsi que des processus géologiques et Géotechniques qui peuvent influencer
l'efficacité et la sécurité des exploitations minières [8].
II.1.2.Période de la prévision :
Le temps de prévision pour des processus géotechniques tels que les déformations des talus
Et des versants peut concerner une durée de centaines d'années à l'échelle d'un processus Géologique
exogène ,de dizaines d'années pour la vie d'une entreprise minière ou autres site Géotechnique et de
quelques heures quand il existe un danger immédiat de déclenchement de Déformations
catastrophiques[8].
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
20 | P a g e
II.2.Facteurs influençant l a stabilité des talus :
Figure II. 1:Facteurs qui influencent la stabilité d'un talus( Saddaoui Lotfi, Kaman Ali el Mehdi , stabilité
des gradins de la carrière knauf plâtre) [20]
L'analyse des processus de déformation dans les mines à ciel ouvert doit tenir compte de
l'influence commune des facteurs naturels et techniques .On peut subdiviser les facteurs Naturels en
trois groupes:
géographiques et climatiques: relief du site, régime des précipitations, régime des
températures, conditions spécifiques du gel-dégel;
géologiques: lithologie du massif, conditions tectoniques, spécificités structurales et
texturales des roches et du massif, propriétés mécaniques des roches, etc.;
hydrogéologiques: eaux superficielles qui traversent le territoire de l'exploitation ou se Situent
à proximité, eaux souterraines dans le massif, présence d'eau dans les contacts entre les roches
ou dans les discontinuités tectoniques etc. D’un point de vue général, les massifs rocheux
peuvent être considérés à la fois comme des Objets géologiques et des objets mécaniques.
L'étude de la stabilité des massifs rocheux Nécessite d'avoir des connaissances relatives à la
géologie structurale et à la mécanique des roches. Sur le plan géologique on observe une
grande diversité des massifs rocheux en fonction de:
la nature de la matrice rocheuse et ses caractéristiques pétrographiques et mécaniques
les discontinuités à toutes les échelles et de tous types, affectant le massif
la variabilité dans l'espace du couple matrice rocheuse/discontinuités.
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
21 | P a g e
Facteurs techniques : Parmi les facteurs techniques on peut citer la géométrie de la mine
(carrière), les angles des talus des gradins de la mine à ciel ouvert (carrière), la méthode
d’excavation et de l’abattage des roches, la structure de la mécanisation des travaux miniers,
la présence à proximité de la mine d’excavations souterraines, etc.
L’angle de pente maximal que peut admettre un talus dépend d’un certain nombre de
facteurs dont les principaux sont :
La hauteur du gradin ;
La nature des terrains ;
L’eau souterraine ;
La méthode et les phases d’exploitation ;
Les facteurs d’ordre géométrique (concavité ou convexité du bord du talus) ;
a. Hauteur du gradin :
La hauteur du gradin influe considérablement sur la valeur du coefficient de sécurité et
donc sur la stabilité des talus. Plus la hauteur du gradin est grande, plus angle de
sa pente sera faible.
b. Nature des terrains :
La nature des terrains est un paramètre très important dont il faut tenir compte
dans une étude de stabilité. Il s’agit principalement d’étudier la structure du massif
et des caractéristiques physiques et mécaniques du terrain.
En ce qui concerne la structure du massif, l’étude des discontinuités du massif (fractures,
plans de stratification, failles, fissuration) a une influence primordiale sur le calcul
du coefficient de sécurité.
En ce qui concerne les caractéristiques physiques et mécaniques, le paramètre
physique pris en compte lors du calcul de la stabilité des talus est le poids volumique
des terrains en place. Les caractéristiques mécaniques du terrain les plus importantes
sont sa résistance au cisaillement qui nous permet de mesurer les caractéristiques
de cisaillement (cohésion et angle de frottement interne).
c. Eau souterraine :
L’eau joue un rôle très important dans la stabilité des talus. D’une manière générale,
la présence d’eau dans un terrain abaisse le coefficient de sécurité.
d. Phases et méthodes d’exploitation :
La modification de l’état des contraintes dans un massif rocheux suite aux travaux
d’exploitation peut entraîner une diminution de la résistance au cisaillement qui
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
22 | P a g e
peut conduire à des ruptures. Les calculs de stabilité des gradins doivent aussi tenir compte
des surcharges ponctuelles dues aux engins d’exploitation.
e. Géométrie :
La concavité ou la convexité des bords de talus a une influence sur la valeur
réelle du coefficient de sécurité. Dans le cas où le bord de fosse est concave, la
valeur de Fs est sous-estimée. Dans le cas contraire (bord convexe), elle est surestimée
par rapport à la réalité.
D’un point de vue général, les massifs rocheux peuvent être considérés à la fois comme
des objets géologiques et des objets mécaniques, l’étude de la stabilité des massifs
rocheux nécessite d’avoir des connaissances relatives à la géologie structurale et à
la mécanique des roches.
Sur le plan géologique on observe une grande diversité des massifs rocheux en fonction
de :
A. la nature de la matrice rocheuse et ses caractéristiques pétrographiques et mécaniques.
B. les discontinuités à toutes les échelles et de tous types affectant le massif.
C. la variabilité dans l’espace du couple matrice rocheuse/discontinuités.
II.3.effets des discontinuités sur la stabilité des talus des mines à ciel ouvert :
La présence ou l'absence de discontinuités à une influence très importante sur la stabilité des
pentes de roche et la détection de ces caractéristiques géologiques est l'une des parties les plus
critiques d'une étude de stabilité.
La stabilité des pentes de la roche varie avec l'inclinaison des surfaces de discontinuité, telles
que les failles, les joints et les plans de stratification dans la masse rocheuse.
Lorsque ces discontinuités sont verticales ou horizontales, un glissement simple ne peut pas
avoir lieu et la défaillance de la pente impliquera une fracture de blocs de roche intacts ainsi que des
mouvements le long de certaines des discontinuités.
D'autre part, lorsque la masse de roche contient des surfaces de discontinuité qui s'écoulent
vers la surface de la pente à des angles compris entre 30 ° et 70 °, un glissement simple peut se
produire et la stabilité de ces pentes est significativement inférieure à celles dans lesquelles seules les
discontinuités horizontales et verticales sont présentes [4].
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
23 | P a g e
Figure II. 2: la contribution des discontinuités dans l'instabilité d'un talus (E.Gill, Maria Helina Leite
,Robert Corthésy , les instabilités structurales : guide d’analyses par la stéréographie et de calcule des
ancrages) [5].
Les instabilités structurales sont prévenus ai départ par la résistance mécanique des
discontinuités géologiques. Ces dernières offrent une résistance au cisaillement de beaucoup inferieur
de celle de la roche. Cette résistance peut être déterminé en tout ou en une partie en laboratoire ou in
situ par des essais mécaniques combinés ou non à des mesures des caractéristiques géométriques des
discontinuités et a des modèles de prévision.
Les discontinuités géologiques ont aussi des propriétés hydrogéologiques spécifiques. Les
eaux souterraines qui y circulent peuvent donner naissance à des pressions hydrauliques qui ont des
effets déstabilisateurs. Dans les conditions de pression hydraulique, c’est donc alors la contraintes
normale effective (la contrainte normale moins la pression hydraulique) qui généralement considérer
lors de la prévision d’une résistance au cisaillement. Selon le mode d’instabilité, les pressions
hydrauliques peuvent aussi agir sur les parois de plans structuraux qui ne constituent pas des plans de
glissement mais qui découpent les tétraèdres. Ces pressions hydrauliques donnent lieu à des pressions
hydrostatiques déstabilisatrices [14].
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
24 | P a g e
II.3.1.Le frottement, la cohésion et le poids unitaire de la masse rocheuse :
Le frottement et la cohésion sont mieux définis en termes de traçage du stress de cisaillement
par rapport au stress normal donné à la figure II.3.
Figure II. 3:relation entre a force de cisaillement requise pour provoquer un glissement le long d'une
discontinuité et les force normal agissantes sur le talus(Rock slopes: design, excavation, and stabilization)
[17].
Cette parcelle est une version simplifiée des résultats qui seraient obtenus Si un spécimen de
roche contenant une discontinuité géologique telle qu'un joint est soumis à un système de chargement
qui provoque un glissement le long de la discontinuité. La contrainte de cisaillement requise pour
provoquer un glissement augmente avec l’augmentation de la force de compression normale.
La pente de la courbe cisaillement-compression définit l'angle de frottement. Si la surface
de discontinuité est initialement cimentée ou si elle est rugueuse, une valeur finie de la contrainte de
cisaillement sera nécessaire pour provoquer un glissement lorsque le niveau de contrainte normal
est nul. Cette valeur initiale de la résistance au cisaillement définit la force de cohésion c de la surface.
La relation entre le cisaillement et les contraintes normales pour une surface de roche typique
ou pour un échantillon de sol peut être exprimé comme suit:
=c+ tan
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
25 | P a g e
II.3.2. l’effet d’un remplissage :
Les discontinuités géologiques comportent parfois un remplissage. Ce dernier peut être
argileux, silteux ou sableux. Son effet sur le comportement des discontinuités lorsque soumis a des
cisaillements directes. Varie selon les facteurs suivants
Nature de remplissage.
Epaisseur de remplissage.
La rugosité des parois de la discontinuité.
II.4.type des mouvements des terrains au niveau des talus d’une mine à ciel
ouvert :
Figure II. 4:différents modes de glissement des talus( Hoek, E , Fundamentals of slope design) [9]
Les mouvements de terrain sont des phénomènes tout à fait normaux dans la croûte
terrestre mais ils provoquent souvent des pertes dans les vies humaines et des dégâts matériels.
De nombreuses classifications ont été proposées pour rendre compte de la diversité des
mouvements de terrain. Les principaux critères de classification retenus sont :
• Types de terrain affectés.
• Types de mouvements.
• Vitesse des processus.
• Taux de remaniement des matériaux après le mouvement.
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
26 | P a g e
Figure II. 5:classification des déformations des talus
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
27 | P a g e
Conclusion :
L’analyse a priori de la stabilité d’un talus nécessite de définir les facteurs influant sur cette
stabilité et les types des mouvements du talus qui peuvent se manifester à cause de ces facteurs.
Il est connu qu’un glissement ou une rupture est causé principalement par l’existence des
discontinuités dans le massif rocheux (chapitre I).donc l’analyse des effets de ces discontinuité et leur
contribution a l’instabilité du talus sera nécessaire pour la prévention de telle problème et donc
l’assurance de la continuation de l’exploitation en toute sécurité.
Le deuxième facteur majeur qui influe sur la stabilité des talus est l’eau existant dans le massif
rocheux (du a l’existence d’une nappe phréatique ou du aux infiltrations des eaux de
précipitation).pour cela, une classification des modes des instabilités d’un talus a été élaborée en
tenant compte de l’existence ou non des eaux dans le massif.
Chapitre II :
Mouvements et déformabilité des
talus et ses enjeux
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
19 | P a g e
Introduction :
Vu les dégâts causées par les mouvements des talus dans les mine a ciel ouvert.il devient
évident que la prévision et l’analyse des cause et des conséquences de ces mouvements est
indispensable. Cette analyse peut être à posteriori ou a priori et le dernier est la plus efficace car elle
minimise les risques possibles de se produire lors de l’exploitation.
L’analyse a priori nécessite la caractérisation du massif rocheux et ces discontinuités qui
constituent le problème majeur et l’identification des différents types de mouvement et de
déformabilité d’un talus et de ses enjeux.
II.1.problème de la prévision de la stabilité des talus :
II.1.1.Définition de la prévision :
Actuellement, le problème de la prévision des différents processus devient de plus en plus
important, et dans l'histoire naturelle (et la géologie en particulier) et dans l'histoire de la Société, il
y a, par conséquent un certain nombre de classifications des types de prévisions et Des méthodes
utilisées pour la prévision.
La prévision c'est une supposition pour un événement de l'avenir à laquelle est associée un
Degré de certitude déterminé par une analyse probabiliste. La prévision géotechnique (pour les
besoins de l'exploitation des gisements) est un système de spécifications qualitatives Et quantitatives
préalables( dans le temps et dans l'espace) de la composition, de l’état et des Propriétés géotechniques
du massif rocheux, ainsi que des processus géologiques et Géotechniques qui peuvent influencer
l'efficacité et la sécurité des exploitations minières [8].
II.1.2.Période de la prévision :
Le temps de prévision pour des processus géotechniques tels que les déformations des talus
Et des versants peut concerner une durée de centaines d'années à l'échelle d'un processus Géologique
exogène ,de dizaines d'années pour la vie d'une entreprise minière ou autres site Géotechnique et de
quelques heures quand il existe un danger immédiat de déclenchement de Déformations
catastrophiques[8].
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
20 | P a g e
II.2.Facteurs influençant l a stabilité des talus :
Figure II. 1:Facteurs qui influencent la stabilité d'un talus( Saddaoui Lotfi, Kaman Ali el Mehdi , stabilité
des gradins de la carrière knauf plâtre) [20]
L'analyse des processus de déformation dans les mines à ciel ouvert doit tenir compte de
l'influence commune des facteurs naturels et techniques .On peut subdiviser les facteurs Naturels en
trois groupes:
géographiques et climatiques: relief du site, régime des précipitations, régime des
températures, conditions spécifiques du gel-dégel;
géologiques: lithologie du massif, conditions tectoniques, spécificités structurales et
texturales des roches et du massif, propriétés mécaniques des roches, etc.;
hydrogéologiques: eaux superficielles qui traversent le territoire de l'exploitation ou se Situent
à proximité, eaux souterraines dans le massif, présence d'eau dans les contacts entre les roches
ou dans les discontinuités tectoniques etc. D’un point de vue général, les massifs rocheux
peuvent être considérés à la fois comme des Objets géologiques et des objets mécaniques.
L'étude de la stabilité des massifs rocheux Nécessite d'avoir des connaissances relatives à la
géologie structurale et à la mécanique des roches. Sur le plan géologique on observe une
grande diversité des massifs rocheux en fonction de:
la nature de la matrice rocheuse et ses caractéristiques pétrographiques et mécaniques
les discontinuités à toutes les échelles et de tous types, affectant le massif
la variabilité dans l'espace du couple matrice rocheuse/discontinuités.
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
21 | P a g e
Facteurs techniques : Parmi les facteurs techniques on peut citer la géométrie de la mine
(carrière), les angles des talus des gradins de la mine à ciel ouvert (carrière), la méthode
d’excavation et de l’abattage des roches, la structure de la mécanisation des travaux miniers,
la présence à proximité de la mine d’excavations souterraines, etc.
L’angle de pente maximal que peut admettre un talus dépend d’un certain nombre de
facteurs dont les principaux sont :
La hauteur du gradin ;
La nature des terrains ;
L’eau souterraine ;
La méthode et les phases d’exploitation ;
Les facteurs d’ordre géométrique (concavité ou convexité du bord du talus) ;
a. Hauteur du gradin :
La hauteur du gradin influe considérablement sur la valeur du coefficient de sécurité et
donc sur la stabilité des talus. Plus la hauteur du gradin est grande, plus angle de
sa pente sera faible.
b. Nature des terrains :
La nature des terrains est un paramètre très important dont il faut tenir compte
dans une étude de stabilité. Il s’agit principalement d’étudier la structure du massif
et des caractéristiques physiques et mécaniques du terrain.
En ce qui concerne la structure du massif, l’étude des discontinuités du massif (fractures,
plans de stratification, failles, fissuration) a une influence primordiale sur le calcul
du coefficient de sécurité.
En ce qui concerne les caractéristiques physiques et mécaniques, le paramètre
physique pris en compte lors du calcul de la stabilité des talus est le poids volumique
des terrains en place. Les caractéristiques mécaniques du terrain les plus importantes
sont sa résistance au cisaillement qui nous permet de mesurer les caractéristiques
de cisaillement (cohésion et angle de frottement interne).
c. Eau souterraine :
L’eau joue un rôle très important dans la stabilité des talus. D’une manière générale,
la présence d’eau dans un terrain abaisse le coefficient de sécurité.
d. Phases et méthodes d’exploitation :
La modification de l’état des contraintes dans un massif rocheux suite aux travaux
d’exploitation peut entraîner une diminution de la résistance au cisaillement qui
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
22 | P a g e
peut conduire à des ruptures. Les calculs de stabilité des gradins doivent aussi tenir compte
des surcharges ponctuelles dues aux engins d’exploitation.
e. Géométrie :
La concavité ou la convexité des bords de talus a une influence sur la valeur
réelle du coefficient de sécurité. Dans le cas où le bord de fosse est concave, la
valeur de Fs est sous-estimée. Dans le cas contraire (bord convexe), elle est surestimée
par rapport à la réalité.
D’un point de vue général, les massifs rocheux peuvent être considérés à la fois comme
des objets géologiques et des objets mécaniques, l’étude de la stabilité des massifs
rocheux nécessite d’avoir des connaissances relatives à la géologie structurale et à
la mécanique des roches.
Sur le plan géologique on observe une grande diversité des massifs rocheux en fonction
de :
A. la nature de la matrice rocheuse et ses caractéristiques pétrographiques et mécaniques.
B. les discontinuités à toutes les échelles et de tous types affectant le massif.
C. la variabilité dans l’espace du couple matrice rocheuse/discontinuités.
II.3.effets des discontinuités sur la stabilité des talus des mines à ciel ouvert :
La présence ou l'absence de discontinuités à une influence très importante sur la stabilité des
pentes de roche et la détection de ces caractéristiques géologiques est l'une des parties les plus
critiques d'une étude de stabilité.
La stabilité des pentes de la roche varie avec l'inclinaison des surfaces de discontinuité, telles
que les failles, les joints et les plans de stratification dans la masse rocheuse.
Lorsque ces discontinuités sont verticales ou horizontales, un glissement simple ne peut pas
avoir lieu et la défaillance de la pente impliquera une fracture de blocs de roche intacts ainsi que des
mouvements le long de certaines des discontinuités.
D'autre part, lorsque la masse de roche contient des surfaces de discontinuité qui s'écoulent
vers la surface de la pente à des angles compris entre 30 ° et 70 °, un glissement simple peut se
produire et la stabilité de ces pentes est significativement inférieure à celles dans lesquelles seules les
discontinuités horizontales et verticales sont présentes [4].
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
23 | P a g e
Figure II. 2: la contribution des discontinuités dans l'instabilité d'un talus (E.Gill, Maria Helina Leite
,Robert Corthésy , les instabilités structurales : guide d’analyses par la stéréographie et de calcule des
ancrages) [5].
Les instabilités structurales sont prévenus ai départ par la résistance mécanique des
discontinuités géologiques. Ces dernières offrent une résistance au cisaillement de beaucoup inferieur
de celle de la roche. Cette résistance peut être déterminé en tout ou en une partie en laboratoire ou in
situ par des essais mécaniques combinés ou non à des mesures des caractéristiques géométriques des
discontinuités et a des modèles de prévision.
Les discontinuités géologiques ont aussi des propriétés hydrogéologiques spécifiques. Les
eaux souterraines qui y circulent peuvent donner naissance à des pressions hydrauliques qui ont des
effets déstabilisateurs. Dans les conditions de pression hydraulique, c’est donc alors la contraintes
normale effective (la contrainte normale moins la pression hydraulique) qui généralement considérer
lors de la prévision d’une résistance au cisaillement. Selon le mode d’instabilité, les pressions
hydrauliques peuvent aussi agir sur les parois de plans structuraux qui ne constituent pas des plans de
glissement mais qui découpent les tétraèdres. Ces pressions hydrauliques donnent lieu à des pressions
hydrostatiques déstabilisatrices [14].
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
24 | P a g e
II.3.1.Le frottement, la cohésion et le poids unitaire de la masse rocheuse :
Le frottement et la cohésion sont mieux définis en termes de traçage du stress de cisaillement
par rapport au stress normal donné à la figure II.3.
Figure II. 3:relation entre a force de cisaillement requise pour provoquer un glissement le long d'une
discontinuité et les force normal agissantes sur le talus(Rock slopes: design, excavation, and stabilization)
[17].
Cette parcelle est une version simplifiée des résultats qui seraient obtenus Si un spécimen de
roche contenant une discontinuité géologique telle qu'un joint est soumis à un système de chargement
qui provoque un glissement le long de la discontinuité. La contrainte de cisaillement requise pour
provoquer un glissement augmente avec l’augmentation de la force de compression normale.
La pente de la courbe cisaillement-compression définit l'angle de frottement. Si la surface
de discontinuité est initialement cimentée ou si elle est rugueuse, une valeur finie de la contrainte de
cisaillement sera nécessaire pour provoquer un glissement lorsque le niveau de contrainte normal
est nul. Cette valeur initiale de la résistance au cisaillement définit la force de cohésion c de la surface.
La relation entre le cisaillement et les contraintes normales pour une surface de roche typique
ou pour un échantillon de sol peut être exprimé comme suit:
=c+ tan
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
25 | P a g e
II.3.2. l’effet d’un remplissage :
Les discontinuités géologiques comportent parfois un remplissage. Ce dernier peut être
argileux, silteux ou sableux. Son effet sur le comportement des discontinuités lorsque soumis a des
cisaillements directes. Varie selon les facteurs suivants
Nature de remplissage.
Epaisseur de remplissage.
La rugosité des parois de la discontinuité.
II.4.type des mouvements des terrains au niveau des talus d’une mine à ciel
ouvert :
Figure II. 4:différents modes de glissement des talus( Hoek, E , Fundamentals of slope design) [9]
Les mouvements de terrain sont des phénomènes tout à fait normaux dans la croûte
terrestre mais ils provoquent souvent des pertes dans les vies humaines et des dégâts matériels.
De nombreuses classifications ont été proposées pour rendre compte de la diversité des
mouvements de terrain. Les principaux critères de classification retenus sont :
• Types de terrain affectés.
• Types de mouvements.
• Vitesse des processus.
• Taux de remaniement des matériaux après le mouvement.
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
26 | P a g e
Figure II. 5:classification des déformations des talus
Chapitre II Mouvements et déformabilité des talus et ses enjeux
27 | P a g e
Conclusion :
L’analyse a priori de la stabilité d’un talus nécessite de définir les facteurs influant sur cette
stabilité et les types des mouvements du talus qui peuvent se manifester à cause de ces facteurs.
Il est connu qu’un glissement ou une rupture est causé principalement par l’existence des
discontinuités dans le massif rocheux (chapitre I).donc l’analyse des effets de ces discontinuité et leur
contribution a l’instabilité du talus sera nécessaire pour la prévention de telle problème et donc
l’assurance de la continuation de l’exploitation en toute sécurité.
Le deuxième facteur majeur qui influe sur la stabilité des talus est l’eau existant dans le massif
rocheux (du a l’existence d’une nappe phréatique ou du aux infiltrations des eaux de
précipitation).pour cela, une classification des modes des instabilités d’un talus a été élaborée en
tenant compte de l’existence ou non des eaux dans le massif.
Chapitre III :
Méthodes d’évaluation et de calcul
de la stabilité
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
28 | P a g e
Introduction :
L’instabilité des talus est un problème majeur dans les mines à ciel ouvert et qui doit être bien
évalué et assuré.
Cette instabilité peut être principalement des glissements de terrain qui se manifeste par un
déplacement d’un bloc d’une partie du talus sous différentes formes (chapitre II).
L’évaluation de cette instabilité se fait en calculant le facteur de sécurité des gradins. Pour
cela, il est nécessaire d’abord de déterminer les propriétés physico-mécaniques des roches au
laboratoire, puis dans le massif rocheux. Une fois les propriétés physico-mécaniques déterminées, on
calcul le facteur de sécurité.
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
29 | P a g e
III.1.méthodes d’évaluation
III.1.1.méthode stéréographique :
III.1.1.1. Définition :
L’instabilité structurellement contrôlée signifie que les blocs formés par les discontinuités
peuvent librement chuter ou glisser de la périphérie de l’excavation sous l’effet de forces
gravitationnelles. Pour affirmer de quel type de rupture il s’agit, une analyse cinématique du dièdre
ou Plan potentiel qui croise les faces de l’excavation peut être faite.
La projection stéréographique est une construction géométrique consistant à reporter sur un
plan (2D), l’orientation d’objets situés dans l’espace (3D), indépendamment de leur situation
d’origine (position géographique).
III.1.1.2.Objectif :
La méthode des projections stéréographiques permet d’étudier les différents plans de
discontinuités présents dans le talus et déterminer les risques probables de rupture plane.
Les objets utilisés en tectonique pourront la plus-part du temps se rapporter à des
droites (orientées ou non) ou à des plans.
III.1.1.3.principes :
La théorie de cette projection est une transformation géométrique appelée inversion, par
laquelle une droite est représentée par un point, un plan par une ligne.
Le plan de projection, sur lequel se font les reports est le plan équatorial d’une demi-sphère
(par convention nous utiliserons l’hémisphère inférieure). Ce plan en fait est limité par un cercle
appelé cercle fondamental. C’est ce plan et les projections que l’on y portera qui s’appelle
stéréogramme.
Le cercle fondamental est orienté par rapport au Nord et gradué en degrés (0 à 360).
Le pôle zénithal est le pôle supérieur de la sphère entière et sera utilisé comme origine de la projection.
L’objet géométrique à projeter est amené par translation (sans modification de son orientation)
jusqu’à devenir sécant avec le centre de l’hémisphère de référence.
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
30 | P a g e
Figure III. 1:principe de la projection stéréographique (Rock slopes: design, excavation, and stabilization) [17].
Cette méthode est basée principalement sur les mesures sur terrain, qui se font à l’aide d’une
boussole et d’un inclinomètre. Cela consiste à mesure la direction de la discontinuité, c’est-à-dire le
sens du plan dans lequel se trouve la discontinuité grâce à la boussole. L’inclinomètre lui sert à obtenir
le pendage du plan. Les mesures se font d’après la figure suivante :
Figure III. 2:mesures des pendages et des orientations à l'aide d'une boussole (Saddaoui Lotfi, Kaman Ali el Mehdi, stabilité des gradins de la carrière knauf plâtre) [20]
III.1.1.4.conditions favorables d’un glissement :
En stéréographie, l’analyse des glissements plan ou en dièdre est régit par les conditions de
Markland, qui dépendent de l’angle de frottement interne du massif ainsi que l’angle du talus et celui
de la discontinuité.
Une rupture en coin ayant deux surfaces rocheuses en contact présente trois modes
fondamentaux de glissement : deux modes de glissement sur l'un ou l'autre des plans ou un mode de
glissement le long de la ligne d'intersection. Pour mettre en graphique la zone sécuritaire
correspondant à une rupture en coin sur les plans 1 et 2 avec la ligne d'intersection l\2>il faut effectuer
les étapes suivantes :
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
31 | P a g e
1. Mettre en graphique les vecteurs normaux ni et n2 pointant à l'extérieur du bloc ;
2. Mettre en graphique le vecteur de la ligne d'intersection I12 pointant à l'intérieur d'un espace
Libre.
3. Tracer les grands cercles communs à ni et à I12 et commun à n2 et à I12
4. Le long de nili2 marquer un point p et q à une distance <j>i de ni, où §\ est l'angle de friction
pour le plan 1 ;
5. Le long de n2li2 marquer un point s et t à une distance §2 de n2, où §2 est l'angle de friction
pour le plan 2.
Il apparaît évident qu'une analyse de type cinématique ne tient pas compte de plusieurs
facteurs. En fait, elle considère seulement l'orientation des différentes fractures en présence dans le
massif rocheux. Cette méthode ne considère pas les caractéristiques physiques de la roche (comme la
résistance au cisaillement), la cohésion, la pression d'eau ni les contraintes naturelles. Par contre, cette
méthode permet d'avoir une très bonne idée du type de rupture potentielle.
III.2. Méthodes de calcul de la stabilité :
Le calcul de la stabilité des talus est généralement estimé à l’aide d’un coefficient appelé
coefficient de sécurité Fs. Ce coefficient est défini comme étant le rapport des forces résistantes au
glissement aux forces provocantes le glissement.
Fs=S ��� ����� ��������� �� ��������
S ��� ������ ������������ �� �������� (III.1)
Fs> 1, le talus est stable.
Fs< 1, le talus ne peut que glisser.
Fs = 1, le talus est en état d’équilibre limite.
Théoriquement, le talus est dit stable si Fs> 1. L’état d’équilibre limite (rupture) est obtenu
lorsque Fs = 1.Mais dans la pratique, le coefficient Fs est compris entre 1,15 et 1,30 en tenant compte
des facteurs suivants :
Les erreurs dues à l’exactitude des méthodes de calcul de la stabilité ;
Les incertitudes expérimentales de la détermination des propriétés physicomécaniques
des roches, comme par exemple la valeur moyenne du poids volumique des roches
composant le massif ;
Les incertitudes de la détermination de l’influence de la fissuration ;
L’influence des charges dynamiques provoquées par le tir, par le mouvement des
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
32 | P a g e
Moyens de transport et les séismes.
III.2.1.Glissement à un plan unique
Une rupture plane est un phénomène relativement rare dans les talus rocheux, car il est très
improbable que toutes les conditions géométriques nécessaires à la production d’une telle
rupture se réunissent dans une pente réelle.
Ces conditions géométriques à satisfaire sont :
Le plan sur lequel se produit le glissement doit émerger parallèlement ou presque
(Environ ± 20°) à la face de la pente ;
Le plan de glissement doit émerger dans la face du talus, ce qui signifie que le pendage
du plan de glissement doit être inférieur au pendage de la face de pente, ce qui est
ψp< ψf;
Le pendage du plan de glissement doit être supérieur à l'angle de frottement de ce plan,
C.-à-d. ψp>Φ :
L'extrémité supérieure de la surface de glissement soit intersectée à la pente supérieure,
Ou se termine par une fissure de tension.
Figure III. 3:Géométrie de la pente présentant un glissement plan : (a) Coupe montrant des plans formant un
glissement plan ; (b) Les surfaces de libération aux extrémités du glissement plan ; (c) L’utilisation de l’unité
d'épaisseur dans l'analyse de la stabilité (Duncan C. Wyllie and Christopher W. Mah, rock slope engineering
civil and mining) [8].
III.2.1.1.Cas d’un glissement plan avec présence d’une fissure de traction : Les conditions géométries de la pente et des eaux souterraines considérées dans cette
analyse sont définies à la figure.5, qui montre deux géométries comme suit :
a) des pentes ayant une fissure de tension dans la surface supérieure ;
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
33 | P a g e
b) des pentes avec une fissure de tension dans la face du talus.
Lorsque la surface supérieure est horizontale (ψs= 0), le passage d'un état à l'autre se produit
Lorsque la fissure de tension coïncide avec la crête du talus, soit lorsque :
�
�= (1 − cot ψ�.tanψ�) (III.2)
Où Z est la profondeur de la fissure de tension, H est la hauteur de la pente, ψ� est l'angle
de face de pente et ψ� est le pendage du plan de glissement.
Figure III. 4:Les géométries du glissement plan : (a) fissure de traction dans la partie supérieure du talus ; (b) fissure de traction à la face du talus (Duncan C. Wyllie and Christopher W. Mah, rock slope engineering civil and mining) [8]
Le coefficient de sécurité est calculé en résolvant toutes les forces agissant sur la pente en
Composantes parallèles et perpendiculaires au plan de coulissement. La somme vectorielle des forces
de cisaillement, ∑N agissant sur le plan est appelé force conduire. Le produit des forces normales
totales, ∑T et la tangente de l'angle de frottement Φ, plus la force de cohésion est appelée la
force de résistance. Le facteur de sécurité Fs du bloc coulissant est le rapport entre les forces de
résistance aux forces d'entraînement, et est calculé comme suit :
Fs=��� S � ���
S � (III.3)
Fs=�� � � ��� �� ���
� ��� �� (III.4)
c : la cohésion du plan de glissement.
A : la surface du plan de glissement.
Si la surface de glissement est propre et ne contient pas de remblayer alors la cohésion est
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
34 | P a g e
Susceptible d'être égal à zéro et l'équation (III.4) se réduit à :
Fs= � ��� �� ���
� ��� ��=
���
� ��� �� (III.5)
Où Fs = 1 quand ψ�= Φ
Le facteur de sécurité du talus représenté dans la figure III.5 est comme suit :
Fs=�� �( � ��� ��� � –� �����) ���
� ��� �� � � ����� (III.6)
Et
A=(��� ����� –�)
��� �� (III.7)
La hauteur de la pente est H, la profondeur de la fissure de tension est Z et il est situé à une
distance b derrière la crête de la pente. Le pendage de la pente au-dessus de la crête est ψ�
Lorsque la profondeur de l'eau dans la fissure de tension est Z�, les forces d'eau agissant sur le plan
de glissement en U, et dans la fente de la tension V sont données par les relations suivantes
:
U= �
� g
�. Z�.A (III.8)
V= �
� g
�. Z²� (III.9)
Où g�
est le poids unitaire de l'eau.
Le poids volumique des blocs de glissement (W) pour les deux géométries illustrées dans
La Figure.5 est donné comme suit :
Cas (a)
W = g� [(1 − cot ψ� tan ψ�) (bH +
�
� H² cot ψ�) +
�
� b²(tan ψ�− tan ψ�)] (III.10)
Cas (b)
W = �
� H²[ g
� [(1 −
�
� )² cot ψ�(cot ψ�. tan ψ� -1)] (III.11)
Où g� est le poids unitaire de la roche.
a. Influence de l’eau souterraine :
Le niveau de l'eau souterraine est au-dessus de la base de la fissure de traction et par
conséquent les pressions d'eau agissent à la fois dans la fissure de traction et sur le plan de
glissement, la force U est exprimé comme suit :
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
35 | P a g e
U = g�
. Z�.A (III.12)
Le niveau de l'eau souterraine dans la pente est en dessous de la base de la fissure de traction
de sorte que la pression d'eau agit seulement sur le plan de glissement (V = 0).
U = ��
�.��� �� g
�. h� (III.13)
Où h� est la hauteur estimée de l'eau au milieu de la partie saturée du plan de glissement.
Figure III. 5:Les pressions possibles des eaux souterraines sur le glissement plan : (a) une pression uniforme
sur le plan de glissement ; (b) pression triangulaire sur la lame plane pour la nappe phréatique sous la base de
la fissure de tension (Duncan C. Wyllie and Christopher W. Mah, rock slope engineering civil and mining) [8]
b. Profondeur et emplacement critiques de la fissure de traction :
Dans l'analyse, on a supposé que la position de la fissure de tension est connue par sa trace
visible sur la surface supérieure ou sur la face de la pente, et que la profondeur peut être établie par
la construction d’une coupe précise de la pente. Cependant, la position de la fissure de tension
peut être inconnue, due par exemple à la présence de sol au-dessus de la crête de la pente, ou un
emplacement supposé peut être nécessaire pour la conception. Dans ces circonstances, il devient
nécessaire de tenir compte de la position la plus probable d'une fissure de tension.
Lorsque la pente est sec ou presque sec ( Zw
� ) l'équation (III.6) pour le facteur de sécurité peut
être modifié comme suit :
Fs=��
� ��� ��+ cos ψ� tan (III.14)
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
36 | P a g e
La profondeur de la fissure de traction critique Zc pour une pente sèche peut être trouvée en
minimisant le deuxième membre de l'équation (III.14) par rapport à �
� :
��
� =1 - �cot ψ�. tan ψ� (III.15)
L’emplacement correspondant b� est :
��
� =�cot ψ� tan ψ� - cot ψ� (III.16)
c. Plan de glissement critique :
Quand une discontinuité persistante telle qu'un plan de stratification existe dans une pente, et
l'inclinaison de cette discontinuité est telle qu'elle satisfait aux conditions de défaillance , la
stabilité de la pente sera contrôlée. Cependant, dans certains endroits passés à travers un matériau
intact, comment peut déterminer l'inclinaison d'un tel chemin de défaillance ? La première hypothèse
qui doit être faite concerne la forme de la surface de glissement.
Dans une faible pente de roche ou une pente du sol avec un angle de face inférieur à environ
45°, la surface de glissement aurait une forme circulaire.
Dans la roche de forte pente, la surface de glissement est sensiblement plane et l'inclinaison
d'un tel plan peut être trouvée par la formule suivante :
ψ��= �
� (ψ� +) (III.17)
ψ��: L’inclinaison du plan de glissement critique pour les pentes sèches.
III.2.1.2. Cas d’un glissement plan sans fissure de traction :
Figure III. 6:schéma d'un talus en absence d'une fissure de traction ( Dr .Aissi Adel , cours control des
terrains 1, stabilité ) [6]
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
37 | P a g e
Dans ce cas, le calcule se fait en utilisant les formule suivantes :
F= �� � (� ��� y�)��.�
� ��� y�
(III.18)
Où :
w=�.��
�����y
�− cot y
� � (III.19) et A=
�
���y�
(III.20)
III.2.2.Effets sismiques sur la stabilité des talus :
La force sismique S est une force d'inertie qui est considérée agir horizontalement et dirigée
à l’opposé de la pente dans l'excavation. L’amplitude de S est liée à la masse par un coefficient
sismique K qui est une fraction décimale de l'accélération de la pesanteur g.
Ce coefficient dépend de la zone sismique où l'excavation se trouve et généralement dans un
intervalle `0,0-0,2`.Ainsi :
S=m.a=(�
�) K.g=WK (III.21)
Dans laquelle m et a sont la masse du bloc de glissement et d'accélération, respectivement.
Figure III. 7:direction de la force sismique ( Dr .Aissi Adel , cours control des terrains 1, stabilité) [6]
La Résolution des forces normales et tangentielles à la surface de rupture conduit à des forces
de résistance R et les forces motrice D. Ainsi,
R = W [cos ψp− ksin ψp] tan Φ + C
D = W (sin ψp+ kcosψp)
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
38 | P a g e
Donc le facteur de sécurité est exprimé comme suit :
Fs=�� �[( � ��� ���������)� � –� �����) ]���
�( ��� �� ����� ��)� � ����� (III.22)
Pour déterminer le coefficient sismique K on utilise la courbe suivante :
Figure III. 8:Recommandations pour choisir le coefficient sismique K [12]
III.2.3.Effet de tir à l’explosif sur la stabilité des talus :
L’exploitation des carrières de roche massive et le besoin d’abattage lors des chantiers de
travaux miniers, font souvent appel à l’utilisation d’explosifs.
L’énergie délivrée par l’explosif, afin d’extraire et de fragmenter la roche ou les matériaux,
s’accompagne de phénomènes induits, tels que des vibrations dans le sol et des surpressions
aériennes, qu’ont une influence sur les populations et les constructions proches.
Le mineur doit donc optimiser l’extraction et la fragmentation des matériaux, tout en
limitant les nuisances, en respectant les textes réglementaires et les cahiers des charges.
a. Vibrations et surpressions induites par un tir
Le déroctage et l’abattage à l’explosif utilisent l’énergie délivrée lors de la détonation des
mines placées à l’intérieur du massif rocheux pour le briser et le déplacer. Cependant, toute l’énergie
développée par les produits explosifs n’est pas entièrement utilisée pour fragmenter et déplacer le
massif et la part inutilisée de cette énergie se propage dans le milieu environnant : dans le
sol ou dans le massif rocheux, sous forme des vibrations séismiques, dans l’atmosphère sous
forme des vibrations acoustiques, ou surpression aérienne.
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
39 | P a g e
Figure III. 9:vibrations et surpressions induites par un tir (Lefriki Souad , effet de la variation de la cohésion sur le comportement des pentes)[12].
Une vibration sismique est définie comme un mouvement oscillatoire d’une particule ou d’un
corps à partir de sa position de référence (position de repos). Les vibrations se produisent lorsque l’on
déplace de sa position normale une tranche d’un milieu élastique. Celle–ci oscille alors autour de
sa position pour revenir jusqu’à sa position d’équilibre. Les vibrations qui se propagent constituent
des « ondes de vibration ».
On appelle « front d’onde », la surface de séparation entre les particules d’un matériau au
repos et celles en mouvement. Le front d’onde de vibration se déplace dans les terrains à une vitesse
appelée « vitesse de propagation » ou « célérité de l’onde ».Cette vitesse est généralement comprise
entre 1000 et 6000 m/s en fonction des matériaux traversés.
En arrière du front d’onde, la particule de matière soumise à un mouvement oscillatoire
dans l’espace, voit son mouvement particulaire s’affaiblir, (amortir) progressivement au cours de la
propagation.
Cet amortissement avec la distance résulte de l’absorption de l’énergie vibratoire par
le milieu de propagation. Ce mouvement se décompose en trois composantes selon trois
directions orthogonales, (composantes radiale, transversale et verticale), qui sont liées aux
directions principales de déplacement particulaire. L’orientation des capteurs revêt un caractère
obligatoire et réglementaire.
Chaque composante de la vibration peut être caractérisée par le déplacement (ou
élongation) effectué dans le temps par la particule à partir de sa position de repos (noté e(t) ou u(t)),
la vitesse avec laquelle ce déplacement s’effectue est la vitesse particulaire (notée v(t)), à ne pas
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
40 | P a g e
confondre avec la vitesse de propagation des ondes dans le massif, et enfin par l’accélération
du mouvements qui qualifie la variation de la vitesse particulaire dans le temps (notée a(t)).
b. Evaluation de l’impact vibratoire des tirs de mines :
Le niveau de vibration génère par un tir de mines et mesure sur les fondations d’un
immeuble dépend de trois facteurs principaux qui peuvent globalement être résumes ainsi :
la distance entre le tir et l’ouvrage ;
la quantité d’explosif mis à feu simultanément ;
le rendement du tir.
En outre, en plus de ces trois facteurs, le niveau de vibration dépendra aussi de :
la nature des terrains ;
la structure géologique ;
la géomorphologie du site.
Les vibrations, quelle que soit leur Provenance (géologie, engins mécaniques, extraction à
l’explosif, etc.) sont mesurées grâce des sismographes, appelés également dans la profession capteurs
séismiques. Il en existe une multitude de types, en fonction de leur utilisation et
Surtout des phénomènes à mesurer. Le sismographe est un appareil qui mesure le mouvement du sol
et l’enregistre sur un support visuel. Telle est la fonction d’un sismographe, pour l’étude des sols,
des tremblements de terre ou, dans notre cas, des tirs de mines. En termes scientifiques, le support
visuel évoqué plus haut est appelé sismogramme. Nous préfèrerons à cette appellation le terme
d’évènement sismique.
Figure III. 10:Enregistreur de vibrations (sismographe)[3]
c. Energie cinétique de vibration :
Les tirs d'explosif trop violents peuvent endommager les habitations et les ouvrages
proches. Pour définir les vibrations susceptibles d'être dangereuses, un critère simple est
maintenant généralement admis. Il est fondé sur la vitesse de vibration des ondes transmises par
l’explosion. On prend aussi très souvent v < 50 mm/s. Compte tenu de cette règle, il convient alors
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
41 | P a g e
de définir le plan de tir le plus efficace, c'est à- dire, déterminer en fonction de la distance aux
ouvrages menacés, la charge instantanée maximale admissible et la disposition des retards. Pour cela,
il faut connaître :
le niveau des vibrations provoquées par la charge placée à une distance donnée, et la loi
d'amortissement des vitesses de vibration en fonction de la distance ;
Les fréquences de ces vibrations afin d'utiliser au mieux les microretards.
F.J Crandell (1949) recommande d’utiliser le rapport �²
�² qui est proportionnel à l’énergie
cinétique de vibration :
Ec=�
� mv²=(
�
�
�
�²)(
�²
�²) (III.23)
Où :
v : la vitesse maximale des vibrations (m/s).
a : l’accélération maximale des vibrations (m/s²).
f : la fréquence des vibrations (hz).
L'accélération critique des vibrations est donnée par :
��= (Fs-1) g siny� (III.24)
III.3. Détermination des paramètres mécaniques :
Les propriétés mécaniques des roches ont une grande influence sur la stabilité des terrains.
Ces propriétés sont : la résistance à la compression, la résistance à la traction et la résistance
au cisaillement, l’angle de frottement interne et la cohésion.
a. Résistance à la compression :
Cette résistance est obtenue à partir d’un essai de compression simple (uniaxial). Dans cet
essai, l’échantillon est pris sous la forme d’une carotte (éprouvette cylindrique), d’élancement
L/D (L : hauteur, D : Le diamètre de l’éprouvette) compris entre 2 à 2,5 avec deux faces planes,
lisses et parallèles obtenues par une rectification soignée, l’échantillon est ensuite placé entre les
plateaux d’une presse.
La résistance à la compression est donnée par la formule suivante :
��=�
� (III.25)
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
42 | P a g e
Où :
�� : La résistance à la compression (Kgf/cm³),
F : effort (charge) maximale atteinte (juste avant la rupture),
S : section ou surface sur laquelle on applique l’effort F.
Figure III. 11:Schéma de principe d’un essai de compression uni-axiale.
Les paramètres à déterminer au cours de cet essai sont :
- La résistance en compression uni-axiale de la roche qui correspond à la contrainte normale
au moment de la rupture de la roche ;
- Le module de Young (E) qui correspond à la pente de la zone élastique de la courbe contrainte –
déformation axiale de l’échantillon ;
- Le coefficient de Poisson (υ) qui correspond à la pente de la courbe déformation latérale -
déformation axiale de l’échantillon.
b. Résistance à la traction :
Cette résistance est obtenue à partir d’un essai de traction.
b.1.essai de traction simple :
cet essai se fait En soumettant une éprouvette cylindrique à une traction unie axiale, la
résistance à la traction simple est égale à la contrainte limite de traction qui produit la
décohésion des échantillons des roches massives.
��=����
�� (III.26)
Où
�� : La résistance à la traction simple (Kgf/cm³).
���� : Valeur finale atteinte par l’effort appliqué
�� : Surface transversale
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
43 | P a g e
b.2.essai de traction indirect (essai brésilien) :
C’est l’essai de traction le plus commun pour les roches (essai à la traction indirecte). Pour
réaliser cet essai, on utilise une éprouvette de longueur à peu près égale au diamètre. Son principe est
de mettre sous contrainte de tension une carotte de roche par application d'une force de compression
suivant sa génératrice. La figure suivante présente un dispositif pour un essai brésilien :
Figure III. 12:Dispositif pour un essai brésilien
La contrainte de traction est donnée par la relation suivante :
��=�����
�� (III.27)
Où
���� : La charge maximale appliquée à la rupture,
D et L : dimensions de l’éprouvette cylindrique.
La contrainte de traction peut se calculer en fonction de la contrainte de compression :
��=K × �� (III.28)
Avec : 3 < k < 10 (dans la pratique, on prend k = 10).
c. Résistance au cisaillement :
La résistance au cisaillement représente la contrainte tangentielle limite avant la rupture dans
un essai de cisaillement. Elle peut être obtenue à partir de trois(3) essais :
Cisaillement simple
Cisaillement par torsion ;
Cisaillement par compression
c.1.cisaillement simple :
La résistance au cisaillement est définie par la relation suivante :
=����
� (III.29)
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
44 | P a g e
Où :
���� : Effort tangentiel entraînant la rupture
S : Surface sur laquelle on applique l’effort P.
Dans le cas d’un cisaillement simple avec une seule surface : S = h.L
Dans le cas d’un cisaillement simple avec deux surfaces : S = 2.h.L
Dans le cas d’un cisaillement simple avec une seule surface cylindrique :S = d.L
Avec :
h : largeur de l’échantillon, L : longueur de l’échantillon, d : diamètre du cylindre.
Figure III. 13:Cisaillement simple
A : bâti fixe
P : plan de cisaillement
À : bâti mobile
N : force normale
E : éprouvette
T : force tangentielle
c.2.cisaillement par torsion :
Dans ce cas, l’échantillon de forme cylindrique est soumis à un couple de torsion, Ce dernier
va engendrer des contraintes de cisaillement sur chaque section transversale. Quand ces contraintes
atteignent une valeur critique, elle nous donne la résistance de cisaillement par torsion définie par la
formule suivante :
��=����=��
� (III.30)
Où
�� : Couple de torsion.
W : moment résistant.
Avec :
W =�³
�� (III.31)
d : diamètre de l’échantillon.
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
45 | P a g e
c.3. Cisaillement par compression :
On applique un effort de compression F incliné avec un angle α par rapport à la surface de
cisaillement. La contrainte transmise par l’échantillon se décompose en une composante
normale (��) et une composante tangentielle (τ), quand cette dernière atteint une certaine
valeur, l’échantillon se rompt. Cette valeur critique est la résistance au cisaillement par compression
de la roche.
Les deux contraintes sont définies par les formules suivantes :
��=� ��� �
� (III.32)
=� ��� �
� (III.33)
Les échantillons utilisés ont une forme cubique ou cylindrique dont le diamètre est égal
à la longueur. L’angle α varie de 30°à 60°.
La courbe représentative de (τ) en fonction de (��) est donnée sur la (figure 10). A partir de
cette courbe on peut déterminer graphiquement la cohésion et l’angle de frottement interne
de l’échantillon (c et Φ).
Figure III. 15:Courbe représentative de τ en fonction de ��
Figure III. 14:Cisaillement par compression
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
46 | P a g e
III.3.1. Détermination de l’angle de frottement interne et la cohésion du massif
rocheux :
L’évaluation de la stabilité consiste à calculer le coefficient de sécurités d’un talus. Pour cela,
et d’après la formule de ce dernier, on se trouve obligés de déterminer deux paramètres importants
qui sont l’angle de frottement interne et la cohésion (d’un échantillon et du massif).
L’évaluation des caractéristiques mécaniques d’un massif nécessite la détermination des
paramètres de cisaillent pour le plan (couche) qui provoque le glissement.la zone de notre étude
possède deux types de plan provoquant le glissement, un suivant les intercalations de marne et l’autre
suivant le fissures ayant les fines d’argile comme matériau remplissage.
Des essais en laboratoire (laboratoire de l’ENSMM) ont été faits pour bien définir les
différentes les paramètres de cisaillement de la couche de marne et on se basant sur les rapports
géologiques fournis par la direction de la carrière, on a pu tirer les paramètres de cisaillement du
matériau de remplissage des fissures (les fines d’argile).
A partir d’un essai de compression uniaxial et un essai de fendage
(brésilien) :
Pour déterminer la cohésion et l’angle de frottement interne des échantillons, nous avons
Utilisé les deux relations suivantes :
����=����
�.���������² (III.34)
����=arcsin(������
������) (III.35)
����et ���� sont respectivement la cohésion en MPa et l’angle de frottement interne en degré de
l’échantillon.
Chapitre III méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité
47 | P a g e
Conclusion :
L’évaluation de la stabilité se résume principalement au calcul du coefficient de sécurité du
talus pour évaluer à la fin la stabilité de ce dernier et de minimiser les couts de correction des
dégâts.
Avant d’entamer ce calcul, on doit passer par plusieurs étapes dont les principaux sont :
Bien définir les conditions géologiques et hydrogéologiques de notre carrière.
Définir les différentes propriétés mécaniques des roches de la carrière (plus précisément
la couche provocantes des instabilités) en passant par plusieurs essais au laboratoire.
Bien choisir la méthode adaptée pour l’évaluation de la stabilité selon différents critères.
Calculer le coefficient de sécurité.
Chapitre IV :
Etude de cas –carrière Chouf
Ammar-
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
48 | P a g e
IV.1.Généralités sur la région d’étude :
IV.1.1.Historique :
La wilaya de M’sila est située dans la partie Centre-Est du pays, soit à 250 km au sud-est
de la capitale Alger ; elle est limité par les wilayas de Bouira et Bordj Bou Arréridj au nord,
Batna à l’est, Biskra au sud-est, Djelfa et Médéa à l’ouest.
S’étendant sur une superficie de 20 000 km2, elle comprend des aires géographiques
variés : massif des Bibans et monts du Hodhna au nord, dépression du chott El-Hodna au centre et
l’Atlas saharien dans sa partie méridionale ; la localité de Hammam Delàa, lieu de situation du
cimenterie, est une daïra relevant de la wilaya de M’sila, située aux confins nord de celle-ci, à la
lisière occidentale de la chaîne du Hodhna, plus précisément à 50 km au sud de la localité d’El
M’hir et 25 km au nord-ouest du chef-lieu.
Figure IV. 1 : Photo par Google Earth de la région de Hammam Dalaa (Rapport géologique actualisé
septembre ,2015. gisement de calcaire pour ciment ‘Chouf Amar’- w. M’sila )[16].
IV.1.2.gisement de calcaire de Chouf Amar :
Le gisement de calcaire de Chouf Ammar et l’un parmi 5 gisement qui font partie de
l’entreprise LCM et pratiquement le plus grand.la situation des cinq carrières par rapport à l’usine
de traitement et par rapport à la commune de hammam dalaa est illustrée dans la carte suivante :
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
49 | P a g e
Figure IV. 2:carte géologique régionale et situation des différentes carrières de LCM (Rapport géologique
actualisé septembre ,2015. gisement de calcaire pour ciment ‘Chouf Amar’- w. M’sila) [16]
IV.1.2.1.La situation géographique et administrative du périmètre d’étude:
Il est situé à 08 km au sud-est de Hammam Dalaa, au lieu-dit Chouf Amar, soit à 2.5 km de
la route, asphaltée en partie, menant vers la localité d’El Euch (BBA).Il est circonscrit dans un
protéiforme de 12 points dont les coordonnées UTM, d’après la feuille n°140 et 141 au 1/50.000, sont
les suivantes :
Tableau IV. 1:Coordonnées Lambert (UTM) du gisement de Chouf Amar.
Coordonnées A B C D E
X 658.435 659.220 659.650 659.725 658.500
Y 290.485 290.290 289.965 289.000 288.955
Superficie Totale : 159 ha
Administrativement, le gisement de Chouf Amar, de par sa situation géographique à cheval
sur la limite territoriale de deux wilaya, relève des communes de Hammam Dalaa (M’sila) pour sa
partie Ouest et d’El-Euch (Bordj Bou Arreridj) pour sa partie Est.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
50 | P a g e
Figure IV. 3:Photo par Google Earth de la région du gisement[ Google Earth]
L’exploitation des calcaires à la carrière de Chouf Amar (Wilaya de M’sila) est débutée en
2003 avec une capacité de production annuelle réalisée de 4.2 million de tonnes par an. Le
gisement a été étudié en détail par le centre d’études et de services technologiques de l’industrie des
matériaux de construction (CETIM) dans le cadre du projet "Cimenterie de Msila".
L’évaluation de réserve totale avant le début d’exploitation est estimée de 232 millions de
tonnes avec une durée de vie de 50 ans, la planification de la cimenterie de hammam dalaa est
basée essentiellement sur les prévisions d’amélioration les techniques d’exploitation et la qualité
des produits pour satisfaire les besoins du marché.
Morphologiquement, le gisement de calcaire de Chouf Amar fait partie d’un vaste massif étiré
dans une direction longitudinale sur plus de 150 km. Localement, il se présente sous forme de deux
compartiments monoclinaux bien distincts, d’une dénivelée moyenne de 250m, étirés dans une
direction SNE-NSW (N 75°) sous un angle de pendage de 10 à 15° vers le SSE (N 170°) séparés
par un talweg relativement profond et délimités par deux butes qui en constituent le limite
méridionale.
Il couvre une superficie de 159 ha cernée de corniches bien visibles dans le paysage et
recouverte en grande partie par une nappe alfatière parsemée de quelques conifères, vestiges d’un
foret autrefois certainement plus dense qu’elle ne l’est à l’heure actuelle.
Administrativement, le gisement de Chouf Amar, de par sa situation géographique
à cheval sur la limite territoriale de deux wilaya, relève des communes de Hammam
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
51 | P a g e
Dalaa (M’sila) pour sa partie Ouest et d’El-Euch (Bordj Bou Arreridj) pour sa partie Est.
IV.1.2.2. Litho stratigraphie du Site : A. Le trias : représenté par du gypse et argiles bariolées, cargneules, roches éruptives ; On
le distingue dans le Sud et l’Est.
B. Le Jurassique : constitué par des masses dolomitiques et calcaro-dolomitiques que
surmontent des calcaires, des marnes ou calcaires marneux.
C. Le crétacé : Représenté par le valanginien, l’Hauterivien, le Barrémien, l’Aptien,
l’Albien, le Cénomanien, le Turonien, le Sénonien.
D. L’éocène : On distingue de façon classique :
L’Eocène inférieur « calcaire » (Yprésien).
le Lutétien supérieur lagunaire (marne, argiles, gypse).
Les grès rouges (série continentale Lutétien supérieur à Oligocène).
E. Le Miocène : Il est représenté par des grès calcareux, puis par une série très épaisse
marneuse à petites intercalations gréseuses.
F. Le tertiaire continental de la région de Boussaâda :
Il s’agit d’une alternance de niveaux conglomératiques, de sables et d’argiles rouges
dont l’épaisseur variable peut dépasser 200 m.
G. Le Plio-quaternaire de la plaine du Hodna :Il débute par des niveaux continus de
conglomérats grossiers et des calcaires lacustres puis d’une façon très hétérogène des
lentilles conglomératiques gréseuses ou sableuses.
Figure IV. 4:carte géologique régionale et localisation du gisement (Rapport géologique actualisé
septembre ,2015. gisement de calcaire pour ciment ‘Chouf Amar’- w. M’sila) [16]
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
52 | P a g e
IV.1.2.3. Litho stratigraphie du gisement de calcaire de Chouf-Amar :
D’après les observations recueillies sur terrain et les résultats des études élaborées par
différents auteurs sur la région, les affleurements participant à la couverture sédimentaire du
gisement de calcaire de (Chouf-Amar) sont attribués au crétacé supérieur, plus précisément à
l’emschérien ; celui-ci comprend 03 termes principaux cumulant 200 m d’épaisseur et qui se
superposent de haut en bas, selon la chronologie suivante :
A. Couche 1 (C1)
Cette Couche affleure sur tout le gisement, à l’exception de sa partie SW (Sondage A2, ExA1
et Ex-B).Conventionnellement, sa limite inférieure est fixée au toit d’une couche marneuse
repérable dans tous les sondages sauf (Ex-A1, A2 et Ex-B1). Sa puissance maximale atteint 44,9m
(sondage E2). Sur l’ensemble du gisement, la puissance moyenne de cette couche est de 24,56m .Elle
est constituée de bancs de calcaire gris à gris sombre, dur, cristallin, localement fossilifère, séparés
par de minces passées marneuses et admettant un banc de marne très riche en SO3 ; Ce banc de marne
dont l’épaisseur maximale est de 4,9m (moyenne de 2,9m) a une teneur moyenne en CaO de 20% et
en S03 de 2%. Son influence est considérable sur la teneur en CaO et SO3 de la couche CI.
Couche 2 (C2)
Cette couche affleure dans les parties W et SW ; Sa limite inférieure est fixée au toit de la
couche calcaire C3. Sa puissance moyenne sur l’ensemble du gisement est de 29,6m.
Elle est constituée d’une série de bancs de calcaire gris sombre, marneux localement noduleux,
souvent fossilifère, intercalant de fines passées marneuses et surmonté par un banc marno
calcaire assez riche en SO3. Ce banc dont l’épaisseur moyenne est de 1,2m a une teneur en CaO de
33,70 % et SO3de 2,0%. Son influence sur les teneurs en CaO et SO3 de la couche est faible à cause
de puissance réduite.
C. Couche 3 (C3)
Elle forme la partie inférieure et sa limite inférieure est fixée au toit de la série marneuse
inférieure (couche C4). Sa puissance varie de 9.2 m (Ex.A1) à 20.8 m (C.2) mais cette dernière valeur
pourrait être due aux failles qui affectent cette zone car en moyenne, sur l’ensemble du gisement, la
puissance n’est que de 16.05 m.
Elle est constituée de calcaire gris clair à blanchâtre, compact, dur, cristallin, relativement
massif, légèrement fossilifère. Sa puissance varie de 9,20m (sondage Ex-A1) à 17,90m
(sondage B7) avec une moyenne de 16m.Cette couche est d’une régularité et d’une homogénéité
remarquable. Le taux en SO3 est relativement faible (0,41%) et en CaO est élevé (51,46%) avec
un coefficient de variation inférieur à 3%, dénotant une distribution extrêmement régulière. [18]
Les coupes géologiques du gisement de calcaire de Chouf Amar (NORD-SUD et OUEST-EST) sont
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
53 | P a g e
montrées successivement dans l’ANNEXE III.2 et dans l’ANNEXE III.3. [16]
IV.1.2.4. Géologie du gisement :
Les affleurements participant à la couverture sédimentaire du gisement de calcaire de Chouf
Amar sont attribués, d’après les observations recueillies sur terrain et les résultats des études
antérieures élaborées par différents auteurs sur la région, au crétacé supérieur plus précisément à
l’emschérien. Celui-ci comprend trois termes principaux cumulant 200m d’épaisseur et qui se
superposent selon la chronologie suivante :
A la base, juste au-dessus des calcaires dolomitiques du turonien, repose une assise
essentiellement marneuse d’une épaisseur de 70m environ, constituée de marnes grisâtres avec des
intercalations de marno- calcaires gris et noduleux, de calcaires gris souvent marneux, et de
lumachelles d’huîtres.
Ce terme, daté du coniacien inférieur d’après son contenu faunistique, est surmonté sur une
puissance variant de 60 à 80 m par une formation constituée de calcaires gris sombre, bleuâtres et
blanchâtres, bioclastiques, en bancs bien lités ou massifs, compacts, localement parcourus de fissures
tapissées de matière organique pigmentée de pyrite avec intercalations de minces niveaux de marnes
grisâtres localement verdâtres ou blanchâtres.
Au-dessus de cette formation essentiellement calcaire, qui pourrait être attribuée à la majeure
partie du coniacien supérieur et constituant l’assise utile du gisement de Chouf Amar, repose une
série marno-calcaire de 100 m d’épaisseur. Elle comprend une alternance régulière, généralement en
bancs peu puissants de marnes grisâtres, marno-calcaires gris et noduleux, calcaires marneux
organogènes, calcaires organogènes spathiques parfois micro conglomératiques ou oolithiques et de
lumachelles à huîtres.
Dans cette alternance cantonnée à la lisière sud du gisement et correspondant probablement
au coniacien terminal, il a été impossible de différencier le santonien du coniacien.
a) Hydrographie
Il n'y a pas de cours d'eau important dans la zone du gisement. Le cours d’eau principal dans
la région est l’Oued Ksob situé à l'Est de la région et sur le cours duquel a été érigé le barrage de
même nom. Dans la zone d’étude, l’hydrographie est représentée par un système dendritique dense
de ravinement du flanc Sud des monts du Hodna.
b) Hydrogéologie
Compte tenu de leur position topographique sur les parties sommitales de reliefs,leur
inclinaison vers le Sud, les calcaires du gisement de Chouf Amar ne peuvent pas constituer un
réservoir propice à accueillir un aquifère, ceci et étagé par l’absence du moindre suintement
d’eau à la base des calcaires, notamment le long des falaises, et les pertes totales d’eau
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
54 | P a g e
enregistrées au cours de la réalisation des sondages de prospection.
Le prolongement des calcaires vers le sud, en profondeur sous la couverture marneuse du
campanien. Présente des conditions similaires et peut constituer un aquifère pouvant donner un débit
équivalent.
c) Structure et tectonique du gisement :
Le gisement de calcaires de Chouf Amar est localisé dans la terminaison périclinale
occidentale, fortement perturbée de l’anticlinorium des monts du Hodna plus précisément à la limite
orientale du petit bassin d’effondrement de Doukkara engendré lors de la phase orogénique
pyrénéenne (oligocène) et envahi par la transgression du miocène inférieur.
Localement le gisement Chouf Amar, il se présente sous forme d’un monoclinal de direction
longitudinale gisant sous un pendage de 10 à 15 degrés plongeant vers le SSE.
Sur le plan tectonique de ce gisement une faille orientée NO-SE scinde le gisement en deux
secteurs (Secteur Ouest ou secteur I et secteur Est ou secteur II).
Le secteur Est serait exempt d’accidents tectoniques. Par contre au secteur Ouest trois accidents
tectoniques sont reconnus sur la carte géologique N°141 de Tarmount :
- Une faille normale très évidente affecte sa partie sommitale en engendrant un rejet vertical
de 30 à 40m et longe ses limites septentrionale et orientale.
- une faille située en zone Sud Ouest (Niveau 840) avec une orientation NO-SE parallèle aux courbes
de niveau.
- une faille au Nord avec une direction SE-NO, subtransversale aux courbes de niveau du
niveau 940 au niveau 1040.
Au cours d’exploitation et l’avancement des travaux vers la partie sommitale, on peut
engendrés plusieurs failles et des cassures, des microfissures, ils sont illustrent sur une carte
structurale.
Un accident cassant accompagné de failles secondaires affecte et perturbe la partie sud- ouest
du gisement. Il s’agirait d’une faille normale de direction Est-Ouest qui semble affecter le terme
calcaire avec un rejet vertical de plus de 25m qui a engendré la surélévation du monticule délimitant
le gisement dans sa partie sud- ouest.
D’autres accidents cassants de moindre importance, affectent sans rejets notables la corniche
calcaire qui longe le gisement dans sa partie occidentale.
Par ailleurs l’étude des données lithologiques et chimiques fait ressortir l’existence d’un
accident tectonique probable orienté NW-SE qui scinde littéralement le gisement en deux
compartiments ouest et est (secteur I et II). Son rejet, faible dans la partie NW augmente jusqu’à
atteindre et dépasser 40 m. au SE.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
55 | P a g e
Cet accident a été établi d’après les corrélations lithologiques et chimiques et son tracé sur
carte suit une direction NW- SE en passant entre les sondages A-6, B-6, C-5 d’une part et A-5, B-5
et C-4 d’autre part.
A partir du sondage C-4 qui traversé le plan de faille à 30 m de profondeur, son tracé s’incurve
pour prendre une direction N-S et rejoindre l’accident est- ouest décrit précédemment.
L’état actuel des connaissances de la structure du gisement ne permet pas d’établir avec
certitude la position, la nature et les paramètres des accidents. Une étude complémentaire, plus affinée
est nécessaire. En attendant les résultats de cette étude, on a distingué deux secteurs Ouest (I) et Est
(II).
A l’intérieur du secteur I, la zone Sud-ouest parait très perturbée. Il n’est pas possible
cependant de subdiviser ce secteur car les données deviendraient insuffisantes pour tout traitement
statistique ou géostatistique.
Dans les deux secteurs, les couches gisent en monoclinal doux sous un pendage d’environ 10
à 12° SSE.
La figure ci-dessous montre la structurale de gisement telle qu’elle a été estimée avec les
données disponibles.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
56 | P a g e
Figure IV. 5:carte structurale de la carrière Chouf Ammar(Rapport géologique actualisé septembre ,2015.
gisement de calcaire pour ciment ‘Chouf Amar’- w. M’sila )[16]
IV.1.2.5. Méthodologie et volume des travaux :
Afin d’estimer la totalité des réserves requises pour la satisfaction des besoins du projet, le
gisement de calcaire de Chouf Amar a été prospecté au moyen de 31 sondages répartis sur cinq (05)
profils (A.-A', B-B', C-C', D-D', E-E') de direction nord-sud et disposés selon une maille régulière de
250*250m .
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
57 | P a g e
Figure IV. 6:schéma d'implantation des sondages de prospection (Rapport géologique actualisé
septembre ,2015. gisement de calcaire pour ciment ‘Chouf Amar’- w. M’sila) [16]
Au total, 31 sondages totalisant 2223.45 ml ont été réalisés lors de cette étude détaillée, au
quelle s'ajoute 05 autres sondages de 600 ml chacun en phase préliminaire, ainsi que la radialisation
08 sondages de 648.60m en phase complémentaire.
Les sondages ont été réalisés au moyen d'une garniture de type wireline dotée de carottiers
doubles avec des diamètres intérieurs initiales de 96mm sur les trois premiers mètres et final de 63
mm jusqu'à la fin du trou.
Le taux de récupération moyen relevé sur l'ensemble des sondages dépasse les 85%. Chaque
sondage a fait l'objet, au préalable, d'une description lithologique suivi de prélèvement d'échantillons
selon un pas variant de 0.5 à 5.0m le long de toute la profondeur.
Cette dernière opération a consisté en la découpe à la tronçonneuse de la carotte extraite en
deux parties égales dont l'une est stockée en qualité d'échantillon témoin et l'autre prélevée et soumise
à des analyses chimiques et essais de laboratoire.
Pour une meilleure connaissance des caractéristiques géochimiques, pétrographiques et physiques
des calcaires de l'assise utile, les analyses et essais suivants ont été réalisés au laboratoire du CETIM :
o Analyses chimiques des éléments SIO2, Al2O3. Fe2O3, CaO, MgO, K2O, Na2O, TiO2, P2O5
au moyen de l'efflorescence X.
o Détermination de la perte au feu par gravimétrie à 1000°C pendant 1H.
o Détermination du chlore par potentiomètrie.
o Détermination du titre par la méthode volumétrique.
o Analyse chimique du SO3 au moyen du Lecco.
Les analyses chimiques ont porté sur 746 échantillons de calcaire dont 212 en phase préliminaire
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
58 | P a g e
et 534 en phase détaillée, 149 échantillons en phase complémentaire.
Quatre (04) analyses pétrographiques et 129 essais physiques durant la phase détaillé et
préliminaire.
Cinq (05) analyses pétrographiques et essais physiques en phase complémentaire ont été
également réalisés sur les calcaires de Chouf Amar.
Par ailleurs un plan topographique au 1/1000 a été établi sur une superficie totale de 260 ha avec
rattachement des points de sondages et pistes d'accès.
IV.2.Caractéristique qualitatives De la matière de la carrière Chouf Ammar :
IV.2.1.Essai physico-mécaniques :
125 échantillons à partir A2 jusqu’à A7 et B2 à B7 et C2 à C7, D2 à D6 et E2 à E6 et F2
Prélevés dans les différentes couches (C1 – C2 – C3) ont été réalisés et soumis aux essais appropriés
afin de déterminer les propriétés physico-mécaniques de la matière. Les résultats de ces analyses
sont :
poids volumique moyen (constant dans les trois couches) : γ = 2.67 t/m².
La résistance à la compression moyenne : σc=922.433 kgf/cm².
La résistance à la traction : σt = 305 kgf/cm².
Le coefficient de foisonnement : Kf =1.5
La dureté moyenne: F=10.
IV.2.2.Analyses chimiques :
D’après les données utilisées des calcaires de Chouf Amar à la production de ciment, on a
trouvé que les analyses chimiques correspondent à 11 éléments (PF. SiO2. A12O3. Fe2O3. CaO.
MgO. K2O. Na2O. Cl. P. F et CaCO3) obtenues sur 534 échantillons lient à l’localisation sur le
gisement ; Les résultats qui en découlent se présentent comme suit :
Tableau IV. 2:Compositions chimiques moyenne par couche.
Elément prf Si
O2
Al2O3 Fe2O3 CaO MgO SO3 K2
O
Na2
O
Cl Ca
CO3
cou
ches
C1 39.1
3
6.77 2.74 1.38 47.4
3
1.16 0.7
6
0.28 0.08 0.01
8
86.66
C2 38.3
1
7.44 3.09 1.37 46.6
5
1.10 1.1
3
0.41 0.10 0.01
8
85.35
C3 41.6
8
2.98 1.36 0.80 51.4
6
0.83 0.4
1
0.16 0.10 0.01
8
93.26
C1+C
2
+C3
39.4
1
6.12 2.55 1.23 48.0
9
1.05 0.8
3
0.30 0.10 0.01
8
87.73
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
59 | P a g e
IV.3.Evaluation de la stabilité de la carrière Chouf Ammar :
IV.3.1.Choix de la zone d’étude :
Notre travail consiste à faire une évaluation de la stabilité du gisement de calcaire de la carrière
de Chouf Ammar. Cette évaluation est une évaluation à moyen terme pour les gradin ayant un
avancement pour l’année (2017-2018) comme montré dans le plan topographique, et plus précisément
pour les gradin dont on a pu les lever les fissures et les implanter pour bien déterminer leurs
positionnement et leurs pendage nécessaires pour l’évaluation stéréographique et le calcul du
coefficient de sécurité (ANNAEXE IV.7).
Alors pour toutes ces raisons, les gradins dont on va évaluer sont : 1065, 1050, 1035, 1020,
1010,1000 et 980 comme montré dans la coupe géologique (A-A’). (ANNEXE IV.5).
IV.3.2.Evaluation stéréographique :
La stéréographie est une des méthodes d’évaluation de la stabilité d’un talus dans une mine à
ciel ouvert (chapitre III.1.1).
Les gradins concernées par cette évaluation sont : 1065, 1050, 1035, 1020,1000.
1. Niveau 1065:
Tableau IV. 3:azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1065 avec leur représentation
stéréographique.
Niveau 1065 Représentation stéréographique du talus et des fissures du
niveau 1065
plan azimute pendage
talus N30 80SE
1 N245 10SE
2 N290 50NE
3 N270 50NE
4 N270 15SE
5 N310 45NE
6 N245 10SE
7 N270 5SE
angle de frottement interne
()=15°
angle de talus (𝒇)=80°
D’après les conditions de Markland (chapitre III.1.1) on remarque que :
Il y aura une possibilité de plusieurs glissements plans pour les fissures ayant le pendage que celle
du talus et une autre possibilité pour un glissement en dièdre présentée par l’intersection de deux
plans à l’intérieur de la zone critique.
𝒇
Zone critique
2
5
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
60 | P a g e
2. Niveau 1050:
Tableau IV. 4:azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1050 avec leur représentation
stéréographique.
Niveau 1050 Représentation stéréographique du talus et des fissures du
niveau 1050 plan azimute pendage
talus N30 80SE
1 N270 5SE
2 N240 10SE
3 N310 45NE
4 N270 15SE
5 N290 50NE
6 N245 10SE
angle de frottement interne
()=15°
angle de talus (𝒇)=80°
L’évaluation stéréographique de ce niveau montre un risque potentiel des glissements plans
et une seule possibilité d’un glissement en dièdre pour les fissures dont l’intersection se trouve à
l’intérieur de la zone critique.
3. Niveau 1035:
Tableau IV. 5 : azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1035 avec leur représentation
stéréographique.
NIVEAU 1035 Représentation stéréographique du talus et des fissures du
niveau 1035
plan azimute pendage
talus N30 80SE
1 N300 50SE
2 N300 70NE
3 N300 80NE
4 N310 85NE
angle de frottement interne
()=15°
angle de talus (𝒇)=80°
L’évaluation stéréographique de ce niveau montre une seule possibilité d’un glissement plan
et une seule possibilité d’un glissement en dièdre.
Zone critique
𝒇
𝒇
Zone critique
1
4
5
3
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
61 | P a g e
4. Niveau 1020:
Tableau IV. 6:azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1020 avec leur représentation
stéréographique.
Niveau 1020 Représentation stéréographique du talus et des fissures
du niveau 1020
plan azimute pendage
talus N30 80SE
1 N280 85SE
1 N290 50NE
3 N250 5SE
4 N300 15SE
5 N270 80NE
6 N280 50SE
7 N45 10SE
8 N85 10NE
9 N80 15SE
10 N50 30SE
angle de frottement interne
()=15°
angle de talus (𝒇)=80°
L’évaluation stéréographique de ce niveau montre un risque potentiel des glissements plans
et une seule possibilité d’un glissement en dièdre pour les fissures dont l’intersection se trouve à
l’intérieur de la zone critique.
5. Niveau 1000:
Tableau IV. 7:azimute et pendage des fissures existantes dans le niveau 1000 avec leur représentation
stéréographique.
Niveau 1000
Représentation stéréographique du talus et des fissures du
niveau 1000
plan azimut pendage
talus N30 80SE
1 N130 60NE
2 N60 10SE
3 N70 15SE
4 N100 70NE
5 N300 30NE
6 N290 20NE
7 N270 5SE
8 N200 15SE
9 N280 10SE
10 N290 85SE
11 N270 90SE
12 N15 85NE
angle de frottement interne ()=15°
angle de talus (𝒇)=80°
Zone critique
𝒇
Zone critique
𝒇
11
4
1
10
5
2
²
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
62 | P a g e
L’évaluation stéréographique de ce niveau montre un risque potentiel des glissements plans et trois
possibilités d’un glissement en dièdre pour les fissures dont l’intersection se trouve à l’intérieur de
la zone critique.
IV.3.3. Calcul de la stabilité des talus de la carrière Chouf Ammar :
IV.3. 3.1.détermination de l’angle de frottement interne et la cohésion :
Pour des raisons de calcul de la stabilité de la carrière de Chouf Ammar, on se trouve obligés de
déterminer l’angle de frottement interne () et la cohésion du matériau de remplissage des fissures
(données) et de la couche de marne (par essais de laboratoire) qui constitue le plan le plus probable
de glissement.
A. Pour la couche de marne :
Afin d’estimer la cohésion et l’angle de frottement interne d’un échantillon de marne, deux essais
ont été élaboré au sein du laboratoire de notre école.
Un essai de compression uniaxial ANNEXE(IV.1). Et un essai de fendage (essai brésilien).
ANNEXE(IV.2).
La détermination de la cohésion ce fait en utilisant la formule (III.34) et l’angle de frottement interne
à partir de la formule (III.35).
B. Pour le matériau de remplissage des fissures :
Paramètres données par la direction du carrier. Le tableau suivant montre les résultats des deux
essais et l’angle de frottement interne et la cohésion :
Tableau IV. 8:résultats d’essais
essai 1 essai 2 essai 3
Rc(Mpa) 54,89 59,29 56,6
Rt(Mpa) 5,32 6,88 5,19
c 10,14 12,50 10,06
49,42 44,24 50,84
Tableau IV. 9: cohésion et angle de frottement
interne
c(Kpa) (°)
marne 10,9 48,1
fissures 20 15
IV.3. 3.2.calcule du coefficient de sécurité :
Le calcul du coefficient de sécurité se fait en tenant compte de plusieurs paramètres et dans
plusieurs états du talus (présence ou non du fissure de crête, sec ou humide,… etc.) comme on a la
montré dans le chapitre III (méthodes d’évaluation et de calcul de la stabilité).
Ce calcule a été réaliser a l’aide des tableurs Excel programmés en traitant différents cas, (ANNEXE
IV.3)
La carrière de Chouf Ammar présente deux plans provoquant du glissement, un suivant les
intercalations de marne dominante sur la couche C2 et un autre plan suivant les différentes fissures
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
63 | P a g e
ayant les fines d’argile comme matériau de remplissage.
IV.3. 3.2.1.suivant les intercalations marneuses :
A l’aide des coupe géologiques, tirées du plan topographique du gisement, (ANNAXE IV.5)
comprenant les différentes couche géologiques et géochimique présentant dans le gisement de Chouf
Ammar, on a pu implanter les différentes intercalations marneuse à partir des logs de sondage
d’exploration (ANNEXE IV.4) et puis déterminer le pendage des différentes intercalations pour
chaque niveau comme montré dans le tableau qui suit :
Tableau IV. 10:positionnement et pendage des intercalations marneuses
Niveau Intercalation pendage couche
1065 2 10-12 C1
1050 aucune aucune
1035 aucune aucune
1020 4 10
1010 1 9 C2
1000 2 12-10
980 2 10
La zone d’étude (Chouf Ammar) se situe dans une région sèche (chapitre IV.1), donc
notre étude sur les intercalations de marne a été faite en état sec.
Tableau IV. 11:valeurs constantes
marne
KN/m
³
C (Mpa)
Ψf (°)
p (°)
s
(°)
tanψp tan ψf cot ψf cotψp sinψp cosψp
22 10,9
48,17
80
10 0 0,1763 5,671 0,17632
5,671 0,1763 0,98
12 0,212 4,7 0,207 0,978
8 0,14 7,115 0,139 0,99
A. Cas d’absence d’une fissure de crête : A.1.cas normal :
Les calculs du facteur de sécurité qu’on a fait à l’aide des formules montrées dans le chapitre(III.2)
et des tableurs Excel est résumé dans le tableau qui suit :
Tableau IV. 12:Résultats des paramètres pour calculer de Fs dans le cas d’absence de la fissure de crête en
état normal.
niveau Hauteur
du gradin
(m)
Angle
du talus
𝑓(°)
Pendage de
la couche
de marne
𝑝 (°)
A (m²) W (KN/m³) Fs
1065 15 80 10 85.082 16504,64505 6,52
12 72.464 14117,625 5,54
1020 10 80 10 56.721 7335,3978 6,68
1010 10 80 8 71.942 9263,1378 8,56
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
64 | P a g e
Pour calculer A on utilise la formule (III.20) ;
Pour calculer w on utilise la formule (III.19) ;
Pour calculer Fs on utilise la formule (III.18).
Remarque :
Le calcul du facteur de sécurité dans ce cas à donner une valeur plus ou moins élevée ce qui
montre la stabilité des gradins concernées par ce calcule.
L’augmentation de l’angle du pendage de l’intercalation marneuse (de 10° à 12°) a fait
diminuer la valeur du Fs.
A.2.effet de tir à l’explosif :
Les mesures sur le terrain de la vitesse et de la fréquence des ondes sismiques sont faites par
un sismographe, l’accélération maximale des vibrations et le coefficient sismique sont
représentés dans le tableau suivant :
Tableau IV. 13:Les mesures par un sismographe et la valeur de coefficient sismique K [12].
Distance de
mesure
Vitesse de l’onde
séismique v
(mm/s)
Fréquence de
l’onde sismique
f(Hz)
l’accélération
maximale des
vibrations a
(m/s²).
Coefficient
séismique K= 𝑎
9.81
100 mètres 6.3 14.8 0.607 0.0618
500 mètres 4.02 9.53 0.257 0.026
Pour une meilleure évaluation de l’effet de tir par explosifs sur la stabilité des gradins, on prend le
cas le plus critique qui est à 100 mètres. Donc en prend K=0.041.
Tableau IV. 14:Résultats des paramètres pour calculer de Fs dans le cas d’absence de la fissure de crête dans
le cas de tir à l’explosif.
niveau Hauteur
du
gradin
(m)
Angle
du
talus
𝑓(°)
Pendage
de la
couche de
marne 𝑝
(°)
A (m²) K W (KN/m³) Fs
1065 15 80 10 85.082 0.0618 16504,64505 4,80
12 72.464 0.0618 14117,625 4,24
1020 10 80 10 56.721 0.0618 7335,3978 4,92
1010 10 80 8 71.942 0.0618 9263,1378 5,89
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
65 | P a g e
Remarque :
En remarque que l’utilisation des explosifs contribue à la diminution de la stabilité des gradins
a couse des ondes sismique issues du tir ayant une influence sur l’état de fracturation du massif
rocheux. (chapitres II.3).
A.3.Cas sismique :
La région de M’sila où se situe notre zone d’étude soumit beaucoup de cas des séismes dont
la magnitude atteint un maximum de 6 à l’échelle de Richter. Donc la détermination de coefficient
sismique K se faite à partir du graphe suivant :
Figure IV. 7:Recommandations pour choisir le coefficient sismique K.
Pour notre cas en prend K=0.2 comme coefficient sismique.
Le calcule de facteur de sécurité dans ce cas est donné par la formule (III.22).
Les résultats de ce calcule sont présentées dans le tableau suivant :
Tableau IV. 15:Résultats des paramètres pour calculer de Fs dans le cas d’absence de la fissure de crête dans
le cas sismique.
niveau Hauteur
du
gradin
(m)
Angle
du
talus
𝑓(°)
Pendage
de la
couche de
marne 𝑝
(°)
A (m²) K W (KN/m³) Fs
1065 15 80 10 85.082 0.2 16504,64505 2,98
12 72.464 0.2 14117,625 2,73
1020 10 80 10 56.721 0.2 7335,3978 3,06
1010 10 80 8 71.942 0.2 9263,1378 3,44
Remarque :
Il est clair que l’introduction du coefficient sismique dans le calcul du facteur de sécurité à
diminuer la valeur de ce dernier d’une façon remarquable que par coefficient de l’effet de tir
à l’explosif.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
66 | P a g e
A. Cas de présence d’une fissure de crête :
Le cas de présence d’une fissure de traction est le cas le plus critique dans le calcul de facteur
de sécurité à cause de la possibilité de la présence des eaux dans cette fissure qui influent
négativement sur la stabilité des gradins avec fissure de traction. (Chapitre II.2.1.1.a).
Les gradins avec fissure de traction concernée par l’évaluation de la stabilité montrent tous
une fissure dans le sommet de talus. Pour cela, le calcule de facteur de sécurité a été fait en utilisant
les équations convenable à ce cas (chapitre III).
Ces gradins se situent dans les niveaux (1000 et 980). (ANNEXE IV.6).
A.1.cas normal :
Les résultats de calcule de facteur de sécurité dans ce cas sont présentées dans le tableau suivant :
Tableau IV. 16:paramètres nécessaires pour la calcule du facteur de sécurité en présence d'une fissure de
crête.
Niveau Hauteur
du
gradin
(m)
Angle
du talus
𝑓(°)
Pendage
de la
couche
de marne
𝑝 (°)
b critique
(m)
z critique
(m)
A (m²) W(KN/m³)
1000 20 80 12 14,6802362 16,1332267 18,6800644
7825,11
980 20 80 10 16,4727072 16,4738 20,0011344
8795,53
L’existence d’une fissure de crête présente le risque majeur de cas où cette fissure soit remplie
d’eau (d’une nappe phréatique ou issue des infiltrations des eaux de précipitation).
La zone de notre étude se situe dans une région à climat sec ce qui élimine le cas d’existence
d’une nappe phréatique. Alors notre calcul concerne le cas d’une fissure remplie par les eaux
d’infiltration.
Le tableau qui suit donne la variation des valeurs des forces d'eau agissant sur le plan de
glissement (U) et celles dans la fente de la tension (V) en fonction du taux de remplissage de la
fissure de crête d’où la variation de la valeur du Fs.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
67 | P a g e
Tableau IV. 17:variation du facteur de sécurité en fonction de la hauteur du niveau d'eau dans la fissure de
crête dans le cas normal.
niveau r
(KN/m³)
Z (m) Zw (m) U (KN) V (KN) Fs
1000 10 16,1332267 Z 1506,84857 1301,40501 2,33
(2/3) Z 1004,56571 578,402228 3,42
(1/2) Z 753,424283 325,351253 4,04
(1/3) Z 502,282855 144,600557 4,63
(1/4) Z 376,712142 81,3378134 4,89
0 0 0 5,40
980 16,4738 Z 1647,47344 1356,93043 2,24
(2/3) Z 1098,31563 603,080193 3,15
(1/2) Z 823,73672 339,232608 3,63
(1/3) Z 549,157813 150,770048 4,09
(1/4) Z 411,86836 84,8081521 4,29
0 0 0 4,69
Remarque :
Le facteur de sécurité varie en fonction de la variation de la hauteur du niveau d’eau dans la
fissure de traction, il diminue avec l’augmentation du niveau d’eau dans la fissure.
A.2.effet du tir à l’explosif :
Tableau IV. 18:paramètres nécessaires pour la calcule du facteur de sécurité en présence d'une fissure de crête
en cas du tir à l’explosifs.
Nivea
u
Haute
ur du
gradin
(m)
Angle
du
talus
𝑓(°)
Pendag
e de la
couche
de
marne
𝑝 (°)
b critique
(m)
z critique
(m)
K A (m²) W(KN/m³)
1000 20 80 12 14,6802362 16,1332267 0.061
8
18,6800644
7825,11968
980 20 80 10 16,4727072 16,4738 0.061
8
20,0011344
8795,53406
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
68 | P a g e
Tableau IV. 19:variation du facteur de sécurité en fonction de la hauteur du niveau d'eau dans la fissure de
crête en cas du tir à l’explosif.
niveau r
(KN/m³)
Z (m) Zw (m) U (KN) V (KN) Fs
1000 10 16,1332267 Z 1506,84857 1301,40501 1,99
(2/3) Z 1004,56571 578,402228 2,80
(1/2) Z 753,424283 325,351253 3,63
(1/3) Z 502,282855 144,600557 3,62
(1/4) Z 376,712142 81,3378134 3,80
0 0 0 4,14
980 16,4738 Z 1647,47344 1356,93043 1,61
(2/3) Z 1098,31563 603,080193 2,11
(1/2) Z 823,73672 339,232608 2,36
(1/3) Z 549,157813 150,770048 2,59
(1/4) Z 411,86836 84,8081521 2,69
0 0 0 2,87
Remarque :
la stabilité de ces deux gradins a diminué à cause de l’introduction d’un coefficient lié à l’effet
du tir à l’explosifs.
La stabilité au niveau du gradin 980 touche ces limites avec un Fs proche de 1.
A.3.cas sismique :
Tableau IV. 20:paramètres nécessaires pour la calcule du facteur de sécurité en présence d'une fissure de crête
en cas sismique.
Niveau Hauteur
du
gradin
(m)
Angle
du
talus
𝑓(°)
Pendage
de la
couche
de
marne
𝑝 (°)
b critique
(m)
z critique
(m)
K A (m²) W(KN/m³)
1000 20 80 12 14,6802362 16,1332267 0.2 18,6800644
7825,11
980 20 80 10 16,4727072 16,4738 0.2 20,0011344
8795,53
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
69 | P a g e
Tableau IV. 21:variation du facteur de sécurité en fonction de la hauteur du niveau d'eau dans la fissure de
crête an cas sismique.
niveau r
(KN/m³)
Z (m) Zw (m) U (KN) V (KN) Fs
1000 10 16,1332267 Z 1506,84857 1301,40501 1,46
(2/3) Z 1004,56571 578,402228 1,93
(1/2) Z 753,424283 325,351253 2,17
(1/3) Z 502,282855 144,600557 2,38
(1/4) Z 376,712142 81,3378134 2,47
0 0 0 2,68
980 16,4738 Z 1647,47344 1356,93043 0,14
(2/3) Z 1098,31563 603,080193 0,63
(1/2) Z 823,73672 339,232608 0,91
(1/3) Z 549,157813 150,770048 1,07
(1/4) Z 411,86836 84,8081521 1,15
0 0 0 2,14
Remarque :
La stabilité en cas sismique diminue remarquablement par rapport au cas normal et diminue
à leur tour par augmentation du niveau d’eau dans la fissure de traction. et touche sa limite
pour le niveau 1000.
Le gradin du niveau 980 devient instable dans le cas sismique pour une fissure remplie de
plus de sa moitié par l’eau et au limite de la stabilité pour un niveau d’eau inferieur a la moitié
de la longueur di fissure.
IV.3. 3.2.2.suivant les fissures :
Les fissures dans la carrière de Chouf Ammar consistent le deuxième plan probable de
glissement à cause des caractéristiques mécanique faible de leurs matériaux de remplissage(les fines
d’argile).
Les fissures ont été levées sur terrain, implantées sur le plan topographique (suivant leurs azimutes)
puis implantées sur la coupe géologique (suivant leurs pendages).
Les gradins concernés par le calcul de la stabilité sont : 1065,1050 ,1035 et 1020 dont les
fissures sont intenses, (ANNEXE IV.7).
Le calcule a été fait pour trois cas : normal, sismique et sous l’effet du tir à l’explosifs.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
70 | P a g e
A. Cas normal :
Tableau IV. 22:valeurs constantes
marne
KN/m³
C
(Mpa)
Ψf
(°)
p
(°)
s
(°)
tanψp tan ψf cot ψf cotψp sinψp cosψp
17 20.5
15.71
80
14 0 0.2493 5,671 0,17632 4.0107 0,2419 0,9702
9 0.1583 6.3137 0.1564 0.9876
27 0.5095 1.9626 0.4539 0.8910
77 4.3314 0.2308 0.9743 0,2249
A l’aide des tableurs Excel, on a pu faire un calcule du Facteur de sécurité :
Tableau IV. 23:résultats du calcul de facteur de sécurité dans le cas normal.
niveau Hauteur
du gradin
(m)
Angle
du talus
Ψf
(°)
Pendage du
fissure y p
(°)
A (m²) W (KN) Fs
1065 15 80 14 62,0090947 7333,25175 1,79
1050 15 80 9 95,9079284 11737,7393 2,76
1035 15 80 27 33,0469266 3416,2605 1,01
9 95,9079284 11737,7393 1,07
1020 10 80 9 63,9386189 5216,773 3,29
77 10,2637791 196,18 1,16
Remarques :
Les valeurs du facteur de sécurité touchent les limites de l’instabilité dans le cas où les
fissures constituent le plan de glissement.
La stabilité des gradin avec fissures diminue en augmentant le pendage de ces derniers et
le gradin avec une fissure ayant un pendage de 77° (niveau 1020) est le plus instable.
B. effet du tir à l’explosif :
La valeur du coefficient sismique est la même calculer pour le calcul de la stabilité suivant les
intercalations marneuses.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
71 | P a g e
Tableau IV. 24:Résultats des calculs de Fs sous l’effet du tir à l’explosif.
niveau Hauteur
du gradin
(m)
Angle du
talus Ψf
(°)
Pendage
du fissure
y p (°)
A (m²) W (KN) K Fs
1065 15 80 14 62,0090947 7333,25175 0.0618 1,40
1050 15 80 9 95,9079284 11737,7393 0.0618 1,95
1035 15 80 27 33,0469266 3416,2605 0.0618 0,87
9 95,9079284 11737,7393 0.0618 1,95
1020 10 80 9 63,9386189 5216,773 0.0618 2,33
77 10,2637791 196,18 0.0618 1,10
Remarque :
L’introduction du coefficient d’effet du tir à l’explosifs sur la stabilité a contribuent à la
diminution de ce dernier par rapport au cas normal.
Le gradin 1035 devient instable malgré le pendage des fissures dans ce niveau est inférieur à
celui du niveau 1020 (70°), mais la différence des hauteurs des gradins a joué un rôle
remarquable ici. Donc la stabilité a augmentée en diminuant la hauteur du gradin.
Les autres gradins touchent la limite de la stabilité avec un Fs proche de 1.
B.cas sismique :
Tableau IV. 25:Résultats des calculs de Fs dans le cas sismique
niveau Hauteur
du gradin
(m)
Angle du
talus Ψf
(°)
Pendage
de la
fissure
Ψp (°)
A (m²) W (KN) K Fs
1065 15 80 14 62,0090947 7333,25175 0.2 0,95
1050 15 80 9 95,9079284 11737,7393 0.2 1,1856244
1035 15 80 27 33,0469266 3416,2605 0.2 0,6644491
9 95,9079284 11737,7393 0.2 1,1856244
1020 10 80 9 63,9386189 5216,773 0.2 1,41649304
77 10,2637791 196,18 0.2 1,03446665
Remarques :
L’augmentation du coefficient sismique par rapport au cas précédant a fait diminuer la
stabilité au niveau de tous les gradins.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
72 | P a g e
Les gradins 1065 et 1035 ont devenues instables à cause du grand pendage des fissures au
niveau de ces deux gradins.
Le gradin 1020 reste dans les limites de la stabilité malgré il présente des fissures avec 77° de
pendage et ça est due à la hauteur du ce gradin qui inférieur aux autres.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
73 | P a g e
IV.3.4.Synthèse des résultats :
Les calculs de la stabilité au niveau de la carrière de Chouf Ammar a été fait pour les cas suivants :
Tableau IV. 26:différents cas d'évaluation de la stabilité de la carrière Chouf Ammar
Suivant les
intercalations
marneuses
En absence de la fissure de
traction
Cas normal En absence d’eau la fissure
En présence d’eau dans la
fissure
Sous effet du
tir à l’explosif
En absence d’eau la fissure
En présence d’eau dans la
fissure
Cas sismique En absence d’eau la fissure
En présence d’eau dans la
fissure
En présence de la fissure de
traction
Cas normal
Sous effet du tir à l’explosif
Cas sismique
Suivant les
fissures
Cas normal
Sous effet du tir à l’explosif
Cas sismique
Si joint des histogrammes qui montrent la contribution des ondes sismiques dans l’instabilité
des gradins :
Figure IV. 8:histogramme présentant la variation du Fs suivant les intercalations marneuses en absence de la
fissure de crête
0
2
4
6
8
10
1065 1020 1010
Fs
gradin
variation du Fs suivant les intercalations
marneuses en absence du fissure de crête
cas normal
sous effet du tir
cas sismique
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
74 | P a g e
Figure IV. 9:histogramme présentant la variation du Fs suivant les intercalations marneuses en présence
d’une fissure de crête
Figure IV. 10:histogramme présentant la variation du Fs en fonction du Zw en cas normal, sismique et sous
l'effet du tir à l’explosif (niveau 1000)
Figure IV. 11:histogramme présentant la variation du Fs en fonction du Zw en cas normal, sismique et sous
l'effet du tir à l’explosif (niveau 980)
0
1
2
3
4
5
6
7
1000 980
Fs
gradin
variation du Fs suivant les intercalations
marneuses en présence d'une fissure de crête
cas normal
sous effet du tir
cas sismique
0
1
2
3
4
5
6
Z (2/3) Z (1/2) Z (1/3) Z (1/4) Z 0
Fs
Zw (m)
variation du Fs en fonction de Zw niveau 1000
cas normal
effet de tir
cas sismique
0
1
2
3
4
5
Z (2/3) Z (1/2) Z (1/3) Z (1/4) Z 0
Fs
Zw (m)
variation du Fs en fonction de Zwniveau 980
cas normal
effet du tir
ca sismique
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
75 | P a g e
Figure IV. 12:histogramme présentant la variation du Fs suivant les fissures
Synthèse des remarques :
Les gradins ayant les intercalations de marne comme un plan de glissement sont plus stable
que ceux ayant les fissures comme un plan de glissement à cause de :
Les caractéristiques mécaniques du matériau de remplissage des fissures sont plus
dégradées que celles de la couche de marne.
Le pendage des fissures est plus grand de celui de la couche de marne.
L’effet des ondes sismique est clair sur la diminution de la stabilité des gradins.
Les ondes sismiques issues des séismes ont un effet plus grand que de ceux issus du tir à cause
de sa faible magnitude.
L’existence des eaux au sein des fissures de traction contribue à la diminution de la stabilité
des gradins à cause des forces exercée par ces eaux et qui agit comme des forces motrices du
glissement.
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
1065 1050 1035 1020
Fs
gradin
variation du Fs suivant les fissures
cas normal
sous effet du tir
cas sismique
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
76 | P a g e
IV.3.5.solutions et recommandations :
Après avoir évalué la stabilité au niveau des gradins concernés par l’exploitation programmée
l’année prochaine au niveau de la carrière de Chouf Ammar, on a trouvé que :
Cas 1 :
Les gradins ayant une possibilité de glissement plan sur les intercalations marneuses et en
absence d’une fissure de traction (1065,1020 et 1010) sont très stable vu le petit pendage de ces
intercalation marneuses par rapport au pendage du talus.
Figure IV. 13:extraie du plan géologique A-A', présentant les intercalations marneuses au niveau du gradin
1065
Figure IV. 14:extraie du plan géologique A-A', présentant les intercalations marneuses au niveau du gradin
1020 et 1010
Significations :
risque d’un glissement plan.
Intercalations marneuses.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
77 | P a g e
Recommandation 1 :
Dans ce cas en peut augmenter l’angle de bord jusqu'à la valeur requise pour qu’il soit stable
afin d’augmenter la production.
Cas 2 :
Les gradins avec fissure de traction (980 et 1000) présentent deux cas :
a. Cas d’une fissure non drainée :
C’est le cas le plus critique car le talus dans ce cas demeure instable à cause des pressions
exercées par l’eau existant dans cette fissure si le niveau d’eau dépasse la moitié de la fissure.
b.cas d’une fissure drainée :
Le talus dans ce cas est dans les limité de la stabilité.
Figure IV. 15:extraie du plan géologique A-A', présentant les fissures de crête au niveau du gradin 1000 et
980.
Recommandation 2 :
Dans le cas d’une fissure non drainée, en propose d’installer un système du drainage au niveau
des gradins présentant ce problème et surtout dans la saison des fortes précipitations.
Cas 3 :
Les gradins ayant les fissures remplies des argiles fines comme un plan de glissement
montrent une stabilité moindre que ceux qui se glissent sur la couche de marne. Cas gradin sont sur
les limites de la stabilité.
La présence des ondes sismique est le facteur moteur des glissements et ce le cas pour toute
les gradins pars qu’elles diminuent les caractéristique mécanique des couches et les ramène à un état
très dégradée.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
78 | P a g e
Figure IV. 16:extraie du plan géologique A-A', présentant les fissures au niveau des gradins 1050,1035 et
1020
Recommandation 3 :
Il est conseillé de rediriger l’exploitation vers un sens perpendiculaire du pendage des fissures.
Donc l’exploitation sera di Ouste vers l’Est.
La redirection de l’exploitation commence par l’ouverture d’un tranché d’accès dans chaque
niveau sujet de l’exploitation l’année prochaine.
Si joint des photos qui montrent les plan d’exploitation avant et après la redirection.
Avancement
Figure IV. 17:avancement programmé pour l'année 2017-2018
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
79 | P a g e
Gradins après avancement
Figure IV. 18:état des gradins après avancement
Figure IV. 19:ouverture du tranché d'accès et redirection de l'exploitation
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
80 | P a g e
Remarque :
Lors d’une étude de stabilité, il est conseillé de passer par plusieurs méthodes de détermination
des caractéristiques mécaniques du massif pour un calcul bien précis et une évaluation plus précise.
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
81 | P a g e
Conclusion :
Afin d’évaluer la fiabilité des avancements programmés dans la carrière de Chouf Ammar en terme
de stabilité, cela exige la caractérisation du massif rocheux, définir les différents plans qui peuvent
provoquer des glissements et déterminer les caractéristiques mécanique de chaque plan.
Avant de passer au calcule du coefficient de sécurité, une évaluation stéréographique a été faite afin
de déterminer toutes les probabilités d’un mouvement du talus par un glissement plan ou en dièdre
pour les gradins ayant des fissures.
Cette évaluation a montrée pas mal de possibilité des glissements plans suivant la fissure et qui
peuvent faire l’objet d’une étude plus profonde par le calcul du Fs.
Pour le calcul de ce dernier, des essais de laboratoire ont été fait pour déterminer la cohésion et
l’angle de frottement interne de chaque plan.
Notre zone d’étude a été divisée selon les facteurs moteurs du glissement comme suit :
a. Zones dont les glissements peut se manifeste sur les intercalations marneuses
b. Zones dont les glissements peut se manifeste sur les fissures remplies des fines d’argile.
Après avoir fait les essais et calculer le Fs pour chaque zone en différents états (normal, sismique
et sous effet du tire), on a pu tirer les résultats suivants :
Le pendage des intercalations marneuses varie entre 8° et 12° d’où se fait une stabilité
remarquable suivant ces intercalations sauf en cas de présence des ondes (sismique ou dues
au tir) qui font un effet dégradable des caractéristiques mécanique du massif.
le pendage des fissures remplisse des fine d’argile est plus ou moins grand par rapport au celui
des intercalations de marne d’où se fait la diminution de la stabilité( dans le cas normal) au
niveau des gradins dont les fissures constituent leu plan de glissement le plus probable et
l’instabilité totale sous effet du tir à l’explosifs et des ondes sismiques.
L’existence des fissures de crête influe sur le coefficient de sécurité car elle minimise les
forces résistantes au glissement.
Le remplissage des fissures avec les eaux d’infiltration issues des précipitations a un effet très
déstabilisateur à cause des forces exercées par ces eaux.
La hauteur du gradin joue un rôle dans la stabilisation des talus face au pendage des fissure,
car plus la hauteur augmente plus les fissure peuvent avoir plus d’effet sur la stabilité.
Pour clôturer l’étude, on termine par quelques recommandations afin de préserver la stabilité et la
sécurité au niveau de la carrière. Parmi ces recommandations en cite :
Augmenter l’angle de bord de la carrière afin d’augmenter la production vu la stabilité
extrême des gradins ayant des intercalations marneuses donc c’est un
Chapitre IV étude de cas-carrière Chouf Ammar-
82 | P a g e
Rediriger l’exploitation au niveau des gradins fissurés et la ramène a un sens perpendiculaire
au sens des fissures pour éviter la probabilité des glissements.
83 | P a g e
Conclusion générale :
L’étude d’analyse a priori de notre zone d’étude nous a permis de tirer les points suivants :
L’existence de deux plans de glissement, l’un suivant les intercalations marneuses et l’autre
suivant les fissures remplie par les fines d’argile.
Ces deux plans ont comme cohésion respectivement 10.9 MPa et 20.5 MPa. Et comme angle
de frottement interne 48° et 15.71°.
Les gradins avec intercalations marneuses sont plutôt stables que ceux avec les fissures vu
leur petit pendage.
l’existence des ondes issues des tirs à l’explosif ou du séisme provoquent une dégradation des
caractéristiques mécaniques du massif rocheux ainsi que de ses discontinuités.
Le tir au niveau de la carrière génère des ondes très fortes vues la consommation spécifique
fixée pour un seul tir et qui provoquent une instabilité au niveau des gradins proches de la
zone à tirer.
Les gradins avec fissure de traction posent le problème d’être instables à cause de l’existence
des eaux issues des infiltrations au niveau de ces fissures et agit comme des forces motrices
pour un glissement.
D’après tous ces résultats, il est conseillé de rediriger l’exploitation vers le sens envers du
pendage et la ramène du l’Ouest vers l’Est.
Bibliographie
Bibliographie
84 | P a g e
[1] Abdelouahed Tahiri, 1992, Modélisation des massifs rocheux fissures par l a méthode des
éléments distincts. mémoire pour obtenir le grade docteur a l’ école nationale des ponts et
chaussées en géologie de l’ingénieur ; chapitre 2 ,pages :18-22.
[2] Centre d’étude et de service technologique de l’industrie des matériaux de construction
(cetim) , octobre 2002; projet cimenterie M’sila, rapport d’étude géologique détaillé, gisement de
calcaire de Chouf Amar,.
[3] Chikhaoui Youcef, Fass i Mohamed , 2016,étude de la stabilité des talus au niveau de la
carrière Chouf Amar ,M’silA. mémoire de fin d’étude en vue de l’obtention du diplôme ingénieur
d’état en mines -école nationale supérieur des mines et des métallurgies – Annaba -
[4] D. hantz ; description structurale des massifs rocheux . école polytechnique de l'université de
Grenoble.
[5] Denis E.Gill, Maria Helina Leite ,Robert Corthésy , 2002, les instabilités structurales : guide
d’analyses par la stéréographie et de calcule des ancrages. Département des Génies civil ,
géologiques et des mines. école polytechnique de Montréal.
[6] Dr .Aissi Adel , cours control des terrain 1 : « stabilité » ; « méthode des abaques ».
[7] Dr .Omraci Kamel, cours mécanique des roches avancées : "discontinuités du massif rocheux".
[8] Duncan C. Wyllie and Christopher W. Mah, rock slope engineering civil and mining, 4ème
edition ; chapitre 4 : rock strength properties and their measurement, ,pages ;chapitre 6:plan failure
pages 130 à 137.
[9] Hoek, E. 2009, Fundamentals of slope design. Chapitre 2, pages: 2,3,4.
[10] Evgueni Porokhovo ,1995, stabilité a long terme des talus de mines à ciel ouvert dans les
massifs de roches basiques et ultrabasiques. Mémoire pour obtenir le grade docteur a l’ école
nationale des ponts et chaussées en géologie de l’ingénieur. chapitre 3, pages :41.42.43.
[11] Kamel M’zoughem et Walid Chenafa , 2006, étude géotechnique de la stabilité des talus
dans la carrière d’ain el kébira (sétif). Mémoire de fin d’étude en vue de l’obtention du diplôme
d’ingénieur d’état en géologie université de sétif .
[12] Lefriki Souad ,2015, effet de la variation de la cohésion sur le comportement des pentes.
mémoire de fin d’étude en vue de l’obtention du diplôme du master en conception et calcul des
structures ,département de génie civil et hydraulique ; université mohamed khider – biskra-.
Bibliographie
85 | P a g e
[13] Mendjel Djenatte, 2012, analyse inverse dans le calcul géotechnique -application au calcul
de la stabilité des talus. thèse présentée en vue de l’obtention du diplôme de doctorat des sciences;
université Badji-Mokhtar-Annaba.
[14] Michel Chalhoub ,2010, massifs rocheux homogénéisation et classification
numériques ;chapitre 1 : les massifs rocheux structure et comportement mécanique , pages :18-30.
[15] Mr Pedram Bemani Yazdi ,2009, modélisation de la stabilité des massifs rocheux avec prise
en compte de l’endommagement des joints et des effets hydromécaniques .mémoire d’obtention
d’un diplôme de docteur de l’école nationale des ponts et chaussées par. laboratoire central des
ponts et chaussées – Paris.
[16] Rapport géologique actualisé septembre ,2015. gisement de calcaire pour ciment ‘Chouf
Amar’- w. M’sila tm n° 2006 pxc.
[17] Rock slopes: design, excavation, and stabilization; research, development, and technology
turner-fairbank highway research center 6300 georgetown pike mclean, virginia 221012296,
chapitre 2: basic mechanics of slope failure; pages 2.11; chapitre 10: toppling failure; pages
10.1 à 10.5.
[18] S. Amrani , 2011; étude de stabilité des talus de la carrière de Meftah (Blida) .mémoire de fin
d’études pour l’obtention du diplôme d’ingénieur d’état en génie minier à école nationale
polytechnique département de Génie minier.
[19] S. castiaux, 2013, Chouf Amar structural geology and mining operational risks.
[20] Saddaoui Lotfi, Kaman Ali el Mehdi ,2016, stabilité des gradins de la carrière knauf plâtre.
mémoire de fin d’étude en vue de l’obtention du diplôme ingénieur d’état en mines -école
nationale supérieur des mines et des métallurgies – Annaba –
[21] William A.Hustrulid ,Michael K. McCarter, Dirk J.A. Van Zyl, slope stability in
surface mining"; chapitre 10: the influence of seismic events on slope stability.
[22] William G. Pariseau, 2006, design analysis in rock mechanics, chapitre 2: slope stability.
ANNAEXE
ANNEXE
86 | P a g e
ANNAXE IV. 1: essai de compression uniaxial
ANNAXE IV. 2:essai brésilien(essai de fendage)
ANNEXE
87 | P a g e
ANNAXE IV. 3: tableur du calcule le Fs en différents état du talus
ANNEXE
88 | P a g e
ANNAXE IV. 4:logs du sondage d'exploration
ANNAXE IV. 6:extraie du plan géologique A-A', présentant les fissures de créte au niveau
des gradins 1000 et 980.
ANNAXE IV. 5: coupe géologique A-A'
ANNEXE
89 | P a g e
ANNAXE IV. 7:extraie du plan géologique A-A', présentant les fissures au niveau des
gradins 1050,1035 et 1020
Fissures
ANNEXE
90 | P a g e