Rapport Pfe El Fatoiki

Travail Travail de fin d’études 2013

Au terme de ce ce travail de fin d’étude, je tiens tiens à exprimer mes

sincères gratitudes gratitudes et ma profonde reconnaissan reconnais sance ce à toutes les personnes qui ont contribué de près ou de loin, à la réalisation de ce travail. Je voudrai remercier en particulier, mon encadrant interne Mr. Khaled LAHLOU, d’avoir accepté accepté d’encadrer mon travail, travail, pour sa disponibilité et ses conseils conse ils pertinents. pertinents. Je suis très très reconnaissan reconnaiss antt envers toute la connaissan connaiss ance ce qu’il n’a cessé de me prodiguer.

Je remercie reme rcie vivement mon encadrant externe M. EL HANKARI Mounir, chef de lot lo t ouvrages o uvrages d’accostages à Tanger Tanger Med Engineering Engine ering (TME), de m’avoir accueilli au sein de TME, de TME, pour l’attention et le temps qu’il m’a accordés, ainsi que les le s efforts qu’il a déployés déplo yés le long

de cette période dans un seul objectif ob jectif : voir le fruit et le résultat de ce travail. J’adresse un vif remerciement à M. Jamal Ja mal BENBOUZIYANE, professeur professeu r à l’EHTP pour pour ses aides, ses conseils visés et sa grande grande

disponibilité pour faire réussir ce ce projet. Finalement, Finale ment, un grand grand merci à tout le corps professoral du département Génie Civil à l’EHTP, pour les efforts qu’ils fournissent fournissen t pour nous procurer une formation solide digne d’un ingénieur ingénie ur de l’avenir.


Pendant la durée de mon travail travail de fin d’études, j’ai été amené à analyser les méthodes de construction construction du quai qua i en blocs blo cs du port Tanger Med II. Après avoir présenté présen té le proje projet, t, j’ai procédé à une description des étapes suivies suivies pour la construct construction ion du mur de quai qua i en blocs b locs de ce port. port. En deuxième de uxième lieu, j’ai mené une étude é tude de quantif quan tificat ication ion des contr contraintes aintes rencontrées rencontrées lors lo rs de l’exécution des travaux travaux de constructi construction on du quai, qua i, et ce en plusieurs étapes étapes : Un calcul calcul manuel, ma nuel, ainsi qu’une modélis modé lisatio ation n à l’aide du logiciel logiciel de calcul calcul en éléments fini PLAXIS, du tassement tasseme nt de la couche de réglage sous le mur de quai pour essayer d’expliquer d’expliquer les déplacements déplacements des éléments élé ments de l’ouvrage. 

Une analyse an alyse des méthodes utilisées sur chantier chantier pour vérifier l’alignement l’aligneme ntdu du mur de quai. 

Une étude de l’effet du retrait retrait thermique thermiqu e du béton de la poutre de couronnemen couronne ment. t. 

L’analyse de ces difficultés difficultés à débouché débo uché sur la propo proposition sition d’améliorations d’améliorations des méthodes pratiquées sur chan chantier. tier. j’ai enfin, j’ai enfin, étudié étudié la stabilité stabilité du mur de quai dans un cas défavorable qui est celui du mur de qua incliné en arrière, arrière, et la poutre de couronnement couronnement en porte à faux de 51 cm. La vérification vérification de la stabilité stabilité vis-à-vis du glissement, glissem ent, du renversement renverseme nt et du poinçonnement poin çonnement est complétée par une justificat justification ion de la stabilité stabilité du mur de quai face face au au grand grand glissement, réalisée réalisée à l’aide du logiciel GEOSLOPE. G EOSLOPE.


III.1 III.1.. Quais ............................................. ...................................................................... .............................................. .............................................. ...............................12 ......12 III.2. Ouvrages de protection ...............................................................................................13 III.3 III.3.. Terre-plei Terre-pleins ns ............................................ ..................................................................... .............................................. ...........................................1 ......................133 III.4. Accessibilité du port ....................................................................................................13

III.1. Préfabrication des blocs ..............................................................................................16 III.2 III.2.. Chargement Chargement des blocs blocs ............................................ ..................................................................... .............................................. ............................17 .......17 III.3. Déchargement et stockage des blocs ............................................................................18 IV.1. IV.1. Levé bathymétri bathymétrique que ............................................ ..................................................................... .............................................. ...............................19 ..........19 IV.2. IV.2. Dragage Dragage de la souille souille .............................................. ....................................................................... .............................................. ............................19 .......19 IV.3. Réalisation de la couche de fondation ..........................................................................21 IV.4. Pose des blocs de quai..................................................................................................23 IV.5. Réalisation du tapis anti-affouillement........................................................................25 IV.6. Réalisation de l’épaulement.................... l’épaulement ............................................ ................................................. .............................................2 ....................266 IV.7. IV.7. Mise Mise en place du du filtre filtre en stérile stérile de carrière ................ ........ ................ ................ ................ ................ ................. ............... ......27 27 IV.8. Bétonnage de la poutre de couronnement ....................................................................28 IV.9. Mise en place des équipements de quai........................................................................29

I.1. I.1. Données............................... Données........................................................ ................................................. ................................................. .........................................3 ................311 I.2. I.2. Calcul Calcul des charges charges ............................................. ...................................................................... .............................................. ...................................3 ..............322 I.3. Calcul du tassement : ....................................................................................................35 I.4. Résultats des calculs manuels........................................................................................36 I.5. Calcul à l’aide du logiciel PLAXIS ............................................. ...................................................................... .....................................3 ............377 I.6. Comparaison des résultats : ...........................................................................................39 I.7. Conclusion et recommandation ......................................................................................39 II.1. II.1. Méthodolo Méthodologie gie : ............................................. ...................................................................... ............................................... ........................................4 ..................400 II.1.1. Implantation du premier bloc :...............................................................................40

Travail de fin d’études 2013

II.1.2. Implantation de la suite des blocs : ........................................................................42 II.2. Difficultés rencontrées pour l’alignement des blocs de base ...........................................43 II.2.1. Le déplacement du plomb d’alignement par rapport à la verticale ..........................43 II.2.2. Méthode du Treuil .................................................................................................52 II.2.3. Difficultés liée s au système de clé entre blocs........................................................55 II.2.4. Conclusion et recommandation ..............................................................................56 III.1. Introduction ................................................................................................................56 III.2. Retrait thermique dans la poutre de couronnement.....................................................57 III.3. Propriétés thermiques du béton ..................................................................................58 III.4. Gradient thermique et retrait .....................................................................................58 III.5. Recommandations .......................................................................................................59 III.5.1. Ciment à faible chaleur d’hydratation: ..................................................................59 III.5.2. Coffrages isolants .................................................................................................59 III.5.3. Refroidissement de l’eau de gâchage .....................................................................59 III.5.4. Isolation polystyrène ............................................................................................61 III.5.5. Cendres volantes ..................................................................................................61 III.6. Conclusion ..................................................................................................................62

I.1. Matériaux......................................................................................................................63 I.2. Vérification du bloc H ....................................................................................................64 I.2.1. Charges...................................................................................................................64 I.2.2. Flexion ....................................................................................................................64 I.2.3. Effort tranchant ......................................................................................................65 I.2.4. Conclusion ..............................................................................................................65 I.3. Vérification du bloc J .....................................................................................................65

II.1. Hypothèses de calcul ....................................................................................................66 II.1.1. Matériaux ..............................................................................................................66 II.1.2. Actions...................................................................................................................69 II.2. Critères de stabilité ......................................................................................................72 II.2.1. Glissement.............................................................................................................72 II.2.2. Renversement ........................................................................................................72 II.2.3. Capacité portante de la fondation ..........................................................................72 II.2.4. Grand glissement...................................................................................................73 II.3. Calcul en statique ........................................................................................................74 II.3.1. Combinaisons d’action ...........................................................................................74 II.3.2. Calcul des efforts : .................................................................................................74 II.3.3. Calcul des facteurs de sécurité ...............................................................................80 II.3.4. Conclusion .............................................................................................................82 II.4. Calcul en sismique .......................................................................................................82 II.4.1. Actions...................................................................................................................82 II.4.2. Combinaisons de charges en sismique ....................................................................90 II.4.3. Critères de stabilité : .............................................................................................90


II.4.4. Calcul ....................................................................................................................90 II.4.5. Conclusion .............................................................................................................92 II.5. La stabilité du mur de quai dans le cas d’une inclinaison d’un angle de 1° par rapport à la verticale : .........................................................................................................................92 II.5.1. Méthode de calcul : ................................................................................................92 II.5.2. Calcul : ..................................................................................................................93 II.5.3. Conclusion : ...........................................................................................................94 II.6. Grand glissement : .......................................................................................................94 II.6.1. Données .................................................................................................................94 II.6.2. Résultats ...............................................................................................................97 II.6.3. Conclusion .............................................................................................................98


Figure 1: plan du port Tanger Med II ................................................................................... 11 Figure 2 : acropode.................................................................................................................. 13 Figure 3 : caisson en forme quadrilobe ................................................................................. 13 Figure 4 : Accès terrestre au complexe portuaire ................................................................ 14 Figure 5 Profil type du mur de quai à -16 mZH ................................................................... 15 Figure 6 : Figure élévation du mur de quai (pose des blocs en quinconce) ........................ 15 Figure 7 : Bétonnage des blocs de quai ................................................................................. 17 Figure 8 : Levage des blocs par le pont roulant.................................................................... 18 Figure 9 : Zone de stockage des blocs de quai....................................................................... 19 Figure 10 : Drague excavatrice « Ambiorix » et chalands fendable ................................... 20 Figure 11 : Dragage de la souille pour le quai à -16mZH (le schémas montre les matériaux à draguer) .............................................................................................................. 20 Figure 12 : cadre de réglage ................................................................................................... 21 Figure 13 : Pose du cadre de réglage moyennant une grue sur barge................................ 22 Figure 14 : Pose de la fondation à -16 mZH.......................................................................... 22 Figure 15 : Pose des blocs de quai avec la plateforme autoélévatrice « SHIRINE » ......... 23 Figure 16 : Pose des blocs du quai à -16 mZH - rangées inférieures .................................. 24 Figure 17 : Pose des blocs du quai à -16 mZH - rangées supérieures................................. 24 Figure 18 : Réalisation du tapis anti-affouillement et remplissage éventuel.................... 25 Figure 19 : détails du sac à béton utilisé comme anti-affouillement.................................. 25 Figure 20 : Déversement par camions de l’épaulement....................................................... 26 Figure 21 : Réalisation de l’épaulement................................................................................ 26 Figure 22 : Vue globale de la mise en place du stérile ......................................................... 27 Figure 23 : Mise en place du filtre......................................................................................... 27 Figure 24 : bloc I et J servant de coffrage perdu dans le cas du quai à -16 mZH.............. 28 Figure 25 : Mise en place des coffrages pour le bétonnage de la première phase ............. 28 Figure 26 : Bétonnage de la poutre de couronnement – Phase 1........................................ 29 Figure 27 : Bétonnage de la poutre de couronnement – Phase 2........................................ 29 Figure 28 : défenses et bollards ............................................................................................. 30 Figure 29 : Mise en place des équipements de quai ............................................................. 30 Figure 30 : La forme excentrée des blocs par rapport au centre bloc de base (A’) : l’axe en rouge passe par le centre du bloc de base ............................................................................. 32 Figure 31 : contraintes sur une semelle partiellement comprimée .................................... 34 Figure 32 : formule du tassement élastique ......................................................................... 35 Figure 33 : les différentes positions de la partie supérieure du mur de quai (1 : position souhaitée, 2 : position après le tassement vertical du mur, 3 : position après rotation du mur).......................................................................................................................................... 36 Figure 34 : Entrée des données exigées par PLAXIS........................................................... 37 Figure 35 : Modélisation de la charge ................................................................................... 38 Figure 36 : génération de la maille........................................................................................ 38 Figure 37 : Résultats PLAXIS................................................................................................ 39 Figure 38 Principe utilisé pour le positionnement et l'alignement du 1ér bloc................ 41


Figure 39 : Principe utilisé pour le positionnement et l'alignement du 1ér bloc « Antenne GPS ajustable » Elévation ...................................................................................................... 41 Figure 40 : Tolérance sur la pose des blocs mur de quai ..................................................... 42 Figure 41 : système des fils à plomb...................................................................................... 43 Figure 42 : Forme du plomb................................................................................................... 44 Figure 43 : Coefficients de trainée pour différentes formes (NASA) .................................. 47 Figure 44 : Principe utilisé pour le positionnement et l'alignement du 1ér bloc avec la plateforme autoélévatrice....................................................................................................... 52 Figure 45 : vue montrant la glissière à laquelle est accroché le treuil............................... 53 Figure 46 : Exemple de treuil ................................................................................................ 53 Figure 47 : différentes positions de la cablette..................................................................... 54 Figure 48 : Vue en plan du bloc d’alignement avec la câblette centrée dans le treuil ...... 54 Figure 49 : blocs du mur de quai à -18mzH avec clé............................................................ 55 Figure 50 : plan montrant les dimensions des clés .............................................................. 55 Figure 51 : les différents types de retrait ............................................................................. 57 Figure 52 : Section analysée de la poutre de couronnement (dimensions en mm)............ 57 Figure 53 : Variation quotidienne de la température .......................................................... 58 Figure 54 : différence de la température (courbe en bas) entre le cœur (courbe1) et la peau (courbe2) ......................................................................................................................... 59 Figure 55 : Cas isolation polystyrène : différence de la température (courbe en bas) entre le cœur (courbe1) et la peau (courbe2) .................................................................................. 61 Figure 56 : Cas cendres volantes : différence de la température (courbe en bas) entre le cœur (courbe1) et la peau (courbe2) ......................................................................................62 Figure 57 : Mur de quai avec les portes à faux..................................................................... 63 Figure 58 : Formes des charges ............................................................................................. 64 Figure 59 : Portes à faux du bloc J avec les charges auxquelles il est soumis .................. 66 Figure 60 : Coupe type du mur de quai Q-18mzH ............................................................... 68 Figure 61 : Forme adoptée dans les calculs (les cotes sont en mètre) avec le point de vérification du reversement du mur (en croix) ..................................................................... 69 Figure 62 : formes des efforts sur une paroi inclinée........................................................... 70 Figure 63 : poussée des terres P a ........................................................................................... 71 Figure 64 : composantes de la force de poussée des terres et leurs points d’application .. 75 Figure 65: diagramme des pressions hydrostatique côté bassin......................................... 77 Figure 66: diagramme des pressions hydrostatiques côté terre ......................................... 77 Figure 67: résultante du gradient hydraulique entre le côté bassin et le côté terre......... 78 Figure 68: angle apprent θ..................................................................................................... 84 Figure 69: schéma Mononobé-Okabé..................................................................................... 85 Figure 70 : Interface du logiciel GEOSLOPE ....................................................................... 94 Figure 71 : forme dessinée avec GEOSLOPE...................................................................... 97 Figure 72 : facteur de sécurité minimal avec cercle de rupture dans le cas statique ..... 111 Figure 73 : facteur de sécurité minimal avec cercle de rupture dans le cas sismique ascendant............................................................................................................................... 112 Figure 74 : facteur de sécurité minimal avec cercle de rupture dans le cas sismique descendant............................................................................................................................. 113


Tableau 1 : dimensions des voies navigables........................................................................ 14 Tableau 2 : Quantités principales pour la première phase (1200 ml de quai)................... 15 Tableau 3 : Poids et bras de levier des blocs......................................................................... 33 Tableau 4 : dimensions du plomb .......................................................................................... 45 Tableau 5 : vitesses des courants océanographiques ........................................................... 46 Tableau 6 : Caractéristiques des plombs utilisés ................................................................. 48 Tableau 7 : Déplacements des plombs par rapport à la verticale en fonction des vitesses .................................................................................................................................................. 49 Tableau 8 : caractéristique de la nouvelle variante du plomb ............................................ 51 Tableau 9 : déplacements de la nouvelle variante du plomb par rapport à la vertical en fonction des vitesses de courant............................................................................................ 51 Tableau 10 : Caractéristique du béton utilisé pour le bétonnage de la poutre de couronnement .......................................................................................................................... 58 Tableau 11 : caractéristiques des composants du béton utilisé sur chantier .................... 60 Tableau 12 : propriétés du sol de fondation.......................................................................... 67 Tableau 13 : propriétés du filtre (couche 1) et de l’épaulement (couche 2) ........................ 67 Tableau 14 : Facteurs de forme ............................................................................................. 73 Tableau 15 : valeurs des coefficients de poussée pour les 4 parties inclinées ................... 74 Tableau 16 : résultats de calcul de la poussée des terres à l’ELS...................................... 76 Tableau 17 : résultats de calcul de la poussée des terres à l’ELS...................................... 76 Tableau 18 : résultat de la poussée verticale hydrostatique cote bassin ........................... 78 Tableau 19 : résultat de la poussée verticale hydrostatique cote bassin ........................... 79 Tableau 20 : Résultats liés aux poids des diffèrents constituants ...................................... 79 Tableau 21 : résultats lies aux charges d’exploitation ......................................................... 80 Tableau 22: coefficient K selon l'AFPS 90 ............................................................................ 83 Tableau 23: coefficients de poussée dynamiques ................................................................. 85 Tableau 24 : Calcul du supplément de poussée (séisme ascendant)................................... 85 Tableau 25 : Calcul des résultantes et des moments dus aux suppléments de poussée (séisme ascendant) .................................................................................................................. 86 Tableau 26 : Calcul du supplément de poussée (séisme descendant)................................. 86 Tableau 27 : Calcul des résultantes et des moments dus aux suppléments de poussée (séisme descendant) ................................................................................................................ 87 Tableau 28 : Calcul de la poussée statique due aux surcharges ......................................... 88 Tableau 29 : Calcul du complément de poussée due aux surcharges (séisme ascendant) 89 Tableau 30 : Calcul du complément de poussée due aux surcharges (séisme descendant) .................................................................................................................................................. 89 Tableau 31 : Tableau récapitulatif des facteurs de sécurité ............................................... 93 Tableau 32 : modélisation GEOSLOPE, matériaux............................................................. 95 Tableau 33 : modélisation GEOSLOPE, points .................................................................... 95 Tableau 34 : modélisation GEOLOPE, toit de la nappe ...................................................... 95 Tableau 35 : modélisation GEOLOPE, surcharges reparties.............................................. 96


Tableau 36 : modélisation GEOLOPE, surcharges linaires ................................................ 96 Tableau 37 : modélisation GEOSLOPE, coefficients sismiques.......................................... 96 Tableau 38 : résultats GEOSLOPE, Cas statique................................................................ 97 Tableau 39 : résultats GEOSLOPE, Cas sismique ascendant ............................................ 98 Tableau 40 : résultats GEOSLOPE, Cas sismique descendant .......................................... 98


Dans le contexte économique actuel, et vu le besoin de s’offrir une capacité supplémentaire de 5 millions de conteneurs, s’ajoutant aux 3 millions du port Tanger Med I, le maitre d’ouvrage TMSA a envisagé la construction du nouveau port : Tanger Med II. La réalisation d’un projet d’une telle envergure, est accompagnée de différentes contraintes ; en effet la construction du mur de quai est sujette à des difficultés liées à la vérification de l’alignement de celuici, à l’inclinaison du mur due au tassement de la couche de fondation, et aussi au bétonnage de la poutre de couronnement. Mon projet de fin d’études, se propose de déceler les principales contraintes rencontrées lors de la construction du mur de quai, tout en proposant des améliorations des méthodes d’exécution utilisées sur chantier. Enfin, mon travail débouche sur une étude de stabilité du mur de quai, dans le cas de l’inclinaison de celui-ci vers l’arrière, ainsi que du porte à faux de la poutre de couronnement, vers l’avant de 51cm.


Tanger Med II est l’extension qui va porter sur la réalisation de trois quais à conteneurs d’une capacité totale de cinq millions de « boîtes ». En phase de croisière, la capacité de ce deuxième complexe portuaire sera de 8,5 millions de conteneurs. Ce qui en fera une des toutes premières plateformes portuaires dans le monde.

Le port de Tanger Med II est situé à Oued Rmel dans le nord du Maroc à 22 km à l'est de Tanger et à 46 km au nord de Tétouan sur le détroit de Gibraltar en Méditerranée. À 14 km à peine des côtes espagnoles, il se trouve sur la voie de passage du commerce maritime mondial Est-Ouest entre l'Asie, l'Europe et l'Amérique du Nord. Grâce à cette position stratégique, Tanger Med II est une plateforme logistique aux portes de l'Europe qui joue sur le fonctionnement de la production en juste-à-temps. Le port est situé sur la seconde voie maritime la plus fréquentée au monde, le Détroit de Gibraltar, avec plus de 100 000 bateaux par an. Son activité principale est le transbordement de conteneurs. Les porte-conteneurs géants débarquent leurs marchandises sans dévier de leur route et repartent aussitôt, à charge, ensuite, à de plus petits navires ou feeders ships de desservir des ports de second ordre.


La construction du port Tanger Med II a été confiée à une agence appartenant à l'État Marocain dénommée Agence Spéciale Tanger Méditerranée (TMSA), cette Agence est le maitre d’ouvrage du projet. Maitre d’ouvrage:

Tangier Mediterranean Special Agency (TMSA)

Maitre d’œuvre:

Tanger Med Engineering (TME)

L’exécution du projet a été confiée aux entreprises de r enommée internationale qui sont Somagec, Besix, Bouygues Travaux Publics, Saipem et Bymaro. Ces entreprises ont été fusionnées dans deux groupements pour réaliser le projet : 

Le groupe TMBYS (Bouygues Travaux Publics / Saipem / Bymaro) qui va

se charger de la réalisation des ouvrages de protection. Le groupe BSTM (Besix / Somagec (50/50)) qui aura pour mission la réalisation du quai et ses élements structuraux ainsi que les travaux de dragage 

et le remblaiement des terres pleins. Ces deux groupements cons tituent ce qu’on appelle Consortium Entrepreneur, le directeur du Consortium est celui du groupe TMBYS. Lors des réunions contractées avec les divers responsables notamment le maitre d’œuvre, les entreprises, le laboratoire… pour suivre l’avancement des tr avaux du port Tanger Med II, on fait appelle au consortium Entrepreneur qui va être constitué des responsables des entreprises qui sont chargés de la réalisation des travaux pour expliquer et situer l’avancement du projet.

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Conteneurs :



Linéaire de 2800 ml rectiligne



La cote d’arase à +4.50 mZH

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Fondé à -16mZH sur 750 ml et à -18mZH sur le reste  Vracs liquides :



Linéaire de 112 ml pour chacun des postes



La cote d‘arase à +4.50 mZH

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Les profondeurs de -18 mZH et – 17 mZH pour les deux postes situés le long de la digue principale


Les digues sont de 4,8 km de longueur, et sont principalement réalisées à l'aide de caissons quadrilobés préfabriqués et en digues à talus protégées par de s acropodes.

La surface de terre-pleins à l’arrière de la magistrale est celle obtenue jusqu’à l’intersection avec le relief en falaise existant à l’arrière de ces terre -pleins ou la digue principale du port passager roulier situé à l’est de Tanger Med II. Ceci conduit à la surface de terre-plein derrière le quai à conteneurs de 150 ha.



Accès maritime :

Le port est accessible via un chenal de 330 m de large dont le fond est à -20 m, bien orienté par rapport aux vents dominants. Il est implanté et orienté de façon à éviter les interférences avec le chenal d’accès du Terminal Spécialisé Roulier, à garder un angle et une distance de sécurité convenable par rapport à la digue secondaire, à permettre un arrêt des navires en toute sécurité et à limiter la pénétration des houles. L’ellipse d’évitage a les dimensions de (900m x 650m), son centre est à une distance minimale de 950ml par rapport à la passe d’entrée. Elle est centrée par rapport au quai à conteneurs quand celui-ci est réalisé dans sa totalité sur 2 800 m. L’ellipse d’évitage


permet au plus gros navire d’effectuer leurs manœuvres pour l’accostage et l’appareillage. Les profondeurs au niveau de la zone d’évitage doivent être de -19m ZH.

900m x 650m 330 m 1500 - 20 m ZH - 19 m ZH 

Accès terrestre

Le port de Tanger Méditerranée II sera doté d’un excellent réseau de dessertes terr estres permettant de le relier efficacement aux principaux centres socio-économiques du Royaume. Une liaison autoroutière de 61 Km reliant l’autoroute du Nord (Rabat -Tanger) à la zone économique spéciale. Une voie express à deux voies reliant le port à Fnideq (site choisi pour le développement d’une zone franche commerciale). Une connexion ferroviaire de 45 Km connectant la zone économique spéciale au réseau ferroviaire national. Ainsi que de nouvelles voies de communication ont été récemment mis en place en vue de désenclaver la région et de la relier aux grands centres du Royaume.


Le mur de quai au port Tanger Med II est composé de blocs de tailles différentes (A’ à H), posés en quinconce (figure ci-dessous), et sur lesquels repose la poutre de couronnement. L’épaulement est réalisé à l’aide de matériaux provenant de carrière de type 1-500 Kg et le filtre est composé de stérile de carrière.


L’enchainement des travaux de construction du mur de quai du port de Tanger Med II sera le suivant :       

Dragage de souille ; Réalisation de la couche de fondation du quai ; Pose des blocs de quai ; Mise en place du tapis anti-affouillement ; Réalisation de l’épaulement avec du TV 1 -500 Kg ; Mise en place du filtre en stérile de carrière ; Réalisation de la poutre de couronnement et mise en place des équipements d’accostage.

Les blocs de quai sont préfabriqués sur site en utilisant des moules en acier et des bases. Pour chaque type de bloc, des moules différents sont utilisés. Avant chaque opération de bétonnage, les moules sont réassemblés, les joints sont contrôlés et scellés si nécessaire et les panneaux doivent être nettoyés et inspectés. La surface de préfabrication est composée de quatre lignes de moules séparées par deux rampes d’accès pour les malaxeurs. Ces rampes d’accès seront construites en remblais compacté entre deux voiles parallèles en béton armé espacés de 3m. Le remblai est revêtu par une dalle en béton armé de 15cm. Le béton Q335 est produit sur chantier moyennant deux centrales à béton qui sont installées à proximité de la zone de préfabrication. Les deux centrales ont un rendement journalier de 1000 m3 théorique. Le béton transporté vers la zone de préfabrication à l’aide des camions malaxeurs de 8 à 10m3. Le temps de transport estimé est de l’ordre de 10 minutes en moyenne. Depuis les


rampes d’accès, le malaxeur vide directement le béton frais dans les moules à l’ aide de sa goulotte. Le béton doit être compacté par vibration lors de la pose d'aiguilles. Après le décoffrage, les surfaces des blocs sont traitées par un produit de cure agréé. Les blocs sont numérotés en respectant les informations suivantes (type de bloc, numéro de série, la date de bétonnage). Les blocs sont soulevés, à l’aide d’un pont roulant de capacité 100T, après atteinte d’une résistance de 15MPa. La séquence de bétonnage des blocs est basée sur un cycle de trois jours. Chaque moule est utilisé une fois par jour pour fabriquer un nouveau bloc. Ce dernier est soulevé de sa base. Un total de 45 moules sont mis en place pour effectuer ces travaux (5 moules pour les blocs B, 5 moules pour le bloc C, 5 moules pour le bloc D, 15 moules pour le bloc E, 5 moules pour le bloc F, 5 moules pour le bloc G, 5 moules pour le bloc H) et 135 bases en total. Chaque moule a trois bases séparées sur lesquelles elle sera déplacée quotidiennement pour mouler un nouveau bloc.

Une fois les blocs décoffrés, ils devront être stockés dans des zones bien définies avant leurs chargement et pose dans la souille. Le cycle de stockage des blocs passera par les phases élémentaires suivantes :


Un pont roulant de capacité 100T est mis à disposition pour les deux zones de préfabrication pour permettre le levage et le chargement des blocs. Le levage est réalisé à l’aide d’une pince de levage de capacité 80T comme montré dans le schéma suivant :

Les blocs sont ensuite transportés moyennant des portes chars jusqu’à la zone de stockage.

Enfin, les blocs sont déchargés puis stockés à l’aide d’une grue sur chenille de capacité 250T. Tous les blocs vont être stockés en 5 niveaux sauf les blocs F et D qui sont stockés en 4 niveaux de telle façon à avoir dans tous les cas une hauteur de stockage inférieure à 10m. Quant au stockage à l’extrémité des blocs, il doit être effectué en escalier. L’espace de stockage sera subdivisé en 5 zones principales plus une zone supplémentair e prévue à être exploitée dès qu’elle soit libérée du stock de sable de dragage. Ci -dessous le schéma des zones de stockage et le tableau résumant la capacité de chaque zone.


Avant tout démarrage des travaux, un levé bathymétrique de la zone du projet, est réalisé pour quantifier les matériaux nécessaires à l’exécution du projet.

Les travaux de dragage seront réalisés moyennant la drague Ambiorix et un ou plusieurs chalands avec une cadence estimée de 15 à 25 mL/jour travaillé selon la dureté de la roche et les conditions de site. L’opération de dragage est effectuée jusqu’à l’obtention du profil sous-marin souhaité. L’Ambiorix pourra travailler en continu jour et nuit 7j/7j afin d’optimiser son rendement lorsque les intempéries le permettent. .



Les travaux de mise en place de la couche de fondation sont réalisés en deux phases à l’aide de grues sur chenilles sur une barge flottante de 2.000T, appelée Jetty Precast. La barge sera maintenue en position à l’aide d’ancres et de treuils. Celle -ci prévoit un rendement journalier de 10 à 12mL/jour travaillé (Nettoyage et fondation), lorsque les intempéries le permettent. En cas d’éventuel retour des masses vaseuses sur la souille, un nettoyage de la souille est réalisé. Deux sol utions de dragages de ces matériaux sont disponibles soit par pompe aspiratrice ou bien à l'aide d'un

2.

La fondation est réalisée en couche de réglage comprise entre 15cm et 100cm en ballast 20/60mm ou de gravier G2 (16-40mm). Dans le cas d’une sur-profondeur ponctuelle dépassant de 1,00m en-dessous de la côte théorique -17,00mZH, il faut procéder à un rechargement éventuel en enrochements de 1 à 50kg . Les barges de transport autopropulsées, appelées SHUTTLE 3 et SHUTTLE 4, de capacité 300T, assureront le transport du ballast depuis le port provisoire jusqu’au lieu des travaux. Le ballast est mis en place moyennant la barge flottante Jetty Precast équipée d’une grue 200T «Liebherr HS 895 HD» munie d’un grappin mécanique. Le réglage de la couche de fondation est effectué à l’aide d’un cadre métallique de dimensions 12mx20m s’appuyant sur quatre vérins télécommandés depuis la barge.


Le cadre est muni d’une lame de nivellement, déplaçable horizontalement à l’aide de deux treuils fixés sur les côtés, dont le but est d’étaler et de niveler les matériaux mis en place. Le cadre est mis en place à l’aide d’une grue 200T à bord du ponton.


Les activités de mise en place des blocs blocs sont s ont réalisée réaliséess par un atelier atelier de pose po se (plateforme auto élévatrice. Elle est équipée de :  

une grue principale de d e 80 tonnes de capacité à 23 m. une grue mobile sur chenilles de 40 tonnes de capacité.

La plateforme auto élévatrice est remorquée remorquée et position pos itionnée née par des remorqueurs remor queurs à l’aide l ’aide d’un système de positionne posi tionnement ment par satellite satell ite DGPS. DGPS. Pour toutes les opéra opé rations, tions, les blocs blo cs seront sero nt levés moyennant la grue principale de la plateforme platef orme autoélévatrice, autoélévatrice , à l'aide d’une pince hydraulique. La pince sera se ra manipulée par l'opérateur de la grue, celui ce lui-ci -ci permettra permettra de bloquer ou de libérer le bloc automatiquem automatiquement. ent. L’atelier de pose est alimenté en blocs à partir du quai provisoire par des barges de transport déplacées dé placées par remorqueur. Le travail travail est réalisé en deux postes jour jour et nuit avec une cadence moyenne estimée de 5 à 8 mL/jour mL/jour travaillé tr availlé pour les blocs inferie i nferieurs urs et et de 10 à 12 mL/jour mL/jour travaillé travaillé pour p our les blocs supérieurs, les le s intempéries le permettan pe rmettant. t.

Les blocs sont posés posé s en 2 étapes : -

phase 1 : Les 3 ou 4 premières rangées de blocs inférieurs inférie urs

-

phase 2 : Les rangées rangées de blocs supérieurs supéri eurs



Le tapis anti-affouillement anti-affoui llement est exécuté en sacs à béton en géotextile, géot extile, posés au fond puis bétonnés par une pompe à béton à partir de la surface. Le détail du sac est d onné dans la Figure 19.

Le béton utilisé est e st un Q400 avec un Slump de l’ordre de d e 23 cm , auquel auquel il est e st rajouté un produit pro duit pour assurer assurer l’intégrité du tapis anti-affouillement. anti -affouillement.


Après avoir placé les 10 rangés de bloc, Le TV 1-500kg sera livré directement par camion depuis la carrière et sera déversé directement derrière le quai. Une chargeuse sur pneus ou un bulldozer poussera les matériaux déversés dans la mer selon la pente naturelle.


Le stérile de carrière est livré directement depuis la carrière par camion vers le mur de quai en construction et déversé directement sur le front. La mise en place se f ait de la même manière que l’épaulement en utilisant le même matér iel. Le travail est réalisé à partir de la plate-forme constituée par le mur de quai et l’épaulement.


La poutre de couronnement est partiellement préfabriquée et le bétonnage est réalisé en plusieurs phases. Les armatures sont placées uniquement au droit des bollards. La réalisation de la poutre de couronnement débute par la mise en place des blocs préfabriqués I et J servant de coffrage perdu. Les blocs I sont du côté bassin et les blocs J qui sont de 2m de longueur sont juxtaposés du côté terre.

Le bétonnage est prévu par tronçons de 10m de long ; Chaque tronçon est bétonné en deux phases comme montré sur le schéma ci-dessous.


Les équipements du quai (Défenses, bollards & échelles) sont placés à la fin des travaux : 

Les échelles sont fixées dans les réservations des blocs du quai



Les défenses sont installées après scellement des tiges dans la poutre de couronnement.

Travail de fin d’études 2013 

Les bollards sont boulonnés sur les tiges d'ouvrages pré-scellés dans le béton de la poutre de couronnement.


Le problème du tassement du ballast (20/60 mm) est un phénomène rencontré lors de la réalisation de la couche de fondation, du mur de quai de Tanger Med 2. Cette couche de réglage, constituée de ballast avec une épaisseur variant de 0.2 à 1 m, voit son profil changer même après le nivellement. Des paramètres divers peuvent influencer ce phénomène ; en effet les propriétés du ballast (nature du matériau) et sa granulométrie. Nous verrons dans cette partie le comportement de la couche de ballast vis-à-vis le cas de charge réel du quai Q-18 mZH. En utilisant la théorie de l’élasticité nous allons quantifier le tassement du ballast, qui est dû aux charges qu’il supporte.





Module de Young



Coefficient de Poisson



Angle de frottement interne



Densité humide



Densité sèche

E = 60 MPa

    

   



 

Module de Young Angle de frottement interne



Cohésion



Densité humide



Densité sèche





Densité

E = 30 MPa

       C = 50 KPa


On considère que le bloc de base est rectangulaire de longueur B = 8.35 m .

Après la pose blocs, on remarque l’inclinaison du mur de quai vers le côté terre. Cette inclinaison peut être expliquée par l’excentricité de la résultante des forces de pesanteurs dues à la pose des blocs. En effet comme montré dans le schéma qui suit, les blocs sont excentrés par rapport à la demi-longueur du bloc de base A’. Et alors le point de gravité du mur de quai est décalé par rapport à la demilongueur du bloc de base, considéré comme semelle. Cette excentricité du poids du mur par rapport à la semelle, créée un moment, qui à son tour entraine une rotation du mur et a pour but de stabiliser le mur de quai.




Le calcul des des blocs A’ et A , ainsi que les bras de leviers des blocs des 4 premiers niveaux par rapport à la demilongueur du bloc A’ sont présenté dans le tableau suivant :

Bloc

Poids déjaugé : (T)

Bras de levier par rapport à la demilongueur du bloc A’ : (m)

 0

0,8 1,35

31 50,544

2,15

75,594

1,68

59,556

1,38

31,3398

1,38

31,3398

1,38

31,3398

1,68

54,852

2,18

73,2044

2,38

98,0322



La formule de calcul du centre de gravité projeté sur l’axe horizontal donne :

  ∑∑    

Avec mi désigne le poids du bloc i, et e i l’excentricité du centre de gravité du bloc i par rapport à la demilongueur du bloc A’. L’application de la formule donne : Et alors 





avec B = 8.35 m la longueur du bloc A’.

Donc la semelle est partiellement comprimée




La force totale Donc



 ∑         

la force exercée sur la semelle par unité de longueur vaut :

avec 1.6 m est la largeur du bloc de base 

La contrainte maximale exercée sur la semelle dans le cas d’une compression partielle a pour expression :

Et alors Et enfin

           


La contrainte de référence

      

Le calcul du tassement du ballast est fait dans le cadre de la théorie de l’élasticité. En effet le tassement élastique est celui prépondérant dans les sols pulvérulents. Pour ce faire nous allons procéder en deux étapes :



Avec



Premièrement nous allons considérer la semelle fictive de MEYERHOF, soumise à l’effet de descente de charge centrée seul ement. Donc nous allons utiliser la formule du tassement de BOUSSINESQ, présentée ci-dessous :



En second lieu nous allons calculer l’angle de rotation de la semelle par rapport au centre de la semelle, en considérant l’effet de renversement, dû au moment seulement.

Le tassement vertical du ballast de fondation a donc pour expression :

 

      

la largeur de Meyerhof.

Cf est pris dans notre cas égal à 2.5


 

La rotation de la semelle est calculée dans le cadre de la théorie de l’élasticité par la formule :

     

Avec M : le moment de flexion que subit la semelle B’ : la largeur de la semelle Iθ : un coefficient de l’ordre de 4 pour L/B =10

     

Dans le calcul, nous allons prendre I θ = 4 (car par unité de longueur. La formule devient

), et le moment M est pris

  

Et l’application numérique donne :

Le tassement vertical instantané du mur de quai Q-18mZH est de l’ordre de auquel il s’ajoute une rotation de 0.7 % de tout le mur. Cette rotation de la semelle entraine une différence entre le point le plus haut et le point le plus bas du bloc H de l’ordre 11.5m 0.007 = 11.5 m étant la longueur du bloc H). La figure qui suit montre l’allure de la partie supérieure du mur de quai est les changements qu’elle subit après le tassement du ballast.




Un calcul en éléments finis à l’aide du logiciel Plaxis permettra de visualiser la forme d’une coupe de ballast après avoir subi les contraintes mentionnées ci dessus. Le nom du fichier est : 

Tout d’abord il faut procéder à l’entrée des donnée s liées à la géométrie, et des matériaux de la fondation. Dans la modélisation du problème, on considère une couche de réglage de 1m, en Ballast 20/60 mm qui repose sur le sol de fondation (Pélite).



L’entrée des charges calculées précédemment, sous forme triangulaire :






Les résultats donnés sont ceux des déplacements maximaux de 1.3 mm


Les résultats retournés par le logiciel sur le tassement du ballast sont de l’ordre de 1mm. Cependant les résultats du calcul manuel s’approchent de la réalité ; en effet une différence au niveau du bloc supérieur H entre le point le plus haut et le point le plus bas est de l’ordre de 20 cm dans la réalité. Le calcul manuel a donné un résultat de 8.04 cm de différence de niveau.

Le tassement instantané du ballast génère deux phénomènes principaux : 

Éloignement du parement des blocs H par rapport à la magistrale de l’ordre de 15 à 20 cm (dû à l’inclinaison du mur de quai vers l’arrière)



Tassement général du mur de quai et inclinaison du bloc H

Pour le premier phénomène (inclinaison du mur de quai), ce qu’on peut recommander pour en atténuer les conséquences c’est d’effectuer un changement dans le phasag e des travaux. En effet, pour épauler le mur de quai dès la pose des premières rangées des blocs, on viendra clapper le TV 1 /500 KG avant la pose des blocs supérieurs. Le reste de l’épaulement peut être mis en place par bennage juste après juste après la pose du restant des blocs. En ce qui concerne le deuxième phénomène, le niveau peut être rattrapé lors du bétonnage de la poutre de couronnement.


L’alignement des blocs de base est une étape primordiale pour le bon déroulement de la pose des blocs de quai. Le profil général du mur de quai, et donc sa stabilité dépend en grande partie de cette étape. Dans ce qui suit, nous allons expliquer en pre mier lieu, la méthode utilisée dans le chantier du mur de quai de Tanger Med 2. Et en second lieu nous allons exposer les différents problèmes liés à l’alignement du mur de quai, avec des recommandations pour éviter ces problèmes sinon limiter leur impact sur le projet.

Afin de déterminer la position exacte et le niveau sous eau, les plongeurs utilisent des blocs d'alignement, des antennes GPS fixées à la plateforme. Les blocs d'alignements sont des blocs de béton munis d'un rail sur lequel un treuil ou un point d'attache de câble peut translater. La distance est d’environ 38m entre les deux blocs d’alignement parallèles à la magistrale. Un câble métallique servant de cordeau est tendu par le treuil entre deux blocs d'alignement. Le cordeau donne l'alignement exact de la magistrale et il est positionné parallèlement à celle – ci à une distance précisément connue (10cm). Un jeu de deux blocs est également positionné le long de la perpendiculaire à la magistrale. Un plomb attaché au sommet des tours guide les plongeurs pour aligner correctement le cordeau entre les blocs d'alignement. Le schéma ci-dessous montre le principe utilisé pour le positionnement et l'alignement du 1ér bloc pendant l’opération de pos e depuis la plateforme autoélévatrice (le cordeau pour alignement est tiré entre deux blocs d’alignement (BA)) . Une équipe de plongeurs guide les blocs jusqu'à la bonne position.


Antenne GPS

Plate-forme

Plomb sur bloc

d’alignement

Les antennes GPS (précision centimétrique) ajustables fixées au côté de la plate-forme sont utilisées pour déterminer la position exacte de la magistrale. Vu que la plate-forme


permet d’avoir un jeu de 1m, cela reprend la tolérance de positionnement de la plateforme ±50cm. Un plomb fixé à la verticale de l’antenne indique la position de la magistrale sous l’eau. Les plongeurs aligneront le câble pour qu’il passe au droit des plombs

Pour la pose de la suite des blocs on utilise le cordeau parallèle à la magistrale comme moyen de vérification de l’alignement tout en se référant au premier bloc afin de s'assurer que les blocs suivant sont posés suivant le bon alignement. Chaque bloc est placé contre le bloc adjacent. L'ouverture maximale des joints entre blocs ne doit pas dépasser 30mm. Les surfaces des joints doivent être propres avant pose des blocs supérieurs. Les blocs sont placés avec précaution afin d'éviter de les endommager. Les blocs sont placés en suivant les tolérances suivantes :  



Le défaut d'alignement par rapport à la magistrale ± 5 cm ; Les joints entre blocs ne doivent pas dépasser 3cm de côté à côté le long du mur de quai ; La tolérance sur l’alignement en absolu est de ±5cm. La tolérance sur les blocs adjacents est de 7cm et en moyenne sur 20ml de 5cm.

Ali gnement par rapport à la magistrale : ±5cm Tol érance absolue sur alignement : ±5cm Tol érance sur blocs ad jacents : 7cm Tol érance moyenne sur 20ml : 5cm Maxi 3cm


La technique du fil à plomb et de la cablette , constitue un outil permettent d’obtenir l’alignement sous l’eau. En effet, le plomb sous l’eau, est le seul repère, pour le plongeur pour connaitre l’emplacement des blocs d’alignement. En communiquant avec le grutier, le plongeur guide celui-ci dans la pose des blocs de base. Toutefois, le problème de la verticalité du fil à plomb se pose fréquemment et ceci est dû aux effets des courants marins sur le plomb plongé à une profondeur de -18mZH. En effet, la force de trainée appliquée au plomb par le courant, éloigne celui-ci de sa position verticale. Le déplacement constaté est de l’ordre de quelques dizaines de centimètres, et ce selon la vitesse du courant et sa direction. Dans cette partie on se propose de quantifier ce déplacement, suivant la forme du plomb, et des vitesses de courant auxquelles le plomb peut être exposé.




Dans les calculs, les données prises sont : acier= 7850 Kg/m3 la densité de l’acier eau= 1005 Kg/m3 la densité de l’eau



:



Pour avoir un plomb de 11 kg avec une densité acier égale à acier = 7850 Kg/m3



     

On doit avoir un volume V’=1401,2 cm3

On opte pour les caractéristiques suivantes :

acier V’ = 11 Kg


r (cm) H (cm) H’ (cm) :





T : la tension du câble



Poids du plomb :

6 10,8 5

Le poids du plomb est pris déjaugé avec :



P=m

Avec g = 9.81 N.Kg-1



Donc P = 11 9.81 = 108 N





Poussée d’Archimède :

   =

= 13.8 N



V

Force de trainée (due au courant marin) :

Cette force a pour expression :



R= q S CD

Avec q : la pression dynamique q=



 

: Masse volumique de l’eau (Kg/m 3) V : vitesse en (m/s) S : surface exposé au courant (m2) CD : Coefficient de trainée qui dépend du nombre de Reynolds est de la forme de l’objet


Avec

Re (nombre de Reynolds )

V : la vitesse en m/s L : la longueur caractéristique (m) ν : la viscosité cinématique = 1,141 × 10-6 m²/s (eau)



La vitesse des courants marins est de l’ordre de 1m/s. en effet à titre bibliographique le tableau ci-dessous montre les vitesses des courants océaniques les plus importants de la planète

Coble, Charles R., Elaine G. Murray, and Dale R. Rice. Earth Science . 3rd ed. Englewood Cliffs, NJ: Prentice Hall, 1987: 256-257.

"The Gulf Stream moves at speeds greater than 1.5 meters per second."

Adams, John, et al. "Ocean Currents."Microsoft Encarta . 2 vols. CD-ROM. Redmond: Microsoft, 1999. 191.

"Whereas speeds of surface currents can reach as high as 250 cm/sec (98 in/sec, or 5.6 mph) a maximum for the Gulf Stream, speeds of deep currents vary from 2 to 10 cm/sec (0.8 to 4 in/sec) or less."

Gaskell, T F. The Gulf Stream . New York: John Day Company, 1973. 95.

"At the narrowest point of the Florida Straits, the water masses in a cross section approximately 70 km wide and 200 m deep are moved forward at a speed of more than 1m/sec are moved forward at a speed of more than 1 m/s."

1.5 m/s

2.5 m/s (surface) 0.02 – 0.10m/s (deep water)

1 m/s

Gross, M.G. Oceanography: A View of "Meanders move slowly northeastward with the Gulf Stream at speeds of 8 to 25 centimeters per second (7 0.08 – 0.25 m/s the Earth . 3rd ed. New York: Prentice Hall, 1982: 173, 177. to 22 kilometers per day)." Gross, M G. Oceanography . 6th ed. Columbus: Merrill, 1990: 74-75.

"The relatively narrow, jet-like currents of the Gulf Stream system and the Kuroshio off Japan are the largest currents in the ocean. They have speeds between 40 and 120 km/day (25 to 75 mi/day)."

0.4 – 1.3 m/s

Dans les spécifications liées aux conditions du site du port de Tanger Med 2, il est indiqué que la vitesse maximale mesurée est de 0,81m/s.




  

En considérant une longueur caractéristique du bassin L C = 100 m

 

Et une vitesse V 0.2 m/s alors

Avec : la viscosité cinématique = 1,141 × 10-6 m²/s (eau)





D’après la figure ci-dessus, le coefficient de trainée pour un cylindre à base circulaire, correspondant à un nombre de Reynolds de : Re 107, est




D’après le principe fondamental de la statique, l’équilibre des forces donne :

⃗ ⃗ ⃗ ⃗ ⃗ Le déplacement d du plomb pour une longueur de l(m) du fil est donné par :

   

q=

 

= 330 kg.m-1.s-2

S = 0.016 m2 Et donc 

     



ce qui vaut

Le déplacement en fonction de la longueur du fil vaut alors :

          

Pour une longueur de fil l=20 m,



Caractéristiques Masse : m(kg) Rayon : r(m) Longueur caractéristique : L (m) Coefficient de Reynolds : Re Pression dynamique : q (kg.m -1 .s -2 )

Plomb 1



Plomb2




Coefficient de trainée C D



Surface d’application : L D (m²)





Force de trainée : R (N) Force d’Archimède : (N) Poids du plomb : P (N)



0.04 m 0.09 m 0.16 m 0.25 m 0.36 m 0.49 m 0.64 m 0.81 m

0.019 m 0.043 m 0.077 m 0.121m 0.174 m 0.237 m 0.309 m 0.392 m

Le déplacement du plomb est lié à des paramètres diverses : vitesse du courant marin, type du matériau utilisé pour le plomb et aussi les dimensions du plomb. En effet comme montré dans le tableau ci-dessus, le déplacement du plomb sur une longueur de fil de 20m, et soumis à un courant de vitesse de 0.8 m/s, peut changer d’une façon significative en changeant les dimensions du plomb (de pour le plomb1, à pour le plomb2)


La formule qui donne le déplacement du plomb, par rapport à la verticale, pour une longueur de fil est :

    

Avec

q : la pression dynamique kg.m-1.s-2 S : la surface du plomb opposée au courant (m²) P : le poids du plomb (N)



: la poussée d’Archimède

: la longueur du fil

et C D le coefficient de trainée liée à la forme cylindrique du plomb et du nombre de Reynolds. Le développement de cette formule donne :

        



Avec l’accélération de la pesanteur ( =9.81 m/s2 ), du plomb, son rayon, la vitesse du courant et Ce qui implique :

la longueur caractéristique sa masse volumique.

         

Donc l’utilisation d’un cylindre à base circulaire, en acier, avec un grand rayon aura pour effet de le déplacement du plomb par rapport à la verticale car : 

  




L’utilisation d’un matériau de grande masse volumique, peut être bénéfique. En effet l’utilisation du plomb pur, qui a pour masse volumique = 11 350 

kg/m3



Caractéristiques du plomb :

11 350 kg/m3 1000 kg 0.7 m 0.2 m

En suivant la méthode déjà citée, on trouve les valeurs du déplacement du plomb par rapport à la verticale, pour une longueur du fil de 20 m, et pour différentes vitesses du courant dans le tableau suivant :

Vitesses (m/s)

Déplacement pour une longueur du fil de 20 m

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9

Cette variante permet d’avoir des déplacements ne dépassant pas 12cm pour des vitess es de courant de 0.8 m/s. En essayant de travailler à l’étale (soit à marée haute, soit à marée basse), les courants deviennent faibles de l’ordre de 0.5 m/s au maximum et donc à ce moment-là le déplacement du plomb sera de 5 cm qui reste acceptable.


Les blocs d’alignement constituent des éléments nécessaires pour l’alignement des blocs de quai.

Un treuil sur le bloc d’alignement permet de tendre le câble, qui servira de liaison droite entre deux blocs d’alignement successifs. Le câble et le treuil glissent sur un rail fixé sur le bloc d’alignement pour qu’il soit positionné directement sous la pointe du plomb qui lui-même positionné par un système DGPS.


Le treuil a une largeur de l’ordre de 10 cm à 20cm, lié à un autre treuil et chacun des deux est placé sur un bloc d’alignement. Après le premier positionnement de la cablette, celle-ci peut être tendue par les plongeurs pour des raisons de manœuvrabilité. Le fait de retendre la cablette une deuxième fois, ne garantit pas que la position de la cablette soit correcte. En effet la cablette peut se déplacer sur toute la longueur du treuil lors du bobinage. Cela peut entrainer des erreurs pouvant atteindre 10 à 20 cm par rapport à la position théorique de la magistrale.


Treuil 1

Treuil 2 Position souhaitée de la cablette Positions possibles de la cablette

Une solution pour résoudre ce problème consiste à centrer le fil enroulé sur le treuil. De cette façon, le fil aura les mêmes caractéristiques sur les deux bocs d’alignement, et la câblette sera parallèle à la magistrale.


Les blocs utilisés dans le mur de quai du port Tanger Med 2, sont des blocs avec des clés permettant la mise en place naturelle d’une ligne de blocs, sur la ligne qui la précède. Ces clés sont de mêmes dimensions pour tous les blocs.

Le système de clé permet à chaque bloc de trouver un emplacement sur le bloc qui lui est inférieur, sans être amené à positionner une cablette d’alignement devant chaque rangé de blocs . Mais, on remarque une différence entre les clés mâles et les clés femelles. En effet, pour le mur de quai à -18mZH, les clés femelles sont plus longues et sont de hauteurs plus grandes par rapport aux clés supérieures. La différence en hauteur qui est de l’ordre de 3 cm, n’a pas un impact sur l’alignement du mur de quai. Elle permet d’avoir une liberté lors de la pose, comme dans le cas où la clé mâle présente un léger défaut.


La largeur des clés quant à elles peuvent influencer sur l’alignement. En effet, la clé mâle mesure 870 mm de longueur, et la clé femelle mesure 930 mm. Et alors l’écart théorique entre chaque deux clés collée est de 6cm (3 cm de chaque côté). Le plongeur, lors de la pose, n’est présent que d’un seul côté du mur de quai ( côté bassin). Donc, la tâche qui consiste à centrer les clés, s’avère difficile. Et alors le jeu entre clés peut s’accumuler sur toute la hauteur du mur de quai. Et sur les hu it clés, on pourra atteindre une différence totale de 8 3 cm = Donc le bloc G (l’avant dernier bloc), pourra être décalé de sa position théorique avec une distance de 24 cm.



Pour corriger cette possible erreur, on peut proposer au plongeur d’alterner la pose des blocs : c’est-à-dire qu’il change de côté (terre ou bassin), lors de la pose de deux blocs consécutifs. Ceci aura pour effet d’avoir une somme nulle des décalages des blocs par rapport à leur position théorique. 



La diminution des dimensions des clés femelles n’est pas pratique, puisque les

blocs du mur de quai sont posés en quinconce et alors la différence de largeur des clés permet de corriger les tolérances de pose.

La réaction exothermique entre l’eau et le ciment consiste à transformer les silicates et aluminates de calcium anhydres en silicates et aluminates hydratés. Cette chaleur s’accumule dans les constructions massives et peut être à l’origine d’un retrait thermique à jeune âge. Le béton peut être siège à différent phénomènes :  

 



tassement du béton frais (par gravité, par ségrégation et ressuage de l’eau) réaction d’hydratation et auto-dessiccation (retrait endogène y compris le retrait chimique) ; évaporation de l’eau de gâchage en cours de prise (retrait plastique) ; départ d’eau après durcissement (retrait hydraulique ou de dessiccation, aussi appelé retrait de séchage) ; retrait thermique dû à l’abaissement de la température succédant soit à l’échauffement occasionné par la chaleur d’hydratation du ciment (réaction exothermique), soit à la variation thermique du milieu de conservation.


Lors de la réalisation de la poutre de couronnement, le béton à jeune âge peut être sujet au retrait thermique. En effet co mme montré dans le schéma qui suit, il s’agit de couler des quantités massives de béton, ce qui peut créer des différences de température entre le cœur et la peau de la surface .

Après le coulage du béton, le cœur du mass if voit sa température grimper puis diminuer. Cette allure est loin d’être semblable à celle de la température de la peau. En effet cette dernière suit l’évolution de l’air ambiant qui est de : 23° C 5° C.




Le résultat de l’analyse du gradient thermique entre le cœur (courbe 1), et la peau (courbe 2) dans le cas du béton de la deuxième phase de la poutre de couronnement, est montré dans la troisième courbe qui représente la différence de température entre le cœur et la peau.


La différence donc entre la température de la peau et celle de la surface peut atteindre et même dépasse 29 °C. A cet effet des contraintes de compression sont développée à l’intérieur du massif, alors qu’à la surface des contraintes de traction sont à prévoir. Les tensions donc développées sur la peau peuvent entrainer des fissures de retrait thermique.

Les performances du béton peuvent être améliorées tout en minimisant l’effet du retrait thermique par différentes méthodes :

L’utilisation d’un ciment qui développe une faible chaleur d’hydratation. Ce type de ciment est désigné par LH (Low Heat) a pour chaleur d’hydratation mesurée à 41h inférieure à 270 J/g, et a la capacité de chuter le pic de température de 10 à 15 °C par rapport aux ciments ordinaires. Aussi une moindre teneur en ciment empêchera l’augmentation de la température.

L’utilisation de coffrages isolants (en bois par exemple), le plus longtemps possible, jusqu’à avoir un gradient de température inférieur à 20°C.

Un relevé de température des différents constituants du béton, sur la base de plusieurs productions se présente comme suit :      

Sable de dragage Sable de carrière Gravier I Gravier II Ciment Eau

: 22° C : 22° C : 22.5° C : 24° C : 30° C : 10.5° C


204 475 558 735 335 149

850 850 900 900 850 4186

En supposant que le mélange est réalisé sans perte de chaleur, l’équilibre thermique du mélange s’écrit alors :

                  ∑           , implique

L’équation

Avec Qi,mi et Ci sont respectivement la chaleur, la masse et la chaleur massique liés à l’élément i. Et alors l’équilibre thermique à pour expression

Avec T la température du mélange. On trouve finalement

    

L’application numérique donne T = 20.76 °C la valeur de la température du béton frais.

La différentielle de la température du mélange par rapport à la température de l’eau se traduit par :

              

Et alors en supposant que seulement, la température de l’eau qui va être variée :


 

     

En refroidissant l’eau de gâchage de 10.5 °C à 4°C, on trouve Et enfin la température du béton frais varie de

.

La température des composants du béton n’est pas assez élevée pour procéder à une diminution significative de la température du mélange. De plus, utiliser une eau de gâchage avec une température de 4° C, ne ferait gagner que 1.5° C du mélange total.

L’utilisation d’une isolation de type polystyrène de 5mm, immédiatement après le décoffrage. Ce dernier doit être effectué avant que le pic du gradient thermique soit atteint. Le schéma qui suit montre l’effet de la solution de l’isolation pour une durée de 5jours, sur la différence entre la température du cœur (courbe 1et celle de la peau (courbe 2).

Comme constaté le gradient thermique n’excède pas 18°C, ce qui peut nous éviter le retrait thermique. L’utilisation des cendres volantes dans la composition du béton à hauteur de 35 %. Le gradient thermique ne dépasse pas 20°C, comme montré dans le schéma qui suit :


Le retrait thermique dans la poutre de couronnement peut être évité ou minimisé par différentes méthodes, cependant l’utilisation de l’isolation après décoffrage s’avère être la méthode la plus adéquate, car elle permet d’atteindre les performances souhaitées du béton tout en préservant sa formulation.

La réalisation du mur de quai est sujette à différentes difficultés. En effet, les problèmes liés à l’alignement des blocs de base, et les difficultés rencontrées lors de la pose blocs suivants peuvent entrainer des décalages des blocs supérieurs par rapport à leurs vraies positions.la poutre de couronnement par contre doit être coulé dans sa position exacte. Donc pour pallier aux problèmes liés aux décalages des blocs supérieurs, nous allons vérifier la stabilité du mur de quai Q-18mZH, dans le cas le plus défavorable rencontré sur le chantier : le décalage du bloc H vers le côté mer de 51 cm et un décalage du bloc J de 80 cm vers le côté terre. Ce décalage est contrecarré par un décalage de 80 cm de la poutre de couronnement vers le coté terre pour équilibrer le poids.


Les effets structurels qui seront vérifiés dans ce qui suit sont :  

Un décalage du bloc H vers le côté mer de 51 cm Un décalage du bloc J vers le côté terre de 80 cm

L’analyse structurelle sera vérifiée à l’état limite ultime (ELU), afin de voir si les blocs préfabriqués peuvent résister aux contraintes auxquelles, ils seront exposés.

Les caractéristiques du béton utilisé pour les blocs préfabriqués sont les suivantes :



Qualité Module d’élasticité Densité Coefficient de dilatation Résistance à la traction f ct,k Coefficient partiel relatif au béton f ct,d



f ct,d (combinaison accidentelle)

     

Q 335 E = 30000 MPa 24.5 KN/m3

          3.7 Mpa

Mpa

Mpa






0.3 f tj = 0.99 Mpa

Le bloc H est en porte à faux ; il doit donc reprendre le poids du béton ainsi que les surcharges sur la poutre de couronnement. L’influence des charges du portique dépend de la rigidité du porte à faux. Comme hypothèse conservative, on considère le porte à faux complètement rigide. Dans ce cas les efforts distribués sous un angle de 45° du portique sont pris en compte dans cette vérification.

  

Poids du béton G Surcharge d’exploitation 40 kN/m2 Charge du portique 1150 kN/ml

La charge distribuée sur le porte à faux est :

             Le moment résultant sur le porte à faux (cas d’une poutre encastrée sur un seul côté) :

                   


 

La contrainte maximale dans le porte à faux du bloc H, due au moment de flexion, avec l’hypothèse défavorable qui stipule que le bloc H et la poutre de couronnement travaillent distinctement :

Et alors

                     

L’effort tranchant dans le bloc H :

                       

La contrainte due à l’effort tranchant est :

Et alors





       

La contrainte due au moment de flexion :

La contrainte du e à l’effort tranchant :

Donc les contraintes développées dans le béton du bloc H sont inférieures aux valeurs autorisées.

La structure du bloc J, qu’est un bloc préfabriqué qui fait partie de la poutre de couronnement est vérifié pour le cas d’un décalage de 80 cm. Avec une nouvelle largeur de la poutre de couronnement de 13.55m, un porte à faux maximal du


bloc J de 2.05m est obtenu. Le bloc J doit reprendre le poids du béton, le poids du sol ainsi que les surcharges.

Le détail du calcul figure dans l’annexe. Les résultats sont présentés ci-dessous : 



       

La contrainte due au moment de flexion :

La contrainte du e à l’effort tranchant :

Donc les contraintes développées dans le béton du bloc J sont inférieures aux valeurs autorisées.


Densité du béton pour blocs = 24.5 KN/m³

Densité eau de mer = 10.05 KN/m³

Pour la zone du mur de quai, les données prises en compte pour les vérifications et la satisfaction des critères de fondation sont celles de la roche à savoir : 22 22 50 32

Les caractéristiques du sol du niveau +2.4 mZH au niveau + 4.5 mZH (couche 1) ainsi que l’enro chement d’épaulement situé sous le niveau +2.4 mZH (co uche 2) sont donnée s dans le tableau suivant : 1 18 20 32 21,3 4,5

2 19 21 42 28 2,4

Le coe fficient de frottement entre l’assise et le mur vaut 0.6. Pour le frottement entre blocs préfabriqués, un coefficient de 0.55 est pris en compte. Dans le cas du frottement entre blocs dans la partie coulée en place (poutre de couronnement), le coefficient vaut 0.6.

Les niveaux d’eau du projet sont exprimés par rapport au zéro hydrographique (ZH) :


 

Niveau d’eau côté bassin : +1,25 mZH Niveau de la nappe côté terre : +1,75 mZH

Pour le calcul des actions du à la poussée des terres et la poussée d’Archimède, je vai s considérer une géométrie simplifiée du mur de quai tout en gardant son allure générale. Le schéma qui suit montre la forme qui sera adoptée dans les calculs.


Les charges sont prises par mètre linéaire de quai. Convention de signe : sens positif vertical descendant.


Le cas de charge (G) correspond au poids propre total des blocs, de la poutre de couronnement et du remblai terrestre. Le poids propre est pris déjaugé pour la partie submergée. La densité du béton pour les blocs est prise égale à 24.5 KN/m3.

Ce cas de charge correspond à la pression totale exercée par l’eau sur les blocs. La densité de l’eau est prise égale à 10.05 KN/m3. Une dénivelée de 0.5 m est prise dans les calculs. Vu la forme géométrique du mur, la force hydrostatique sur chaque bloc est calculé conformément aux règles suivantes : 

Sur une paroi verticale :

La pression calculée au niveau de chaque point de hauteur h est égale :

Avec :



  

      

, poids volumique de l’eau de mer. La force hydr ostatique s’écrit

Sur une paroi inclinée :

Pour une paroi inclinée la force hydrostatique est divisée en poussée horizontale F H et une poussée verticale F V, avec :

            




La poussée des terres est déterminée en statique selon la théorie de CoulombRankine. Pour les parties inclinées du mur, le coefficient de poussée est donné par la formule dite de Coulomb-Poncelet :

                         

Pour les parties verticales du mur, le coefficient de poussée est donné par la formule dite de Rankine :

  

Où φ est l’angle de frottement interne du sol.

Il est pré vu pour le quai à conteneurs, une surcharge de stockage répartie de 40 KN/m².

Un po rtique à conteneurs de type over-panamax est pris en compte. La charge verticale qui en résulte est (force de vent exclue) est de 1150 KN/ml à 3,50 m de la magistrale.


Le vent se traduit par une charge horizontale de 80 KN/ml.

Dans notre cas, un bollard de 2000 KN de capacité tous les 20 m est pris en compte.

Ces vérifications sont effectuées en statique et en sismique.

Le coefficient de sécurité relatif au glissement est calculé par le rapport entre la résultante des efforts verticaux multipliée par le coefficient de frottement et la résultante des efforts horizontaux :

   

Le renversement est calculé en faisant le rapport entre les moments stabilisants et les moments déstabilisants :

 

Le coefficient de sécurité vaut le rapport entre la capacité portante effective et la capacité portante ultime calculée selon la méthode de Meyerhof :

Avec

     

 

Et B la largeur de la fondation.



est la capacité portante de la fondation et a pour expression :


c : cohésion du sol de fondation φ : angle de frottement interne du sol de fondation

Les facteurs de forme sont donnés par le tableau suivant :

Facteurs d’inclinaison de la charge :

La méthode de Bishop est utilisée pour justifier la stabilité au grand glissement.


Pour la vérification à l’ELS : G+Pa+Pt+Q+Po+V+B Pour la vérification à l’ELU : 1,35*(G+Pa+Pt) + 1,5*(Q+Po+V+B)



Coefficient de poussée :

Dû à la géométrie des blocs, le coefficient de poussée est calculé suivant l’inclinaison des différentes parties du mur : 

Parties verticales :

D’après la formule de Rankine :

   

L’angle de frottement interne du sol derrière le mur de quai est : φ = 42°

D’où : 

 

0,198

Parties inclinées :

Le coefficient de Coulomb est calculé pour ce cas :

        

Le tableau ci-dessous résume les Ka calculés pour les différentes parties du mur de quai :

25,8 °

28°

42°

0,042

-48 °

28°

42°

0,46

0°

28°

42°

0,198

37,5°

28°

42°

0,0118

Travail de fin d’études 2013 

Calcul de la résultante et du bras de levier

La résultante de la poussée des terres inclut les efforts suivants : 

Une surcharge d’exploitation de 40 KN/m²



Le poids des terres au-dessus du mur 56,17 KN/m²



La poussée des terres derrière le mur

La force de poussée des sols a pour expression à l’ELS :

       ( )  

Avec les points d’applications de ses composantes montrés dans le schéma qui suit :

A l’ELU, la poussée des terres a pour expression :

               

Les tableaux ci-dessous résument les résultats trouvés pour le mur de quai : A l’ELS :




horizontale

verticale

y

x

h*y

v*x

4,84

-6,61

17,27

10,15

83,58

-67,09

211,7

0

11,66

8,35

2468,42

0

59,22

237,52

7,83

9,89

463,69

2349,07

47,4

-64,76

3,06

9,33

145,04

-604,21

Le total des forces et des moments dus à la poussée des terres sur le mur est :



Force horizontale :

323,16 KN/m



Force verticale :

166,15 KN/m



Moment :

1482,96 KN.m

A l’ELU :

horizontale

verticale

y

x

h*y

v*x

5,31

-10,76

17,33

10,19

92,02

-109,64

302,07

0

11,72

8,35

3540,26

0

83,64

335,48

7,85

9,86

656,57

3307,83

66,42

-90,76

3,12

9,36

207,23

-849,51

Le total des forces et des moments dus à la poussée des terres sur le mur 

Force verticale :



Force horizontale :

457,44 KN/m



Moment :

2147,4 KN.m

est :

233,96 KN/m

Il s’agit de la pression totale exercée par l’eau sur les blocs. Les niveaux d’eau du projet sont exprimés par rapport au zéro hydrographique (ZH) :


Niveau d’eau côté bassin : +1,25mZH



Niveau de la nappe côté terre : +1,75mZH

Cette poussée sera décomposée en poussée horizontale et une autre verticale. 

Poussée horizontale côté bassin :

Le diagramme suivant montre les pressions horizontales de l’eau sur le mur de quai côté eau :



Poussée horizontale côté Terre

Les pressions horizontales de l’eau sur le mur de quai côté terre :


La résultante résultante de cette c ette pression p ression donne une poussée horizontale égale à :



FH=5,025 (19+1,2) = 101,5 KN/m Le point d’application d’application de cette force a pour ordonné y =



 

= 10,1 m

Le moment résultant est : M =101,5 10,1 = 1025,15 KN.m

La poussée horizontale est : Le moment résultant résultant est : M =





F H=101,5 1,35=137,02 KN/m

 

1,35=1383,95 KN.m

Poussée verticale de l’eau : l’eau :

Les tableaux suivants résument les résultats trouvés pour la poussée verticale hydrostatique.

-55,35

-74,72

2,13

-117,89

-159,15

440,28

594,37

1,23

545,10

735,89


-579,80

-782,73

9,37

-5432,72

-7334,18

353,73

477,53

9,80

3466,55

4679,84

-130,51

-176,18

9,67

-1262,03

-1703,74

Le poids propre pro pre comport comportee le poids des blocs, celui de la poutre poutr e de couronnement couro nnement ainsi que celui du remblai au-dessus de la poutre de couronnement. Le poids des parties submergées submergées est déjaugé. déjaugé. Le poids des de s blocs est déjaugé déjaugé : D’où : D’où :

  

Avec un bras de levier levie r de

.

Pour la poutre de couronnement on considère dans nos calculs le prédimensionnement suivant : L’aire de la poutre de couronnement est de 23 m² d’où: d’où:

             

Avec un bras de levier levi er de

.

L’aire du remblai au-dessus au-dessus de la l a poutre est de 15,75 15,75 m² avec avec ϒ=18KN/m3, =18KN/m3, donc :

       

Avec un bras de levier levie r de

.

En résumé :

2130

2875,5

5 ,4

11502

15527,7

563,5

760,72

5,13

2890,75

3902,5

283,5

382,7

8,55

2423.92

3272,3




1150

1725

4,3

4945

7417,5

80

120 120

23,5

1880

2820

100

150

23,5

2350

3525

A L’ELS : L’ELS :

           



Résultante des efforts efforts horizontaux :



Résultante des efforts verticaux



Coefficient de frottement : D’où



:

>

A L’ELU : L’ELU :



Résultante des efforts efforts horizontaux :



Résultante des efforts efforts verticaux :






 

A L’ELS : L’ELS :

       



Moments stabilisants :



Moments déstabilisants : D’où

>

 

>2


A L’ELU :

            | |









  

avec

Où 

> 1,5

, Et

B est la largeur d’application de la charge

A L’ELS :

                                             D’où



A L’ELU :

D’où

 

Donc

ϒ

ϒϒ

ϒ

ϒ

δ = 8,17°

                           ϒ

ϒ

ϒ

D’où

Donc A l’ELS A l’ELU

> 2,5 > 2,5


Pour la géométrie adaptée, comme montré ci-dessous, la stabilité externe est vérifiée en statique à l’ELU et à l’ELS.

Le quai est situé dans la zone 3 qui correspond à une accélération nominale de aN=0.16g. Selon les AFPS, on doit prendre en compte une action horizontale et verticale du séisme, respectivement E h et Ev. La poussée des terres devient dynamique (P td) et il faut prendre en compte des pressions hydrodynamiques (W stp : pression hydrodynamique dans les sols voir article 16.442 AFPS90 et W stb : pression hydrodynamique en mer voir article 16.45 AFPS90). Les surcharges quant à elles, sont multipliées par un coefficient 0,8 en cas de séisme.

Ce cas de charge correspond aux charges horizontales d’inertie provoquées par le séisme. Pour ce qui concerne l’étude des quais en blocs au séisme, on adopte le coefficient sismique de l’AFPS, soit :

Avec :

 



aN = 0.16g l’accélération nominale sismique



Z : coefficient d’amplification topographique ( Z=1)



K : coefficient tributaire du type de l’ouvrage ainsi que la nature du site. Le coefficient K est donné par l’AFPS 90 Pour notre cas K=0,5 : Site1+Mur poids


L’action sismique horizontale Eh se calcule par :

Avec

    

 



W = m g : le poids de la structure



Pour notre cas





= 238,18 KN/m

Mh =

Ce cas de charge correspond aux charges verticales d’inertie provoquées par le séisme. On prendra conformément aux AFPS un coefficient sismique vertical σv = 0,4 σ h=0,032 L’action sismique verticale EV se calcule par :

 





    M V =


Ce cas de charge sera considéré, comme dans le cas statique, lors de la vérification des quais adossés au remblai. Il correspond à la poussée dynamique du remblai à l’arrière des blocs.

ϕ

ϕ

On considère un angle de frottement interne pour le remblai, et une obliquité nulle de la poussée sur le mur (δ = /3). L’angle θ que fait la verticale avec la résultante des forces massiques appliquées au terrain situé derrière l’écran vaut : 

Pour un séisme ascendant :



Pour un séisme descendant :

     

Le coefficient de poussée dynamique se calcule au sens de la théorie de Mononobe Okabé en considérant le poids déjaugé du remblai pour la partie sous nappe :


Le supplément de poussée hauteur du mur.

  

est supposé appliqué à 0.6 fois la

Le coefficient dynamique de poussée pour le mur de quai se présente comme suit :

  La pression dynamique est calculée au niveau de chaque point de hauteur h par : 

           


D’où les résultats suivants :   



Supplément de poussée horizontal : Supplément de poussée vertical : Moment dû au supplément de poussée :

Les efforts totaux dus à la poussée dans le sol, considérés dans le cas sismique sont :   

Poussée horizontale : poussée verticale : moment :



       

Donc les efforts considérés sont :

       


D’où les résultats suivants :    

Supplément de poussée horizontal : Supplément de poussée vertical : Moment dû au supplément de poussée :

Les efforts totaux dus à la poussée dans le sol, considérés dans le cas sismique sont :   

Poussée horizontale : poussée verticale : moment :



Elle sera modélisée à l’aide d’une pression pseudo -dynamique équivalente conformément à l’article 16.442 de l’AFPS :

     √     

(16)

Elle a pour intensité :

Son point d’application se situe à la cote 0.6h au-dessous du niveau de la nappe.

  

Surpression Hydrodynamique W stp = 77,3KN/m Bras de levier 8,12m Moment 627,67 KN.m

Travail de fin d’études 2013 

Elle sera modélisée à l’aide d’une pression statique équivalente conformément à l’article 16.45 de l’AFPS :

      √ 

(17)

   

Cette pression considère les dépressions hydrodynamiques consécutives à la mise en oscillation du plan d’eau. Elle a pour i ntensité :   

dépression Hydrodynamique W stb = 183,86 KN/m Bras de levier 7,92 m Moment 1456,17 KN.m

Lorsque le terre-plein supporte une surcharge uniforme s, en faisant l’hypothèse que celui-ci subit les mêmes effets au cours du séisme que le prisme du sol, on a :

La poussée dynamique supportée par le mur est composée de deux termes : 



la poussée statique appliquée à h/2 le complément de poussée dynamique

La surcharge à considérer est : 

Une surcharge d’exploitation de 40 KN/m²

appliqué à 2/3h est donné par :




Calcul du complément de poussée :

     



Cas séisme ascendant :



Cas séisme descendant :

   

Les efforts totaux dus aux surcharges sont :  

Force verticale :



Force horizontale :



Moment :



Force verticale :



Force horizontale :




Moment :

En cas de séisme, on adopte la combinaison suivante, vis-à-vis de laquelle on doit justifier les coefficients de sécurité spécifiques : 

Combinaison sismique

     





G : poids propre

Ar : Poussée hydrostatique de l’eau, même poussée calculée en cas statique



Pdyn : Poussée dynamique des terres



Eh : Action sismique horizontale



Ev : Action sismique verticale



Wstp: Pression hydrodynamique dans les sols



Wstb : Pression hydrodynamique côté bassin



Sdyn : surcharge dynamique

La pondération de 0,8 sur les surcharges d’exploitation est celle des AFPS 90 (article 8.122). Celle de 0,4 est stipulée à l’article 16.51 de l’AFPS 90.

On rappelle ci-dessous les coefficients de sécurité exigés par les Spécifications Techniques dans le cas sismique:





Sécurité au glissement 1,5



Sécurité au renversement 1,3



Capacité portante 1,5

Cas séisme ascendant 

Résultante des efforts horizontaux :

 


Résultante des efforts verticaux : V = 3085,61 KN






Cas séisme descendant 

  

1025,11 KN

Résultante des efforts verticaux : V = 3237,92 KN



Coefficient de frottement :

 

Cas séisme ascendant Moments stabilisants :



Moments déstabilisants :







Où

 

avec







10807,64 KN.m

> 1,3



17199,61 KN.m 10410,28 K.Nm

> 1,3

    | | Et


            


16816,67 KN.m

 

Cas séisme descendant

  

> 1,5

 



D’où



> 1,5



D’où



 


D’où



 


  

D’où


                            







D’où

 

ϒ

ϒϒ

ϒ

ϒ

δ = 8,17°

Donc

                        ϒ

ϒ

ϒ

D’où

 

Cas séisme ascendant Cas séisme descendant

 

> 1,5 > 1,5

La stabilité globale du quai est vérifiée dans le cas sismique ascendant et descendant.

La stabilité du mur de quai vérifiée dans le cas de la verticalité du mur de quai, nous allons vérifier ci-après la stabilité du mur de quai dans le cas réel du tassement de la couche de réglage déjà évoquée. Le tassement du ballast provoque une inclinaison du mur de quai d’un angle 1°, par rapport à la verticale, vers le côté terre. Le calcul des efforts totaux (effort vertical V’ et effort horizontal H’), et des moments ( moment stabilisant Ms’ et moment déstabilisant M d’) est basé sur les valeurs déjà trouvées des efforts et moments (H, V, M s et Md ). Ainsi :






L’effort vertical par rapport à la surface :



L’effort horizontal par rapport à la surface :



Le moment stabilisant :



Le moment déstabilisant :

           

Le calcul des facteurs de sécurité est résumé dans le tableau suivant avec une comparaison avec ceux retrouvés dans le cas du mur de quai vertical :

2

2

2

2

2,5

2,5

2

2

1,5

1,5

2

2

1,5

1,5

1,3

1,3

1,5

1,5

Séisme ascendant Séisme descendant

Le détail des résultats de calcul est exposé en annexe.


La stabilité du mur de quai est vérifiée dans le cas d’une inclinaison d’un angle vers le côté terre. En effet les coefficients de sécurité retrouvés dans ce cas sont supérieurs à ceux calculés dans le cas du mur de quai vertic al.



,

Le control au grand glissement est effectué à l’aide de la méthode Bishop. Les calculs sont effectués à l’aide du programme de calcul Geo-Slope. Ce logiciel s’appuie sur les méthodes classiques d’analyse de stabilité par surfaces de rupture potentielle. On étudie par conséquent l’équilibre d’une masse de sol circonscrit d’une part par la surface de rupture circulaire ou polygonale en utilisant la méthode de Bishop.


24.5

24.5

0

10000

18

20

32

0

19

21

42

0

22

22

32

50

19

21

42

0


37.5 37.5 39.5

50 50 50

0.08 0.08

1150 80 100

90 180 180

-0.032 0.032


50

filtre

45

40

béton épaulemnt

n o i t a 35 v e l E

30

ballast

25

20

pélite 15

10

5 10

15

20

25

30

35

40

Distance

45

50

55

60

65

70


La stabilité du mur de quai face au grand glissement est vérifiée puisque tous les facteurs de sécurité retrouvés sont supérieurs à 1,5.


La construction du mur de quai en bloc pour le projet du port Tanger Med II s’avère être sujette à différentes contraintes, que nous avons essayé d’analyser afin de trouver des améliorations. D’une part, la forme géométrique spéciale du mur de quai, favorise le tassement de la couche de réglage. Ce tassement provoque une inclinaison de 1° par rapport à la verticale, du mur vers le côté terre. Cependant l’étude de stabilité que nous avons menée, montre que cet état stabilise l’ouvrage. D’autre part, la difficulté rencontrée pour assurer l’alignement des blocs de base, est diminuée par la variante du plomb que nous avons proposé et qui est moins sensible aux effets des courants marins. Quant au phénomène du retrait thermique, observé après le coulage de quelques massifs de la poutre de couronnement, peut être diminué de façon considérable par différentes méthodes. Toutefois l’isolation du béton à l’aide de polystyrène, après le décoffrage, s’avère être une solution permettant de préserver les performances du béton et aussi sa composition. Finalement la vérification de l’effet des porte-à-faux des blocs supérieurs, au niveau structurel et aussi au niveau des différents critères de stabilité nous prouve que même avec la géométrie modifiée du mur, la stabilité est assurée.























  

Poids du béton G de densité 24.5 kN /m3 Surcharge d’exploitation 40 kN/m2 Poids du sol avec une densité 19 kN/m 3

La charge distribuée sur le porte à faux est :



                

Le moment résultant sur le porte à faux (cas d’une poutre encastrée sur un seul côté) :

                                          

La contrainte maximale dans le porte à faux du bloc J, due au moment de flexion :

Et alors




L’effort tranchant dans le bloc J :

                     

La contrainte due à l’effort tranchant est :

Et alors


Les formules utilisées pour la vérification de la stabilité du mur de quai pour ce cas, sont basées sur les calculs réalisés dans le cas vertical du mur de quai : 

L’effort vertical par rapport à la surface inclinée :



L’effort horizontal par rapport à la surface inclinée :



Le moment stabilisant :



Le moment déstabilisant :

           

Avec ε est l’angle d’inclinaison du mur par rapport à la verticale, et H, V, M s et Md les valeurs des efforts et moments retrouvés dans le cas du mur de quai vertical. a) Sécurité au glissement 

A L’ELS :

                     






Résultante des efforts verticaux






A L’ELU :

:






Résultante des efforts verticaux :

>


Coefficient de frottement :

 

 

D’où

>

b) Sécurité au renversement 

A L’ELS :

        







 

D’où



A L’ELU :

              | |







> 1,5

c) Capacité portante 

  

Où 

>2

avec

, Et


A L’ELS :

                                      D’où



A L’ELU :

D’où

 

ϒ

ϒϒ

ϒ

ϒ

δ = 8,17°


Donc

                           ϒ

ϒ

ϒ

D’où

Donc A l’ELS A l’ELU

> 2,5

> 2,5

Calcul des coefficients de frottement en dynamique dans le cas de l’inclinaison du mur de quai : a) Sécurité au glissement 

Cas séisme ascendant




Résultante des efforts verticaux : V’ = 3102,00 KN






    




 

> 1,5

  


968,44 KN



Résultante des efforts verticaux : V’ = 3255,31 KN




 

> 1,5

b) Sécurité au renversement 


 







 

16905,99 KN.m 10224,75 KN.m

> 1,3







 

D’où

c) Capacité portante 

  

avec

Où



17291,98 KN.m 9834,78 KN.m

> 1,3

    | | Et


             








  

D’où


                           







D’où

 

ϒ

ϒϒ

ϒ

ϒ

δ = 8,17°

Donc

                        ϒ

ϒ

ϒ

D’où







 

> 1,5

> 1,5


60

2.951

55

50

filtre

45

40

béton épaulemnt


30

ballast

25

20

pélite 15

10

5 10

15

20

25

30

35

40

Distance

45

50

55

60

65

70


 60

2.490

55

50

filtre

45

40

béton épaulemnt


30

ballast

25

20

pélite 15

10

5 10

15

20

25

30

35

40

Distance

45

50

55

60

65

70


 60

2.420

55

50

filtre

45

40

béton épaulemnt


30

ballast

25

20

pélite 15

10

5 10

15

20

25

30

35

40

Distance

45

50

55

60

65

70

Rapport Pfe El Fatoiki

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