rapport2_ SEISME (1)

8/18/2019 rapport2_ SEISME (1)

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II.13- Etude para sismique

Condition sur la forme géométrique

Selon la norme en vigueur prise en compte au Maroc à savoir le RPS 2000 pouradopter l’approche statique la structure devra répondre aux exigences suivantes

a.Forme en plan

a! "a structure doit présenter une #orme en plan

simple$ tel que le rectangle$ et une distri%ution

de masse et de rigidité sensi%lement s&métrique vis

à vis de deux directions orthogonales au moins$ le

long desquelles sont orientés les élémentsstructuraux'

%! (n présence de parties saillantes ou rentrantes leurs

dimensions ne doivent pas dépasser 0'25 #ois la

dimension du coté correspondant

a)% * 0'25 +$ tel qu’illustré dans la ,gure cidessous

c! - chaque niveau$ la distance entre le centre demasse et le centre de rigidité$ mesurée

perpendiculairement à la direction de l’action

sismique$ ne doit pas dépasser 0'20 #ois la racine

carrée du rapport de la raideur de torsion sur la

raideur de translation'

d! "’élancement .grand coté "/petit coté +! ne doit pas dépasser lavaleur 0'5'

"/+ * '5

b

a

L

+Figure 5.2.13.1: 1llustration graphique des données


2/37


3/37

5?plusieurs >ones de sismicité homog@ne et présentant approximativement lemAme niveau de risque sismique pour une pro%a%ilité d’apparition donnée'

9ans chaque >one$ les param@tres dé,nissant le risque sismique$ tels quel’accélération et la vitesse maximales hori>ontales du sol$ sont considéréesconstants'

"a carte de >ones sismiques adoptée par le RPS 2000 comporte actuellementtrois >ones reliées à l’accélération hori>ontale maximale du sol$ pour unepro%a%ilité d’apparition de 0= en 50 ans' 3ette pro%a%ilité est considéréeraisonna%le$ car elle correspond à des séismes modérés$ suscepti%les de seproduire plusieurs #ois dans la vie d’une structure'

"a carte des >ones sismiques du Maroc

Le rapport A (dit coefficient d’accélération), entre l’accélération

maximale A max du sol et l’accélération de la gravité g, dans les

différentes zones, est donné dans le tableau suivant :

Zones A=A max /

Zone 1 0.0

Figure 5.2.13.2: Répartition du Ro&aume par >one de


4/37

B0Zone 2 0.0!

Zone 3 0. "

f. '(pe de site :

L’intensité avec la#uelle un séisme est ressenti en un lieu donné, dépend dans

une large mesure de la nature des sols traversés par l’onde sismi#ue et

des conditions géologi#ues et géotec$ni#ues locales. Les conditions locales du

sol sont tr%s importantes en effet si la fré#uence du sol est proc$e de celle de la

structure, on est en présence d’une amplification d&nami#ue du sol.

'our tenir compte de ces effets sur le spectre de réponse du mouvement du sol,

un classement des sites en trois t&pes est adopté en fonction de la classe des sols.

Sites Nature

( oc$er toute profondeur ols fermes é aisseur * + m

( ols fermes épaisseur - + mols mo&ennement ferme épaisseur * + mols ous é aisseur * 0 m

(/ ols mo&ennement ferme épaisseur - + mols ous é aisseur - 0 m

n cas de man#ue d’informations sur les propriétés du sol pour c$oisir le t&pe

de site adé#uat, on adopte le coefficient et le spectre du site .

)ét*odologie de #al#ul :

a. E+ort du au poids des blo#s

'endant le séisme le poids du bloc est affecté d’une accélération sismi#ue,

cette accélération crée un effort #ui est du 1 la masse du bloc lui m2me. 3et

'ableau 5.2.13.1: Ca%leau du coe cient d’accélération en #onction de la

'ableau 5.2.13.2 : Ca%leau de dé,nition des diDérents sites'


5/37

Beffort a deux composantes dépendant de deux spectres de réponse :

4n spectre de réponse en termes d’accélération pour le mouvement

$orizontal (a h) relatif 1 un t&pe de site normalisé 1 l’accélération

unitaire.

4n spectre de réponse du mouvement vertical (a v) est déduit

du spectre $orizontal par un coefficient de 5/, du fait #ue

l’amplitude du mouvement vertical est inférieure 1 celle du

mouvement $orizontal.

a h est obtenu a partir du tableau suivants :

Site a h

S1 0.50 a n /

S2 0.45 a n /

S 3 0.40 a n /g

Avec a n est l’accélération nominale dépendant de la zone de sismicité

6n obtient alors :

• 3omposant $orizontale 7 g x a$• 3omposante verticale 7 g x (859) av

Avec g le poids du bloc

le point d’application des forces est le centre du bloc

b. E+ort du au poids propre du remblai sur les #*aises

6n suit le m2me principe de calcul #ue pour le cas du poids propre du bloc

sauf #ue le poids 1 prendre en compte va varier selon la composante étudié

et ceux comme suit

'our le cas de la composante $orizontale :

'ableau 5.2.13.3: Ca%leau du spectre de réponse en #onction

Massi# à


6/37

B2

'our le cas de la composante verticale :

Le poids des remblai est pris a partir de la surface de contact avec le #uais

de ce fait :

L’effet $orizontal est ressenti par les blocs ad acents au remblai, par contre

l’effet vertical est ressenti au niveau des blocs sous9 acents.

#. ,oussée d(namique des terres

La poussée d&nami#ue des terres est calculée par la formule de ononobe96;abe :

Pad=1

2.γ .H

2.(1 ± σ v). K ad

t :

K ad = cos² (φ− θ− α )

cosθ cos² α cos (δ +α +θ)[1 +√ sin (φ+δ ).sin (φ− β− θ )cos (α − β ). cos (δ +α +θ)]−2

Avec :

φ : Angle de frottement interne du terrain soutenu

9ernier

Figure 5.2.13.3: Massi# agissant dans la composante

Massi# à

9ernier

Figure 5.2.13. : Massi# agissant dans la composante


7/37

Bα : l est admis #ue cette poussée s’exerce 1 mi9$auteur du mur.

e. épression *(drod(namique l/a"al 0 urpression*(drod(namique l/amont

9urant le séisme$ "e plan d’eau li%re à l’aval se met à osciller ce qui a poureDet de générer des dépressions h&drod&namique'

;n consid@re une dépression statique équivalente égale à

- q 4 678 9 ; * < * 4

et


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BEalors que l’eau en amont se met en surpression h&drod&namique égale à

9 q 4 =.35 9 ; * < * 4avec :

γ :est la densité de l’eau

h! " la $auteur immergé de l’ouvrage

3es expressions sont une intégration d’une formule plus complexeexprimé dans l’A u p t u r e pl a n e :

" e mod@le de calcul est celui d’un massi# de sol in#ini reposant par uneinter#ace plane sur un su%stratum$ avec un écoulement parall@le à la pente' "a

#igure suivante représente une tranche de sol et les #orces qui lui sont

appliquées F le poids du %loc de sol considéré$ G et H les e##orts sur les cItés

du %loc$ 8 et C les réactions normale et tangentielle à la %ase du %loc$ J"

l’e##ort dK à la pression d’eau latérale$ et J l’eDort dK à la pression d’eau à la

%ase' 3ompte tenu de l’h&poth@se de pente in#inie$ on peut admettre que G 6

0 et que H et J" s’équili%rent de part et d’autre' (n écrivant que la résultantedes #orces appliquées est nulle$ on peut calculer 8 et C$ ainsi que le coeDicient

de sécurité

L 6 Cmax /C' "e crit@re de rupture de 3oulom% s’écrit


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B5

;n o%tient l’expression suivante pour

)ét*ode de Fellenius rupture #ir#ulaire4

3’est la méthode la plus simple pour l’anal&se de sta%ilité des talus' Lellenius

suppose que le volume de glissement délimité par la sur#ace de glissement et

la topographie du talus est su%divisé en n tranches' 3haque tranche est

considérée comme un solide indé#orma%le$ en équili%re sur la ligne de

glissement' 3onsidérons un talus recoupant un certain nom%re de couches desols de caractéristiques diDérentes "a sta%ilité est étudiée en considérant le

pro%l@me 29$ c estNàNdire en anal&sant l équili%re d une masse de sol

d épaisseur unité dans le sens perpendiculaire à la #igure'

Soit un cercle quelconque de centre ; et de ra&on R pour lequel on véri#ie la

sécurité visNàNvis du risque de glissement' "a méthode consiste à découper le

volume de sol concerné .compris dans l arc (ML! en un certain nom%re detranches limitées par des plans verticaux' (tudions l équili%re de l une de ces

tranches$ par exemple la tranche O-+39O' "es #orces agissant sur cette

tranche sont les suivantes

Figure 5.2.1 .1: 3ontraintes agissantes sur la tranche étudiée


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BB

Nson poids FNla réaction du milieu sousNQacent sur l arc -+Nles réactions sur les #aces verticales +3 et -9 décomposées en réactionshori>ontalesH et en réactions verticales G' 1l s agit de #orces internes au massi# étudié'Nles pressions h&drauliques' 9é#inissons par rapport au centre ; Nle moment moteur$ comme celui du poids des terres F .et des surchargeséventuelles!$ qui tend à provoquer le glissement

Nles moments résistants$ comme ceux des réactions s opposantglo%alement au glissement de la tranche'

"a sur#ace de rupture étant limitée par les points ( et L$ le coe##icient desécurité glo%al

LS est dé#ini par le quotient

LS 6 S(L.des moments résistants maximaux! /S(L.des moments moteurs!

3onsidérons la somme des moments pour l arc (L$ sachant que la somme des

moments des #orces est nulle' Lellenius a #ait une h&poth@se qui simpli,e

considéra%lement les calculs$ à savoir que la seule #orce agissant sur l arc -+

est le poids F$ à l exception des #orces internes'

9ans ces conditions$ le moment résistant maximal est #ourni par la valeur

maximale que peut prendre la composante tangentielle de Rn .Rn!t

9 apr@s la loi de 3oulom%$ elle s écrit .Rn!t 6 ci'-+)8n'tan #i

Figure 5.2.1 .2: 3ontraintes agissantes sur la tranche


11/37

B7

"a somme des moments pour toutes les tranches est

m nom%re total de tranches$ R ra&on du cercle de glissement'ci #i caractéristiques mécaniques de la couche dans laquelle est situél’arc de la tranche -+'Par ailleurs$ le moment moteur est dK à Cn et égal à CnxR$ d o<

)ét*ode de ?is*op rupture #ir#ulaire4 :

Figure 5.2.1 .3: Réactions appliquées à la tranche étudiée


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B

"a méthode de +ishop détaillée donne

Gn et Gn) Réaction verticale

Jn Pression de la tranche n

% "argeur de la tranche

F Poids de la tranche'

Si le sol est homog@ne$ le cercle de rupture est #ai%le$ il se produit un uage

du sol de #ondation entrainant un tassement anormal sous rem%lai et un

ren ement latérale de la couche molle'

3ette dé#ormation a volume constant vient s’aQouter au tassement du a la

consolidation du sol

Figure 5.2.1 . : Répartition des tranches selon la méthode de


13/37

II.15- Etude #omparati"e des mét*odes de #al#ul la rupture

(n ?77$ Lredlund et :rahn ont entrepris une étude de comparaison en

déterminant le #acteur de sécurité pour diDérentes méthodes de calcul'"’exemple d’un talus simple a été traité avec plusieurs com%inaisons de la

géométrie$ des propriétés du sol et des conditions pié>ométriques'

Mis à part la méthode ordinaire .méthode de Lellenius!$ les écarts du calcul

du #acteur de sécurité$ avec un mAme Qeu de données$ n’exc@dent pas de

plus de E= pour l’ensem%le des méthodes utilisées .+ishop simpli#iée$

Spencer$ Tan%u simpli#iée$ Tan%u rigoureuse$ Morgenstern et Price!'

"a sensi%ilité du #acteur de sécurité aux h&poth@ses #aites sur les #orces

inter tranches et pour lesquelles les conditions d’équili%re sont satis#aites$ a

été examinée' "es #acteurs de sécurité dont l’un est lié à l’équili%re des #orces

hori>ontales Lm et l’autre aux moments d’équili%re L# ont été déterminés en

utilisant une #onction des #orces interNtranches #.x! constante et sont reportés

en #onction du #acteur d’échelle l sur le graphique ciNapr@s' "e #acteur

d’échelle se dé#init par la relation

U composante verticale de la réaction interNtranche

( composante hori>ontale de la réaction interNtranche

#.x! #onction dé#inissant la #orme de la ligne d’action dans la >one de

rupture potentielle$

x étant la coordonnée hori>ontale'

l param@tre détermine la position de la ligne d’action des #orces interN

tranches'


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15/37


16/37

N "a méthode de +ishop simpli,ée qui satis#ait uniquement l’équili%re des

moments donne des résultats aussi précis que celles citées précédemment

sau# dans le cas o< la sur#ace de glissement est #ortement inclinée au pied du

talus'

NWuand la sur#ace de glissement est #ortement inclinée au pied du talus$ le

choix de la méthode doit se #aire de telle sorte qu’elle donne une

distri%ution correcte des #orces inter tranches'

N"es autres méthodes qui ne satis#ont pas toutes les conditions d’équili%re

peuvent

.méthode ordinaire de tranches! Atre tr@s imprécises'

N "e #acteur de sécurité L#$ déterminé à partir de l’équili%re des #orces est plus

sensi%le aux h&poth@ses #aites sur les #orces de cisaillement interNtranches

que le #acteur de sécurité Lm déterminé par les moments d’équili%re' Pour

cette raison$ il est pré#éra%le d’utiliser une méthode d’anal&se o< le moment

d’équili%re est satis#ait .celle de +ishop par exemple!'

N Coutes les méthodes sont imprécises dans le cas o< un rem%lai est sur une

#ondation #ortement compressi%le$ car dans cette situation la rupture du

rem%lai ne se #ait pas par cisaillement$ mais par traction et #issuration'

-u départ le programme +ar>aXh s’est %asé sur la méthode de Lellenius

puis apr@s il a été re#ait en méthode de %ishop ce qui lui donner encore

plus de précision'


17/37

Figure 5.2.15.2: Principe de calcul par logiciel


18/37

7E

'2. III- Les igues :

3.

. III.1- onnées de #al#ul

5.B' onnées générale:7'

' "a pente au pied de l ouvrage?' "a pro#ondeur d eau au pied de l ouvrage

0' "a période' "e poids spéci,que des enrochements

2' "e poids spéci,que des %locs arti,ciels' -ngle du talus de la carapace

E' 9ensité de l eau salée5' Plus haute mer

B' -mplitude de la houle de proQet d’une période de retour de 00ans7' Plus %asse mer

' la pro%a%ilité de #ranchissement?' 3oe cient de couche carapace$ enrochements

20' -ccélération de pesanteur2 ' 9é#erlement22' 3oe cient de sta%ilité dépend qui du t&pe des %locs de laprotection2 '

2E' Cara#téristiques de la #arapa#e :25'2B' 9ensité de %éton27' 1ndice de vide2 ' -ngle de #rottement2?' 9ensité & compris l indice de vide

0'' Cara#téristiques de la sous #ou#*e :

2'' 9ensité des enrochements

E' -ngle de #rottement5'

B' Coe@#ient de fri#tion statique :7'

' %éton/%éton?' +éton/(nrochement

E0' (nrochement/(nrochementE ' onnées sismique :E2'


19/37

75

E ' Lorce verticaleEE' -ccélération nominaleE5' 3oe cient de correction topographique au droit du murEB' Poids du massi# retenuE7'

8. imensions du mur de garde :E?'

50'51.52. III.2- imensionnement de la digue talus:53.

5 . ,oids des blo#s de la #arapa#e :55.5B' "e dimensionnement de la carapace de protection se %ase sur la #ormuled’Hudson qui57' s’exprime comme suit

5 '5?' ;< B0'

61. H L'amplitude de la houle de projet

B2' γs : "e poids spéci,que des %locs arti,ciels

63. γh : La densité de l'eau salée64.

65. Kd : Le coefficient de stabilité ui dépend du t!pe des blocs de la protection66.

6". #$%& ()* La pente du talus de la carapace

Figure 5.3.1.2:: 9imensions du mur de garde'

*


20/37

7B

B 'B?'70' ;n calcul alors le volume théorique et on le compare au volume et

au poids des %locs présents dans le marché a,n de #aire le choix du t&pe de

%loc de carapace qui sera convena%le pour notre proQet'7 '

62. Cal#ul de l/épaisseur de la #arapa#e :63.6 .75' " épaisseur noté + est donnée par la #ormule suivante7B'77'7 '7?'

0'' n est le nom%re de couches'

2'' imensionnement de la berne :

E'5'

8A. Cal#ul de la #ote d/arase de la #arapa#e :7'

'?' ;n dit qu’il & a #ranchissement de l ’ouvrage d@s que la hauteurd’ascension de l’eau sur la digue Ru est égale à la hauteur de %erme >'

?0'? ' "a hauteur de %erme est déterminée par la #ormule suivante en

#onction de la possi%ilité admise de #ranchissement ?2'? ' cIte d arase de la %erme 6 Plus haute mer ) Y

?E'?5' Y étant la hauteur de la %erme calculée par la #ormule suivante ?B'?7'

B8.BB.1==.1=1.1=2.1=3. %"e# :1= .1=5.

0B' Y Hauteur d’ascension en m'07'0 ' H 6 HS -mplitude de la houle signi,cative'0?'

0' 1r Param@tre d’1RR1+-R(8N+-CCT(S'

2' P Pro%a%ilité de #ranchissement'

E'


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77

5'B' (t7'

118.11B.12=.121.122.123.

2E'25' Z -ngle du talus de la carapace'2B'27' ."o! sera calculé à partir de la période d’énergie maximale du spectre

qui a son tour s’exprime comme suit 128.12B.13=.131.132.133.

13 .135. !? : cette #ormule n’est vala%le que pour le cas d’une houle non dé#erlantesinon o%tenir la longueur d’onde dans le cas de houle dé#erlante #era o%Qetd’un calcul itérati#'

13A.136.

' "a largeur %erme est donnée par la relation suivante 13B.1 =.1 1.1 2.1 3.1 .

1 5.EB' + largeur de %erme exprimée en m@tre'E7'E ' F poids des %locs en tonnes'E?'50' [r masse volumique des matériaux en tonnes par m@tre cu%e'5 '52' :\ coe##icient de couches donnée ciNdessus'5 '5E' n nom%re de couches .n6 étant la valeur minimale

recommandée!55'5B'57'5 '5?'B0'

1A1.1A2. I)E! I !!E)E!' E L% D C DC E :1A3.

BE'


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7

B5'BB'B7'B ' "es sousNcouches internes à la digue doivent o%éir aux #onctions

principales suivantesB?'70'7 ' ] servir de #ondations à la carapace extérieure 72' ] agir en tant que ,ltres évitant le départ du matériau ,ns

constituant le no&au 7 ' ] servir de protections au no&au au cours de la construction de la

digue'7E'75' 3haque sousNcouche doit rester solidaire avec la sousNcouche

in#érieure .no&au!7B' et la sousNcouche supérieure servant de support .carapace!'77'

7 ' "es diDérentes sousN couches doivent o%server les conditions degranulométrie traduite

7?' par la r@gle Cer>aghi pour éviter le départ de particules ,nes 0'

'2'

'18 .185.18A.186.188. ,our le #as du tétrapode :

18B. ?0' Poids minimal de la sous couche Fmin 6 F/25? ' Poids maximal de la sous couche Fmax6 F/ 0?2' Poids de la sous couche Fsc 6

Mo&enne1B3.

?E'1B5.1BA.1B6.1B8.1BB.

2==.2=1.2=2.2=3.2= .2=5.2=A.

2=6.


23/37

7?

2=8.2=B.21=.211.212.213.21 . imensionnement de la butee :215.

21A. Cote d arase de la buté2 7'2 ' 9es essais réalisées par S;^R(-H ont montré que la cote d arase dela %utée de pied devrait Atre au dessous de la plus %asse mer au pluségale à '2 ou ' #ois l amplitude de la houle de dimensionnement audessous des niveaux des plus %asse mer2 ?'

22=. Le poids unitaire des blo#s de la butée22 '222' Par souci d optimisation du poids unitaire des %locs de la %utée on le

prend dans la plupart des cas celui des %locs constituti#s de la carapace223.22 . La *auteur de la butée

225.22B' H%utée 6 "a pro#ondeur d eau au pied de l ouvrage N 3ote d arase de la %uté226.

228. La largeur de la butée22B.

2 0' " %utée 6 . 2x H%utée!x. ). / -ngle du talus de la carapace!!231.232.

233. Le talus #oté bassin :23 .2 5' "e talus coté %assin est généralement constitué des enrochementsde poids identique de la sous couche2 B'2 7'238. imensionnement du no(au :

23B.2E0' "es matériaux du no&au doivent Atre de granulométrie étendue pour éviter les

tassements ultérieurs de l’ouvrage' ;n pourra utiliser des matériaux rocheuxprésentant une dureté et une densité relativement #ai%le'

2E '2E2' 1l #audra cependant que ces matériaux ne soient pas solu%les dans l’eau etque leur angle de #rottement interne soit su sant pour éviter l’eDritement desmatériaux

2E ' "e 3(R3 propose le poids du no&au$ pour des pro,ls t&pes associés aux diguesimplantées en eaux pro#ondes$ en #onction du poids de la carapace'

2EE'


24/37

0

2E5' "e poids du no&au varie donc entre F/E000 et F/200$ F étant le poids de lacarapace'

2EB'2E7' 3ette estimation du poids du no&au reste une valeur théorique donnant un

ordre de grandeur2E ' 9e la valeur à adopter réellement'2 B.

25=. imensionnement du mur de garde :251.

252. La pression des "agues253.25E' Pression due aux vagues 255' PV 6 V_"..a_Houle proQet!/ .Hauteur de la protection au dessus de l eau N%!!25A.257' Hauteur du parement vertical %éton #ace aux vagues 25 ' Hpv6 h%)hc)he25?'2B0' Résultante de la pression due aux vagues 6 Hpv _ PV2B '2B2' "es coe cients a et % dépendent du t&pe de section de la digue voir Ggure

B%'2B '

2A . La poussée de la #arapa#e :2A5.

2BB' 3oe cient acti# 2B7' 2B ' 2B?' Xa6tg2.`/EN /2!270' Poussée de la carapace 27 ' 272' P 6Xa_[s _H227 ' Résultante de la poussée de la

carapace 27E' 275' ^ 6 /2_P _h%26A.

266. %"e#268.27?' 9s 9ensité & compris l indice de vide2 0'281. H2 l’épaisseur de la carapace282.

283. La poussée de la sous #ou#*e :28 .

2 5' 3oe cient acti#des terres 2 B' 2 7'2 ' Xa26tg2.`/EN /2! 2 ?'

2?0' Poussée de la sous couche sans poids propre de

la carapace 2? ' P 6:a2_HE_[h2 2?2'2? ' Poussée due au poids de la carapace 2?E'

2?5' P26Xa2_[s2_H2 2?B'

2?7' Résultante de la poussée de la sous couche 2? '2??' ^ 6 /2_.P2)P !_HE 00'

3=1.02' (n prenant


25/37

3=3.0E' HE6 hc)he05'0B' [s2 9ensité des enrochements07'0 ' [h2 9ensité des enrochements humide0?'

31=. ous pression due auH "agues :311.31+. ,oussée due - la sous

pression ' 314. /0,315. Lon2ueur de la semelle B' 31". hd1

' Résultante de la souspression ?'

3+ . 01 + (/* hd1

321.322.323. ?utée due la b #*e:

32 .

25' Hauteur de la %éche

2B'%6X

p_[h2_He

27' +utée2 '

2?'+60$5_%_

He33=.

' (n prenant Xp6 /Xa2332.

333. E+orts sismiques :

33 .335. h0K b(an 2*

7336. /0 83

h336.339. &/ec:33B.

3 =.


26/37

2

3 1.3 2.3 3.

3 . ,oussée d(namique :3 5.3 A.

3 6.14 ,oussée d(namique a#ti"e de la #arapa#e

E 'E?'

35=. %##élération "erti#ale des#endante351.

52' Poussée active 5 ' 35 . ,ad(n =J5K9K 2K 1M;"4K$ad

55' 1ncrément du au séisme35A. ,ad(n =J5K9K 2K 1M;"

4K$ad-$as4356.358. %##élération "erti#ale

%s#endante35B. B0'

B ' Poussée active B2'3A3. ,ad(n =J5K9K 2K 1-

;"4K$ad

BE' 1ncrément du au séisme3A5. ,ad(n =J5K9K 2K 1-

;"4K$ad-$as4BB' 3A6. B '

3AB. 24 ,oussée d(namique a#ti"e de la sous-#ou#*e70'7 '

362. %##élération "erti#ale des#endante363.

7E' Poussée active 75'36A. ,ad(n =J5K9K 2K 1M;"

4K$ad

77' 1ncrément du au séisme368. ,ad(n =J5K9K 2K 1M;"

4K $ad-$as436B.38=. %##élération "erti#ale

%s#endante381. 2'

' Poussée active E'385. ,ad(n =J5K9K 2K 1-

;"4K$ad


27/37

B' 1ncrément du au séisme386. ,ad(n =J5K9K 2K 1-

;"4K $ad-$as4' 38B.

?0' ? ' ?2'24 ,oussée d(namique a#ti"e des "agues

? '

?E'3B5. %##élération "erti#ale des#endante3BA.

?7' Poussée active ? ' 3BB. ,ad(n ,K K 1M;"4K$ad==.=1. %##élération "erti#ale

%s#endante E02'E0 'E0E' Poussée active E05' =A. ,ad(n ,K K 1-;"4K$adE07' E0 ' E0?'E 0' E4 ,oussée d(namique due au poids propre de la

#arapa#eE '

12. %##élération "erti#ale des#endanteE 'E E' Poussée active E 5' 1A. ,ad(n ,K K 1M;"4K$ad

16.18. %##élération "erti#ale

%s#endante E ?'E20'E2 ' Poussée active E22' 23. ,ad(n ,K K 1-;"4K$ad2 .25.2A.

E27' "a sta%ilité au renversement pour chaque com%inaison est assurer par la Qusti,cation de la #ormule suivante

E2 'E2?' Ms/Mr :stE 0'E ' ;u Ms est le moment sta%ilisant et Mr le moment renversant'E 2'E ' "a sta%ilité au glissement nécessite que le rapport .3_8)+)P2!/P soit

supérieur au coe cient de sécurité qui est pris égale a :stE E'

E 5' -vec E B'

36. P= ∑ des poussé esappliqué es .

E '3B. P 2 = (de sit é !é to )∗hc∗(l− hd 1 )


28/37

E

EE0'EE ' " = # é sulta te de la!ut é e (0 .5 . ! .He )

EE2'

EE ' $ = ∑ Poids " é to du%urde gardeEEE'

5. & =((ha.& 2 )+((hd 1 − ha ).& 3 ))

(hd 1 )

EEB'EE7'EE ' -vec EE?'E50' C2 coe cient de #riction statique (nrochement / +étonE5 'E52' C3 coe cient de #riction statique (nrochement / (nrochement

53.E5E' $st vaut '5 pour une étude sans séisme et ' en séisme'

55.5A.56.58.5B.

A=.

A1.

A2.

A3.

A .

A5.

AA.

A6.

A8.

AB.


29/37

5

470. Conclusion

471.

472. Ce rapport n’est pas seulement un rapport de

fn d’étude bien au contraire j’ai essayé d’y mettretoutes les in ormations dont aura besoin un initiédans le domaine des ports à savoir

47!. "es di#érentes parties constituants d’un port leur usa$e% défnition afn de se amiliarisé avec ce

jar$on

474. "es étapes par la&uelle passe la collected’in ormation et de réalisation du projet

47'. (es e)plications claires et nettes avec lesormules en $ras pour comprendre le principe de

dimensionnement

47*. (es e)emples complets de calcul

477. +re % j’esp,re &ue ce rapport ou devrai-je direce $uide puisse tre utile pour les $énérations àvenir/

E7 '


30/37

B

E7?'?ibliograp*ie :

Lascicule B2

Londations et ouvrages en terre

P-R-M 2002

L;89SJP200 de Tean Pierre Magnan

RPS2000 .R@glement para sismiquemarocain!

9imensionner digue à talus de Lran oisRopert

-LPS ?0 .R@glement para sismique #ran ais!

9CJ ' 2


31/37

7

E 0'

E '

E 2'

E '

E E'

E 5'

E B'

E 7'

E '-88(U(

SE ?'

E?0'

E? '

E?2'

E? '

E?E'


32/37

E?5'

E?B'

E?7'

E? '


33/37

?

BB. Figure 1%

500'

50 '

5=2. Figure 2%

5=3.

5= .

5=5.


34/37

?0

=A.

Figure 3%

Figure 3


35/37

?

5=6.

50 '

50?'

51=. Figure %

5 '

512. Figure 5%


36/37

?2

5 '

5 E'

515. Figure A%

51A.

516.

5 '

51B. Figure 6%


37/37

?

52=.

521.

522'

523. Figure 8%

52 .

525'

8avire accosté sur 9uc d’-l%e

- dé#ense d’accostage + %ouclier

Date post:	07-Jul-2018
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rapport2_ SEISME (1)

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