etudes d’execution et suivi du chantier de …

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ETUDES D’EXECUTION ET SUIVI DU CHANTIER DE

L’AMENAGEMENT DU MARIGOT KADIOGO À

L’AMONT DU CANAL DU MOGHO NAABA

MEMOIRE POUR L’OBTENTION DU

MASTER EN SCIENCE D’INGENIERIE DE L’EAU ET DE

L’ENVIRONNEMENT

OPTION : GENIE CIVIL ET HYDRAULIQUE

------------------------------------------------------------------

Présenté et soutenu publiquement le 17 Janvier 2017 par :

Imer Jesly DEGBEY

Travaux dirigés par :

Dr. David L.BELLO Enseignant - Chercheur ;

PhD en Génie Civil

Dr. Adamah MESSAN Enseignant - Chercheur

Chef du laboratoire Eco-Matériau de

Construction-2iE

Yves Parfait BADIEL Directeur des travaux à

COGEB Internationale

Jury d’évaluation du stage :

Président : Dr Adamah MESSAN

Membres et correcteurs : Dr. David BELLO

Célestin OVONO

Cheick SORE

Yves P. BADIEL

Promotion 2015 - 2016

Etude d’exécution et suivi du chantier de l’aménagement du marigot kadiogo à l’amont du

canal du Mogho Naaba

Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page i

DEDICACES

Honneur et gloire à l’éternel, qui m’assiste dans ma vie.

Je dédie ce mémoire à :

- mon père Jean-Baptiste DEGBEY ;

- ma mère Cécile DOSSOU ;

- à tous mes frères et sœurs ;

- tous mes parents dont les noms n’ont pas pu être cités, je leur adresse toute ma

reconnaissance.



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page ii

REMERCIEMENTS

Nous ne saurons débuter ce travail sans adresser nos sincères remerciements à :

- Monsieur Issa LANKOANDE pour son intégrité et sa disponibilité ;

- Monsieur Ives P. BADIEL pour son aide précieuse et son intérêt à suivre mon travail ;

- Monsieur Ossée G. QUENUM pour son soutien ;

- Dr David L. BELLO, qui a consacré son temps et son énergie pour le suivi de mon

travail ;

- Dr Adamah MESSAN, qui m’a toujours inspiré et encadré ;

- tout le personnel de COGEB Internationale, pour leur sympathie et le bon

environnement de travail dans lequel ils m’ont mis ;

- mes amis et camarades de classe au 2iE qui, pendant mes trois années de formation

m’ont soutenus et ont été une source d’inspiration pour moi ;

- tous ceux ou celles dont les noms n’ont pas été cités et qui ont contribués d’une manière

ou d’une autre à la rédaction de ce document.



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page iii

RESUME

Le présent projet s’inscrit dans le cadre de l’étude d’exécution et du suivi des travaux

d’aménagement du marigot Kadiogo sur son tronçon amont au canal Mogho Naaba. L’analyse

des calculs hydrologiques et hydrauliques de l’avant-projet détaillé a permis de proposer des

variantes des biefs du canal. La proposition des valeurs de vitesses et de pentes modérées

permettra d’optimiser les mouvements de terre. Le calcul de revanche est intégré pour assurer

un bon fonctionnement de l’ouvrage à plein débit.

Le franchissement assurant le prolongement de la rue 7.38 a été justifié aux B.A.E.L.

par la méthode simplifiée de la poutre unitaire. Il est de type dalot cadre 5 x 4 x 2,5 m et se situe

sur le dernier bief du projet. Les résultats sont comparés avec les résultats issus du calcul

numérique du logiciel PICF Cype Ingenieros 2014®. Compte tenu du croisement des talus du

collecteur avec l’ouvrage, nous proposons des murs en retours comme ouvrages de tête afin de

favoriser la transition du débit en crue entre les deux ouvrages. Le coût du franchissement

s’élève à 73.484.305 francs CFA hors taxes.

L’analyse de la méthodologie utilisée pour les travaux de terrassement dans l’emprise

du bassin de rétention révèle que les objectifs de mouvement de terre prévus par le planning

d’exécution ne sont pas atteints. Le suivi de chantier a été fait sur les travaux de terrassement.

L’observation des pelles hydrauliques sur 37 jours et les informations des constructeurs

permettent d’établir des modèles de production acceptables.

Les comparaisons entre les productions réelles et modèles révèlent que le nombre

optimum d’engin de transport n’est souvent pas affecté aux pelles. Nous proposons des

solutions pour l’optimisation des procédés. Les machines et les distances de transport sont

étudiées de manière détaillée pour atteindre les productions maximales.

Mots clés

✓ Dalot cadre

✓ Hydraulique à surface libre

✓ Mur de soutènement

✓ Production horaire

✓ Pelle hydraulique



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page iv

ABSTRACT

The present project concerns implementation study and site supervision work of

Kadiogo backwater calibration on her stump over Mogho Naaba canal. Hydrology and

hydraulic analysis of wheatstone project is made to suggest a new bay cross sections of

calibration. Those proposals involve few velocity and longitudinal slopes on canals which

permit to optimize earthworks. Supplementary freeboard calculation is used to assume good

flow operating.

Street 7.38 crossing culvert is justified on L.S.D.R.C. standards with equivalent frame

method. It is located on the project last bay with 5*4*2.5 boxes. The results are compared with

numerical calculation of Cype ingénieros ©. Because of crossing canal, wing returned walls are

used for flow translation on both structures. The culvert realisation work cost $120,472 over

taxes.

The analysis of earthwork methodologies on the holding pound zone stated that

earthwork goals are not reach. Site supervision works are based on earthworks. The looking out

of 37 working days of hydraulic hoes and the machine conceptor informations permit to

establish acceptable production models.

Comparison between real and model productions state that required truck and hauling

equipment is not often earmark. We purpose optimisation of processes. The machines and

hauling distances are detailed studied to reach maximal productions.

Key-words

✓ Boxed hydraulic culvert

✓ Open Channel hydraulic

✓ Retaining wall

✓ Hourly production

✓ Hydraulic hoe



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page v

SOMMAIRE

DEDICACES .............................................................................................................................. i

REMERCIEMENTS .................................................................................................................. ii

RESUME ................................................................................................................................... iii

ABSTRACT .............................................................................................................................. iv

SOMMAIRE .............................................................................................................................. v

LISTE DES SIGLES ET ABREVIATIONS .......................................................................... viii

LISTE DES TABLEAUX ......................................................................................................... ix

LISTE DES FIGURES .............................................................................................................. xi

INTRODUCTION .................................................................................................................... 12

CHAPITRE I: PRESENTATION ET SITUATION DU PROJET .......................................... 13

I. Contexte du projet ..................................................................................................... 13

I.1. Problématique ........................................................................................................ 13

I.2. Objectifs du projet .................................................................................................. 13

II. Présentation du projet ................................................................................................ 14

II.1. Situation géographique du projet ....................................................................... 14

II.2. Milieu récepteur du projet .................................................................................. 14

III. Diagnostic de l’existant ............................................................................................. 15

III.1. Etat des lieux et nécessité de construction de l’ouvrage .................................... 15

III.2. Origines et conséquences des dégradations ....................................................... 16

III.3. Approches de solution ........................................................................................ 16

IV. Etude topographique et conception de l’ouvrage ...................................................... 17

CHAPITRE II: CALCULS HYDROLOGIQUES ET HYDRAULIQUES ............................. 18

I. Analyse de l’hydrologie de la zone d’étude .............................................................. 18

I.1. Vérification de l’homogénéité des données ........................................................... 18

I.2. Ajustement statistique de la pluie .......................................................................... 19



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page vi

II. Fonction de transfert et estimation des débits ........................................................... 19

III. Dimensionnement et études comparatives des solutions proposées .......................... 21

III.1. Bilan sur les calculs de l’avant-projet détaillé ................................................... 21

III.2. Dimensionnement hydraulique des biefs du canal principal .............................. 22

Profondeur normale .......................................................................................................... 22

Nombre de Froude ............................................................................................................ 22

CHAPITRE III: CALCUL BETON ARME DU FRANCHISSEMENT DE LA RUE 7.38 ... 24

I. Analyse multicritère de la conception et proposition de solution ............................. 24

I.1. Caractéristiques d’ensemble de l’ouvrage ............................................................. 24

I.2. Conception générale de l’ouvrage ......................................................................... 26

II. Hypothèses de calcul ................................................................................................. 27

III. Principe de calcul des efforts et sollicitations ........................................................... 29

III.1. Evaluation des charges permanentes sur l’ouvrage ............................................ 29

III.2. Evaluation des charges variables sur l’ouvrage ................................................. 30

IV. Calcul du module de l’ouvrage .................................................................................. 34

V. Calcul des ouvrages de tête ....................................................................................... 36

VI. Calcul numérique de l’ouvrage et comparaison des résultats .................................... 40

VI.1. Présentation du logiciel ...................................................................................... 40

VI.2. Données d’entrée et de sortie ............................................................................. 40

VI.3. Résultats obtenus ................................................................................................ 41

VI.4. Récapitulatifs et analyses comparatives sur les ferraillages ............................... 41

CHAPITRE IV: ANALYSE DES METHODOLOGIES ET OPTIMISATION DES

PROCEDES A L’EXECUTION .............................................................................................. 44

I. Matériaux, distances, et matériels.............................................................................. 44

I.1. Caractéristiques des matériaux .............................................................................. 44

I.2. Caractéristiques du matériel de transport ............................................................... 44

I.3. Evaluation de la capacité des engins ...................................................................... 45



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page vii

I.4. Evaluation des distances de transport .................................................................... 45

II. Analyse de la méthodologie et des écarts .................................................................. 46

II.1. Analyse de la méthodologie ............................................................................... 46

II.2. Précision des modèles ........................................................................................ 47

III. Mise au point des modèles de calcul ......................................................................... 47

III.1. Modèle basé sur les cycles typiques des pelles .................................................. 47

III.2. Modèle basé sur les cycles des engins de transport ........................................... 48

IV. Evaluation de la productivité du chantier .................................................................. 49

IV.1. Observations et suivi de chantier ....................................................................... 49

IV.2. Point sur la productivité du chantier .................................................................. 50

IV.3. Analyse des données collectées .......................................................................... 51

IV.4. Actualisation du planning d’exécution ............................................................... 54

IV.5. Perspectives d’optimisation des procédés .......................................................... 54

CHAPITRE V: ESTIMATION DES QUANTITES ET DES COUTS POUR LE DALOT ... 57

I. Calcul des volumes de béton et approximation des quantités d’agrégats.................. 57

II. Détermination des quantités d’acier .......................................................................... 57

III. Estimation du coût de l’ouvrage de franchissement .................................................. 58

CONCLUSION ........................................................................................................................ 59

BIBLIOGRAPHIE ................................................................................................................... 60

ANNEXES ............................................................................................................................... 61



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page viii

LISTE DES SIGLES ET ABREVIATIONS

2iE Institut International d’Ingénierie de l’Eau et de l’Environnement

A.P.D. Avant-Projet Détaillé

B.A.E.L. Béton Armé aux Etats Limites

BCEOM Bureau Central d’Etudes pour les Equipements d’Outre-Mer

COGEB Construction Générale du Burkina

ELS Etat limite de Service

ELU Etat Limite Ultime

FP Fissuration Préjudiciable

FPP Fissuration peu Préjudiciable

HA Haute Adhérence

RDM Résistance des Matériaux

SHF Section Hydrauliquement Favorable

SETRA Service d’Etude Technique des Routes et Autoroutes

TDR Terme de Référence



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page ix

LISTE DES TABLEAUX

Tableau 1: Récapitulatif de l'analyse fréquentielle .................................................................. 19

Tableau 2:Récapitulatif des calculs de débit ............................................................................ 21

Tableau 3: Récapitulatif des calculs hydrauliques comparatifs ............................................... 23

Tableau 4::Domaine d’emploi des différents types d’ouvrages. Source : CONCEPTION DES

PONTS Anne BERNARD GELY et Jean Armand CALGARO ............................................. 24

Tableau 5:Résultat de l'étude multicritères .............................................................................. 25

Tableau 6:Récapitulatif du dimensionnement hydraulique du dalot ........................................ 26

Tableau 7:Prédimensionnement des goussets .......................................................................... 27

Tableau 8:caractéristiques de béton ......................................................................................... 28

Tableau 9:Caractéristiques de l'acier ........................................................................................ 28

Tableau 10: Caractéristiques des remblais ............................................................................... 29

Tableau 11:Paramètres de description de l'ouvrage ................................................................. 29

Tableau 12: Résultats des calculs de descente des charges ...................................................... 30

Tableau 13: Dimensions des rectangles de répartitions en fonction des roues du système B .. 31

Tableau 14: Récapitulatif sur les calculs des charges linéaires du système B ......................... 32

Tableau 15:Récapitulatif des charges sur le tablier .................................................................. 33

Tableau 16: Récapitulatif des charges sur le radier .................................................................. 33

Tableau 17:Combinaisons d'action sous sollicitations maximales ........................................... 34

Tableau 18:Récapitulatif des sections d'acier obtenues ........................................................... 35

Tableau 19:Sollicitation à l'ELU du piédroit intermédiaire ..................................................... 35

Tableau 20:Sollicitations du piedroit de rive ........................................................................... 36

Tableau 21:Récapitulatif du pré dimensionnement du mur en aile .......................................... 37

Tableau 22:Caractéristiques du remblai et du sol de fondation ............................................... 38

Tableau 23:Récapitulatif des facteurs de sécurité .................................................................... 39

Tableau 24:Récapitulatif des moments et sections d'aciers du mur en aile ............................. 40

Tableau 25: Valeurs de charges majorées entrées dans Cype .................................................. 40

Tableau 26:Définition des moments selon Cype ...................................................................... 41

Tableau 27: Récapitulatif des ferraillages ................................................................................ 42

Tableau 28:Caractéristiques des engins de transports .............................................................. 45

Tableau 29: Récapitulatif des résultats des modèles ................................................................ 49

Tableau 30: Extrait du récapitulatif des productions de la V33 ............................................... 51

Tableau 31: Volumes totaux journaliers .................................................................................. 54



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page x

Tableau 32:Analyse combinée nombre de godet-nombre de camion-production maximale ... 55

Tableau 33:Positions accrues dans le creusage intensif ........................................................... 56

Tableau 34:Calcul des quantités d'agrégats pour le dalot ........................................................ 57

Tableau 35: Récapitulatif du ferraillage des murs en retour ................................................... 57

Tableau 36: Récapitulatif du ferraillage du module. cf Annexe A5 ......................................... 58

Tableau 37:Coût hors taxes du dalot ........................................................................................ 58



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page xi

LISTE DES FIGURES

Figure 1: Carte de situation de la zone du projet ...................................................................... 14

Figure 2: Erosion des berges en début de canal ....................................................................... 15

Figure 3: dégradation du dalot au croisement avec le boulevard Tensoaba à son aval ............ 15

Figure 4:Fin du canal- nécessité d'aménagement ..................................................................... 16

Figure 5: Graphique résultat de la méthode des moyennes mobiles ........................................ 18

Figure 6: Organigramme de calcul des débits et des hauteurs d'eau pour un réseau

d'assainissement ....................................................................................................................... 20

Figure 7:schéma du profil en travers d'un bief ......................................................................... 22

Figure 8:Diffusion d'une charge localisée P sur le plan moyen d'une dalle ............................. 31

Figure 9:Chargement défavorable sous Bc .............................................................................. 32

Figure 10: Chargement défavorable sous Bt ............................................................................ 32

Figure 11:Schéma statique général de l'ouvrage ...................................................................... 33

Figure 12: Schéma statique model du radier et du tablier ........................................................ 34

Figure 13:Schéma statique sous charges permanentes des piédroits de rive ........................... 36

Figure 14:Schéma statique sous charges variables des piédroits de rive ................................. 36

Figure 15:Disposition des murs en aile prévu par l'APD ......................................................... 37

Figure 16:Disposition de mur en retour proposée .................................................................... 37

Figure 17: Schéma statique du mur en retour .......................................................................... 38

Figure 18:Schéma statique de calcul à la stabilité interne ....................................................... 39

Figure 19: Simulation des distances de transport allant à zone de dépôt n°3 : distance1,93 km

.................................................................................................................................................. 46

Figure 20: Pelle hydraulique en attente. Les engins de transport déterminent la production .. 50

Figure 21: Passage des engin de transport non amélioré: augmentation de la résistance au

roulement .................................................................................................................................. 50

Figure 22: Vue en phase de travail : pelle en excavation dans de mauvaises conditions ........ 50

Figure 23:Diagramme des productions journalières de la V33 ................................................ 52

Figure 24:Diagramme des productions horaires de la V33 ...................................................... 52

Figure 25:Diagramme des productions maximales journalières .............................................. 52

Figure 26:Diagramme des productions horaires de la V34 ...................................................... 52

Figure 27:Analyse des engins de transport affectés par pelle .................................................. 53



Rédigé par Imer J. DEGBEY Promotion 2015-2016 Page 12

INTRODUCTION

L’être humain dans son évolution a toujours cherché à rendre son environnement sain.

Il s’est focalisé premièrement sur les eaux usées et ensuite sur l’assainissement pluvial. La

densification progressive de l’urbanisme dans les grandes villes induit dans la plupart des cas

une augmentation des taux d’imperméabilisation des sols. Les écoulements deviennent plus

importants et on assiste à la naissance de problèmes sanitaires et sécuritaires en saisons

pluvieuses. Il survient alors un problème de maîtrise des eaux de ruissellement.

Le Burkina Faso connait un essor dans l’amélioration des conditions environnementale,

socioéconomique et sanitaire des populations. Des mesures sont prises pour la régularisation,

l’évacuation des eaux pluviales et la réduction des risques et catastrophes associés aux

ruissèlements. Dans cette optique, quatre principaux marigots de la ville de Ouagadougou ont

été totalement ou partiellement aménagés en canaux revêtus en béton armé.

Le présent mémoire traite de l’« étude d’exécution et du suivi du chantier de

l’aménagement du marigot Kadiogo à l’amont du canal du Mogho Naaba ». Il porte sur

l’affinement des études d’Avant-Projet et de l’optimisation des procédés à l’exécution.

Le présent rapport est structuré en cinq chapitres. Au premier chapitre, nous ferons une

présentation du projet. Au deuxième, nous présenterons l’étude hydrologique et analyserons les

calculs hydrauliques. Au troisième, nous proposerons une étude comparative de

dimensionnement d’un franchissement de type dalot. Au quatrième chapitre, nous analyserons

les méthodologies d’exécution en phase chantier pour l’optimisation des procédés. Enfin au

dernier chapitre, nous présenterons l’étude quantitative et estimative de l’ouvrage de

franchissement étudié.




CHAPITRE I: PRESENTATION ET SITUATION DU PROJET

I. Contexte du projet

I.1. Problématique

Le secteur de l’assainissement au Burkina Faso fait face à différents défis dont

principalement :

-l’insuffisance d’infrastructures adéquates pour la gestion des eaux usées et des

déchets liquides dangereux ;

-la faiblesse du réseau d’évacuation des eaux pluviales ;

-l’absence de stratégies d’évacuation des eaux pluviales pour appuyer les

schémas directeurs d’assainissement déjà élaborés.

A la demande des autorités burkinabé, la Banque Africaine de Développement soutient

la mise en œuvre du « Projet d’assainissement des quartiers périphériques de la ville de

Ouagadougou ». Ce projet vise la facilitation de l’évacuation des eaux pluviales et

l’amélioration de la gestion des déchets solides. Sa composante assainissement pluvial est

focalisée principalement sur l’aménagement de la partie amont du Marigot Kadiogo longue de

4,7 km. Elle vise la régulation de l’évacuation des eaux de ruissèlement vers leur exutoire. Le

lit du marigot dans sa partie aval avait été calibré en canal bétonné au début des années 1970 et

nommé canal du Mogho Naaba. Une étude d’avant-projet détaillé et élaboration de dossier

d’appels d’offres a été effectuée à la demande de la commune de Ouagadougou. La fiche de

synthèse du projet est présentée à l’annexe A.1.1.

I.2. Objectifs du projet

Objectif global

L’objectif général du projet est de contribuer à l’amélioration des conditions de vie des

populations ainsi qu’à la préservation de l’environnement à travers la facilitation de

l’évacuation des eaux pluviales.

Les objectifs spécifiques sont :

- construction de canaux d’évacuation des eaux pluviales ;

- construction d’un bassin de rétention pour l’écrêtement des crues ;

- construction des ouvrages de franchissement.




II. Présentation du projet

II.1. Situation géographique du projet

Le projet est localisé au Burkina Faso, pays de l’Afrique de l’Ouest, situé entre 9°20’ et

15°05’ de latitude Nord et 5°20’ de longitude Ouest et 2°3’ de longitude Est. C’est un pays

relativement plat. Etant à une altitude moyenne de 400 m, il est constitué principalement de

plateaux et de collines. Bien que situé en grande partie dans la zone aride du sahel, c’est un

pays « rivière » avec un dense réseau hydrographique [1]. La situation de la zone du projet est

présentée à la figure 1.

Figure 1: Carte de situation de la zone du projet

Le projet s’étend dans la partie centre sud de la ville de Ouagadougou, capitale

administrative du pays. Il débute au croisement de la rue Liwaga avec le marigot non loin du

lycée Universalis et prend fin au canal existant du Mogho Naaba au droit du stade René

Monory. La carte de situation du projet est présentée à l’annexe A.1.2.

II.2. Milieu récepteur du projet

L’emprise dans laquelle coule le marigot à l’état naturel a été prévue comme espace vert

dans le schéma d’urbanisation de la ville sur une superficie de 77,2 hectares. On note une

végétation quasi inexistante se résumant à des plantations d’eucalyptus et des vergers de

superficies réduites.




Le cumul de l’espace arboré n’excède pas cinq hectares. Dans la zone d’implantation

du canal, le sol est essentiellement constitué de silt sablo-argileux de couleur variable jusqu’à

1,5 m au-dessus des berges. Au-delà, on note la présence de sols ferrugineux. L’inspection

visuelle des puits dans la zone du bassin de rétention, fait ressortir que les points hauts sont

essentiellement en carapace ou grave latéritique reposant sur les altérites argileuses.

III. Diagnostic de l’existant

III.1. Etat des lieux et nécessité de construction de l’ouvrage

Sur le bassin versant de ce tronçon non aménagé, le système de drainage est assuré par

un réseau de caniveaux secondaires et tertiaires. Les ouvrages de franchissement existant sont

constitués pour la plupart de dalots cadres. Nous présentons en annexe A.1.3., un récapitulatif

de tous les franchissements du projet. Au total, quatre passerelles piétonnes et deux dalots

cadres sont à construire. Un diagnostic de l’état structurels des ouvrages existants n’a pas été

effectué. Il a été conclu sur la base des visites sur terrain et des observations visuelles, que les

ouvrages existant présentaient des états structurels acceptables.

Le marigot dans son état naturel est sujet à des érosions de ses berges. En début de

projet, des habitations bordent le cours d’eau et on note un rétrécissement du lit du marigot

comme le montre la figure 2. Le lit du marigot constitue par endroit des lieux de dépôt des

ordures des riverains. Certains ouvrages de franchissement du marigot sont menacés par des

érosions en aval et des encombrements de dépôts d’ordures ménagères à leur amont comme

montré à la Erreur ! Argument de commutateur inconnu..

Figure 3: dégradation du dalot au croisement

avec le boulevard Tensoaba à son aval Figure 2: Erosion des berges en début de canal




A la jonction du marigot avec le canal existant, on note une stagnation et des dépôts des

déchets solides en suspension sur l’eau comme l’indique la figure 4.

Figure 4:Fin du canal- nécessité d'aménagement

Le projet est situé dans les arrondissements n°1 et 6 de la ville de Ouagadougou. Selon

le Plan d’Indemnisation et de Réinstallation (PIR) réalisé par la Banque Africaine de

Développement (Novembre 2009), ces arrondissements sont peuplés d’environ 310360

habitants. La densité de la population dans cette zone est estimée à 67 habitants/hectare. Ce qui

est largement supérieur à la densité moyenne de la ville qui est de 38 habitants/hectare. Cette

forte densité s’explique par l’existence d’une zone d’habitat spontané non loin du bassin de

rétention.

III.2. Origines et conséquences des dégradations

Outre le facteur de l’imperméabilisation des sols, les dégradations du marigot sont dues

aux interventions dans son emprise. Nous notons principalement le prélèvement de matériaux

dans son lit. Ce qui entraine des érosions régressives et des érosions des berges détruisant son

pavage naturel. Les érosions régressives au niveau des ouvrages de franchissement sont dues à

une mauvaise maintenance des ouvrages de tête.

III.3. Approches de solution

L’urbanisation ayant atteint les berges du cours d’eau (limite de concessions située

parfois à moins de 25 m du lit mineur), il est indispensable d’opter pour un aménagement

assurant un meilleur usage de la bande verte, emprise d’évacuation des eaux. La solution

principale est le calibrage du lit.




IV. Etude topographique et conception de l’ouvrage

Le canevas du levé s’est basé sur une polygonale référée à des bornes connues dans

l’emprise du projet. La polygonale est composée de vingt-sept sommets calculés et compensés.

Les profils en travers ont été créés tous les 20 m environ. Ces profils définissent les talus des

cours d’eau, les points sur les berges et éventuellement les axes aux endroits repérés comme

inondables. Le profil en travers type de l’ouvrage est présenté à l’annexe A.1.4. Les données

de terrain collectées ont été traitées à l’aide des logiciels COVADIS TOPO©, et AutoCAD©.

La réalisation du bassin de rétention a été faite en période de pluie. La construction d’un

canal de déviation a donc été adoptée. Ce nouvel ouvrage constituant un avenant a été construit

pour dévier l’écoulement du marigot hors de l’emprise des travaux.




CHAPITRE II: CALCULS HYDROLOGIQUES ET HYDRAULIQUES

Les calculs dans ce chapitre sont faits pour la phase d’exécution. Il faut noter que des

études hydrologiques et hydrauliques ont été déjà effectuées à l’étape d’Avant-projet. Dans

cette partie, nous présenterons uniquement les calculs du canal principal.

I. Analyse de l’hydrologie de la zone d’étude

I.1. Vérification de l’homogénéité des données

Les données utilisées ont été fournies par la Direction de la Météorologie Nationale

étendues sur une durée de 30 ans (période allant de 1980 à 2009) à la station de

Ouagadougou- aéroport. Nous avons utilisé les pluies maximales journalières en millimètre

présentées à l’annexe A.2.1. La vérification de l’homogénéité des données nous permet de

déterminer les écarts de valeurs dans l’échantillon et si possible les corriger. Les courbes de la

figure 5 présentent les résultats issus de la méthode des moyennes mobiles. Les données de

calcul sont présentées à l’annexe A.2.1.

Figure 5: Graphique résultat de la méthode des moyennes mobiles

On constate que les moyennes mobiles ne s’écartent pas de la moyenne arithmétique

des valeurs de hauteurs de pluies maximales journalières : les valeurs sont homogènes et

représentatives.

37

47

57

67

77

87

97

107

117

1975 1980 1985 1990 1995 2000 2005 2010 2015

Pluies max/jr Moyenne mobile 5ans Moyenne mobile 11ans

Moyenne mobile 25ans Moyenne




I.2. Ajustement statistique de la pluie

La hauteur de pluie pour le temps de retour de 10 ans est calculée par la méthode de

Gumbel. Les données d’entrée sont les pluies journalières maximales. La méthode est basée sur

la fonction expérimentale de Weibull et utilise les fréquences au non dépassement. Les résultats

de l’ajustement par la loi de Gumbel sont présentés à l’annexe A.2.2. Le tableau 1 présente les

résultats de l’analyse. Il fait ressortir les fréquences au non dépassement F(xi), les valeurs

centrales et les bornes des intervalles de confiance calculées.

Tableau 1: Récapitulatif de l'analyse fréquentielle

F(XI) X0+US BORNE INF BORNE SUP

0,1 41,1230832 26,06771072 56,17845575

0,5 59,5361454 44,48077291 74,59151795

0,9 88,429288 73,37391544 103,4846605

A la fin de l’ajustement, il a été obtenu une hauteur de pluie de 88,43 mm avec une

fréquence au non dépassement de 90% et un intervalle de confiance compris entre 73,37 mm et

103,5 mm. La hauteur de pluie du schéma directeur est de 79 mm : elle est adaptée au calcul.

II. Fonction de transfert et estimation des débits

Le modèle ayant servi à modéliser le fonctionnement du réseau de drainage suis les

prescriptions de schéma directeur d’assainissement pluvial de la ville. Il s’agit de la fonction de

production des crues proposée par Bouvier. Il intègre le facteur dynamique de l’écoulement

dans les canaux. Il est basé sur le modèle dit double réservoir. L’organigramme à la figure 6

montre la procédure adoptée pour le choix du modèle de calcul et du débit. La détermination

du débit est basée sur la construction de l’hydrogramme et de l’hyetogramme de pluie. On

élabore une fonction de transfert des hydrogrammes sur chaque tronçon et on les additionne à

chaque nœud avec des décalages. L’hyetogramme issu du schéma directeur d’assainissement a

été utilisé. Les valeurs de calcul des débits ont été fournis par le sous-traitant de la partie

hydrologie des études. Elles sont présentées au tableau 2.




Figure 6: Organigramme de calcul des débits et des hauteurs d'eau pour un réseau d'assainissement

Calcul des débits à l’exutoire d’un bassin versant

Tous les modèles limitent la superficie des bassins

versants à environ 200 ha maximum

Méthodes proposant un débit

maximal

Méthode rationnelle

Méthode superficielle de

caquot On peut décomposer le

bassin versant en sous

bassins versants avec des

règles d’assemblage

Méthodes proposant un

hydrogramme

Réservoir linéaire

Pas de décomposition

sauf utiliser des fonctions

de transfert dans les

réseaux

Pour des bassins versants plus grands (>200 ha), il faut utiliser

des fonctions de transferts dans les réseaux

Modèles à réservoir

Calcul des hauteurs d’eau dans un réseau

d’assainissement

Les hauteurs d’eau sont calculées à

partir d’un débit maximal à évacuer

(issu d’une des méthodes précédentes)

Régime uniforme (équation

de Manning-Strickler)

Fonctionnement simple du

réseau

Fonctionnement complexe

du réseau Régime transitoire

(équation de Barré de Saint-

Venant)

Si la

superficie est

supérieure à

200 ha

Source : François-Noel, CRES. HYDROLOGIE URBAINE QUANTITATIVE-Assainissement

pluvial. 2011

Procédure utilisée

dans notre cas




III. Dimensionnement et études comparatives des solutions proposées

III.1. Bilan sur les calculs de l’avant-projet détaillé

Sur les calculs présentés par l’Avant-Projet Détaillé, on constate principalement que :

au niveau du premier bief, la vitesse atteint jusqu’à 7 m/s. Ce premier bief se

situe dans une zone ayant une attractivité particulière. Etant dans une zone

fortement viabilisée, la vitesse peut constituer un facteur de risque pour les

populations qui décident d’une manière ou d’une autre d’emprunter le canal en

période de crue ;

les profondeurs normales sont calculées uniquement avec la méthode de la

débitance ;

les revanches calculées sont données en arrondissant par excès les valeurs des

profondeurs normales ;

Le tableau 2 est un récapitulatif des débits obtenus par le sous-traitant.

Tableau 2:Récapitulatif des calculs de débit

Points

kilométriques Longueurs des biefs ( m) Cumul Débits (m3/s)

0+000 48,96

0+050 50 50 48,96

0+280 BASSIN DE RETENTION 280

0+625 345 625 40

0+675 Passerelle rue de la FAO

1+025 400 1025 54,75

1+309 284 1309 58,22

1+344 Passerelle rue 16.277

1+405 96 1405 61,43

1+840 435 1840 74,22

2+025 185 2025 75,46

2+325 300 2325 76,61

2+370 45 2370 80,35

2+425 Dalot 3x4x2,5

2+795 425 2795 83,04

3+025 230 3025 125,79

3+070 45 3070 132,15

3+325 Passerelle rue SOR NAABA

3+425 355 3425 133,97

3+725 Dalot Rue 7.38 (5x4x2,5)

3+750 325 3750 135,28

4+019 Passerelle

4+104 354 4104 137,24

canal existant 4104




III.2. Dimensionnement hydraulique des biefs du canal principal

Dans le choix des pentes longitudinales du canal, on s’approche le plus possible du

terrain naturel en prévoyant des chutes par endroit. Les revanches ont été calculées avec la

formule suivante.

𝑟 = 0,17𝑦𝑛 ∗ 𝐹𝑟1/3.

Avec

Q le débit du bief

𝑦𝑛 Profondeur normale

𝐹𝑟 Nombre de Froude

Les profondeurs normales sont obtenues en limitant les pentes et en fixant la largeur en

base selon les formules suivantes : le profil en travers du canal est illustré à la figure 7

𝑦 =−𝑏 + √𝑏2 + 4𝑚

𝑄𝑈

2𝑚 Avec :

Q= débit du bief

U=vitesse de l’eau dans le bief

m=fruit des berges

y=profondeur normale

De la relation de manning strickler on tire la pente I

𝑄 = 𝐾𝑠𝑆𝑅ℎ2/3𝐼1/2 ⟹ 𝐼 =

𝑈²

𝐾²𝑠

[𝑏 + 2𝑦√1 + 𝑚²

𝑦(𝑏 + 𝑚𝑦)]

4/3

Le tableau 3 montre un récapitulatif des calculs avec une comparaison entre les études

d’avant-projet et ceux d’exécution que nous proposons en cellules grisées. Un tableau plus

détaillé est présenté à l’annexe A.2.4.

y

b

r

m

Figure 7:schéma du profil en travers d'un bief




Tableau 3: Récapitulatif des calculs hydrauliques comparatifs

Biefs Débits

(m3/s) Revanche b (m) H (m)

Vitesses

(m/s)

Pentes

(%) Ecoulement

0-50 48,96 0,06 0,19 6 11,00 1,00 1,50 7,03 3,1 1,5 0,19 Torrentiel Fluvial


280-625 BASSIN DE RETENTION

625-1025 40 0,16 0,17 10 10,00 1,30 1,30 3,01 3,01 0,2 0,19 Fluvial Fluvial



1405-1840 61,43 0,14 0,19 10 12,00 1,30 1,50 4,52 3,25 0,44 0,19

Fluvial










4104 137,24 -0,22 0,35 6 6 1,500 1,500 9,02 9,02 1,26 1,26 Torrentiel Torrentiel

Les valeurs en cellules grisées sont celles obtenues après étude en Section Hydrauliquement Favorable

Nous obtenons ainsi des pentes et vitesses modérées et un écoulement fluvial dans les

biefs. Les nouvelles valeurs de pentes qui sont uniformes dans certains biefs contigus nous

permettent d’avoir un fonctionnement sécuritaire du canal. Ces facteurs nous permettent de

nous prononcer sur le caractère économique des variantes proposées. Les nouvelles sections

étant hydrauliquement favorables.

En résumé, dans ce chapitre nous faisons un ajustement des valeurs de pluies pour

l’analyse des données hydrologiques proposées par l’Avant-Projet. Ensuite une analyse des

données hydrauliques nous conduit à la proposition de nouvelles sections de canaux

hydrauliquement favorable. Cette dernière analyse permet de proposer un ouvrage économique

et sécuritaire du point de vue excavation et fonctionnement hydraulique




CHAPITRE III: CALCUL BETON ARME DU FRANCHISSEMENT DE

LA RUE 7.38

Le franchissement prévu pour la rue 7.38 est le plus important. Il a été fait une analyse

simplifiée qui servira de point de comparaison par rapport à un calcul logiciel. Notre méthode

simplifiée a pour but de déterminer les effets les plus critiques des charges sur la structure en

tenant compte de leurs distributions à l’aide de positions défavorables. La structure est idéalisée

par un modèle équivalent simple.

I. Analyse multicritère de la conception et proposition de solution

I.1. Caractéristiques d’ensemble de l’ouvrage

Les franchissements sont fixés par le projet d’assainissement. La typologie des voies

permet d’avoir des ouvrages droits. Les brèches à franchir se limitent à la largeur en base du

canal au niveau du franchissement, réduisant les effets d’affouillements. La portée de 20 m nous

permet dans un premier temps de définir les ouvrages à envisager selon les dispositions du

SETRA. Le tableau 4 permet de faire le choix des différents types d’ouvrages en fonction de la

longueur de la brèche à franchir.

Tableau 4::Domaine d’emploi des différents types d’ouvrages. Source : CONCEPTION DES PONTS Anne

BERNARD GELY et Jean Armand CALGARO

Nous faisons une projection sur le tableau pour avoir les franchissements adaptés. Notre

gamme de portée nous conduit à opter pour les ouvrages suivants :

Passage Supérieur ou Inférieur à Poutres en Béton Armé

Passage Supérieur ou Inférieur en Dalle Précontrainte




La technologie de réalisation des ouvrages en béton précontraint nécessite une main

d’œuvre hautement qualifiée. Dans le cas des entreprises locales, l’expertise des sous-traitants

extérieurs pour la réalisation est nécessaire. Ce facteur induit des coûts supplémentaires. Les

ouvrages à réaliser devraient alors être des Passages Supérieurs ou Inférieurs à Poutres en Béton

Armé.

En effet, les portiques et cadres simples sont couramment utilisés pour former des

passages inférieurs. Cette solution est souvent plus économique qu’une simple dalle à travées

indépendantes, nécessitant des culées plus coûteuses que les piédroits d’un portique [3]. Les

dalots-cadres et les portiques constituent une solution souvent bien adaptée aux brèches

d'importances modérées, tant sur le plan technique et économique que sur celui de l'esthétique.

Compte tenu de cette considération, nous intégrons la possibilité d’utiliser des Passages

Inférieurs en Cadre Fermé.

I.1.1. Etude comparative des ouvrages possibles et choix du franchissement

Le choix de l’ouvrage est conditionné par des contraintes techniques, économiques et

esthétiques. Le tableau 5 montre les avantages et inconvénients des types d’ouvrages possibles.

Tableau 5:Résultat de l'étude multicritères

TYPES AVANTAGES INCONVENIENTS

Passages

Supérieurs

ou

Inférieurs à

Poutres en

Béton Armé

- possibilité de préfabrication :

- gain en temps

- peu sensibles aux tassements différentiels.

- couteux en mains d’œuvre ;

- emploi d’engins coûteux pour la

mise en place des poutres et autres

éléments préfabriqués ;

- nécessité de joints de chaussée et

d’appareil d’appuis ce qui induit

un entretiens périodique.

Passages

Inférieurs

en Cadre

Fermé

- economie en béton ; possibilité de

préfabrication ;

- exécution aisée

- grande facilité d’entretien du fait de la non

nécessité de joint de chaussée ni d’appareil

d’appuis ;

- réalisable sur des sols de faibles portances.

- grande hyperstaticité ; sont

sensibles aux déformations

imposées (tassement du sol

notamment) ;

- Nécessite certaines précautions

au niveau de la conception, du

calcul et de l’exécution.




CHOIX DE L’OUVRAGE: Les deux types de ponts sont adaptés au franchissement. Pour des

questions de fonctionnement, nous adoptons un Passage Inférieur en Cadre Fermé. Ce qui entre

dans la même optique que les résultats de l’APD.

I.2. Conception générale de l’ouvrage

I.2.1. Conception hydraulique

L’ouvrage projeté se situe au PK 3+725 sur le treizième bief du projet. Le débit de calcul

sera celui du bief franchi par l’ouvrage. Le dalot est dimensionné en sortie libre. Les coefficients

qui régissent ce type de fonctionnement de dalot sont empiriques. Les méthodes de calcul sont

graphiques et s’appuient sur des courbes expérimentales [4]. Les différentes projections

d’utilisation des abaques de la méthode sont présentées à annexe A.2.5. L’ouvrage est muni de

murs de tête faisant un angle de 45° avec l'axe et son toit. A l'entrée, il est à bord chanfreiné

pour améliorer les conditions d'entrées. Les résultats de calcul sont consignés dans le tableau 6.

Tableau 6:Récapitulatif du dimensionnement hydraulique du dalot

Détermination de la hauteur d’eau amont de l’ouvrage

Variables adimensionnelles Q*= 0,383 H*= 1,04

Profondeur d’eau en amont de l’ouvrage H1= 2,6 m

Détermination de la pente critique

Variables adimensionnelles Q*= 0,267 ; Ic*= 3

Pente critique de l’ouvrage Ic= 0,44%

Calcul de la vitesse de l’écoulement dans le dalot

Variables adimensionnelles Q*= 0,143 ; V*= 0,36

Vitesse de l’écoulement V= 4,22 m/s

La section choisie est : 5*4*2,5

Nous obtenons une section de dalot de 5*4*2,5 qui s’emboite parfaitement dans

la largeur en base. La vitesse de l’écoulement est d’environ 4,22 m/s. Le passage inférieur étant

bétonné, nous ne tenons pas compte des risques d’affouillement




I.2.2. Pré dimensionnements des éléments structurels

Une analyse des pré dimensionnements de l’Avant-Projet Détaillé nous conduit aux

conclusions suivantes :

les épaisseurs des éléments obtenu de 25 cm sont sous-dimensionnées ;

des solutions de type gousset n’ont pas été prévues ;

les dalles de transition n’ont pas été prévues ;

des trottoirs n’ont pas été pris en compte ;

Une erreur de jugement sur la typologie des ouvrages de tête à été observée : ils

sont de type murs en ailes trapézoïdale.

L’épaisseur de la traverse est déterminée par la relation suivante où L désigne la plus

grande dimension de la cellule.

𝑒𝑝 =L

32+ 0,125 avec un minimum de 0,3 m [5].

Nous obtenons une épaisseur uniformisée du système tablier piédroit radier de 30 cm.

Les pré dimensionnements des goussets sont fait selon le tableau 7.

Tableau 7:Prédimensionnement des goussets

Gousset supérieur Gousset inférieur

3 < 𝐿 ≤ 5 𝑚 2 < 𝐿 ≤ 4 𝑚

Source : Programme de calcul PICF-EL SETRA [5]

II. Hypothèses de calcul

II.1.1. Règlements et instructions

Les calculs sont conduits suivant les règles de conception et de calcul des ouvrages et

construction en béton armé B.A.E.L 91 révisées 99 (J. PERCHAT). Les structures routières

sont définies selon les prescriptions du Titre II du Fascicule 61. Les sollicitations sont évaluées

selon les systèmes de charges B (Bc, Bt et Br) et MC 120.




II.1.2. Caractéristiques des matériaux

Le ciment utilisé est le CPA 45. Le poids volumique du revêtement est de 22 kN/m3

avec une épaisseur de 2,5 cm. Les caractéristiques du béton et des aciers sont résumées dans les

tableau 8 à 10.

Béton

Tableau 8:caractéristiques de béton

Désignations Valeurs Désignations Valeurs

Informations

volumétriques

Poids

volumique : 25 kN/m3 ;

Dosage : 400 kg/m3

Résistances à

28 jours

Compression : fc28= 30 MPa

Traction : Ft28=0,6+0,06*30=2,4 MPa

Coefficients

Sécurité : γb = 1,5 ;

Durée d’application

des charges supérieure

à 24h : θ = 1

Module de

déformation

longitudinale

Instantanée :

Eij = 11000√fc283 =34179,56

Différée :

Eϑj = 3700√fc283 =11496,8

Fissuration Préjudiciable

Enrobage=3 cm

Contraintes

limite du

béton

A l’ELU : fbc =0,85∗fc28

θ∗γb= 17 MPa

A l’ELS : σb = 0,6 ∗ fc28 = 18 MPa

Contrainte limite de cisaillement

τu = 2,5 MPa

Acier

Tableau 9:Caractéristiques de l'acier


Poids

volumique 78,5 kN/m3

Coefficient de

sécurité 𝛾𝑆 = 1,15

Limite

d’élasticité

garantie

Fe=500 MPa

Nuance de

l’acier FeE 500

Contraintes

limites 𝜎𝑠𝑡

-A l’ELU : 𝑓𝑆 =𝐹𝑒

𝛾𝑠=434,78 MPa

- A l’ELS : 𝜎𝑠𝑡 =

𝑚𝑖𝑛 (2

3𝑓𝑒; 𝑚𝑎𝑥 (

1

2𝑓𝑒; 110√1,6 ∗ 𝑓𝑡𝑗))

𝜎𝑠𝑡 = 250 𝑀𝑃𝑎




Remblai

Tableau 10: Caractéristiques des remblais


Poids volumique des remblais

d’accès

γd

= 20 kN/m3

Coefficient de poussée des

terres ka =0,33

Contrainte admissible du sol 100 kPa Surcharge de remblai 10 kN/m

Module de réaction du sol 5200 kN/m3

III. Principe de calcul des efforts et sollicitations

Les valeurs des sollicitations et réactions d’appuis ont été déterminées manuellement

avec la méthode des poutres équivalentes puis en utilisant le logiciel Pont cadre PICF de Cype-

Ingenieros 2014 pour comparaison. Manuellement, les calculs sont menés par bande de 1 m de

largeur de dalot. La traverse et le radier sont calculés comme des poutres hyperstatiques

reposant sur plusieurs appuis. Pour un calcul plus aisé, le formulaire des poutres continues à

travées égales a été utilisé. Les charges roulantes sont étudiées dans leurs positions défavorables

en travée et transformées en charges uniformément réparties. Le tableau 11 présente les

paramètres de description et de classification du dalot.

Tableau 11:Paramètres de description de l'ouvrage

Désignations Valeurs

Eléments

caractéristiques du

pont

Largeur roulable Lr=7 m

Largeur chargeable Lc=Lr

Classe du pont : Classe I (Lr>7 m)

Largeur trottoir= 1,25 m

Nombre de voies 𝑁𝑣=entier(Lc/3)=entier(7/3)=2

III.1. Evaluation des charges permanentes sur l’ouvrage

Les chargements sont ramenés à des charges uniformément réparties et majorées par les

combinaisons d’action. Il est également pris en compte une poussée des terres agissant sur les

piédroits due aux surcharges sur remblai Qr = 1 t/m². Les résultats de calcul de descente des

charges sont présentés dans le tableau 12. Les détails et applications numériques sont présentés

dans l’annexe A.3.1.




Tableau 12: Résultats des calculs de descente des charges

Désignations Valeurs de calcul

Charge Permanente total sur tablier 9,74 kN/ml

Charge permanente totale sur radier 22,4 kN/ml

Poussée de remblai sur un piédroit P(h=0)=0

P(h=3,1)=0,333∗20∗3,1 =20,65 kPa

III.2. Evaluation des charges variables sur l’ouvrage

Les actions variables ainsi que leur modalité d’application sont définis comme suit :

- les charges d’exploitation civiles regroupant les systèmes A et B (Bc ;Bt ;Br) et les

charges de trottoir ;

- les charges d’exploitation à caractère particulier (charges militaires, transport

exceptionnel).

Compte tenu de la longueur des travées relativement petites, le système A n’est pas

applicable pour le calcul de ces ouvrages. On dispose sur la chaussée au plus autant de file de

camion que la chaussée comporte de voies de circulation et l’on place toujours ces files dans la

situation la plus défavorable pour l’élément considéré [6]. Dans notre calcul, le cas le plus

défavorable est celui où l’on se retrouve avec les roues arrières de nos files de camion sur la

même travée.

III.2.1. Diffusion des charges localisées

On admet que les charges localisées appliquées en surface se diffusent suivant un angle

de 45° dans une dalle en béton armé et suivant 37° dans le revêtement. Soit une charge localisée

P suivant un rectangle d’impact rectangulaire de dimensions (u0*v0) la diffusion des charges se

fait suivant la figure 8:




Figure 8:Diffusion d'une charge localisée P sur le plan moyen d'une dalle

Le rectangle d’impact est supposé uniformément chargé. Les dimensions du

rectangle de répartition sont :

u = u0 + 2. hr. tg37° + 2. (hd/2)

v = v0 + 2. hr. tg37° + 2. (hd/2)

Avec hr = 0,025 et hd = 0,3 les formules deviennent :

u = u0 + 0,34 et v = v0 + 0,34

Les valeurs de u et v pour les roues arrières sont répertoriées dans le tableau 13.

Le coté u étant perpendiculaire au sens de déplacement.

Tableau 13: Dimensions des rectangles de répartitions en fonction des roues du système B

Sous système u0 (m) v0 (m) u (m) v (m)

Bc 0,25 0,25 0,65 0,65

Bt 0,6 0,25 0,95 0,65

Br 0,6 0,3 0,95 0,65

III.2.2. Actions du système B

Les schémas de chargement des sous-systèmes Bc, Bt et Br sont présentés à

l’annexe A.3.2.1. Le chargement est mené en considérant une travée de dalot.

Pour le système Bc, le cas défavorable est obtenu en disposant sur la même travée les

huit roues arrières de deux camions adjacents comme le montre la figure 9. Les charges

sont réparties sur une surface 𝑆.𝑏𝑐 = (4,5 + 0,59) x (1,5 + 0,59). = 10,62 m2;

Sens de circulation




Pour le système Bt, le chargement défavorable est donné par la figure 10. La surface de

répartition des charges est 𝑆.𝑏𝑡 = (5 + 0,94) x (1,35 + 0,59) = 11,51 m2;

Le système Br est utilisé pour vérifier le tablier au poinconnement. Il est composé d’une

seule roue isolée de 10 tonnes avec une surface de répartition de 0,95 x 0,65.

Figure 9:Chargement défavorable sous Bc

Figure 10: Chargement défavorable sous Bt

Les détails de calcul des coefficients de dégressivité et de majoration sont présentés aux

annexes A.3.2.2. et A.3.2.3. La charge linéaire se calcul alors de la manière suivante :

𝑄𝐵 = 𝛿 ∗𝑏 ∗ 𝐵

𝑆.𝐵∗ 1 𝑚

𝑎𝑣𝑒𝑐 𝑏: 𝑑é𝑔𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑣𝑖𝑡é 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑙𝑒;

𝛿: 𝑚𝑎𝑗𝑜𝑟𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑦𝑛𝑎𝑚𝑖𝑞𝑢𝑒

𝐵: 𝑠𝑢𝑟𝑐ℎ𝑎𝑟𝑔𝑒 𝑚𝑎𝑥𝑖𝑚𝑎𝑙𝑒

𝑆.𝐵 𝑆𝑢𝑟𝑓𝑎𝑐𝑒 𝑑𝑒 𝑟é𝑝𝑎𝑟𝑡𝑖𝑡𝑖𝑜𝑛

Les valeurs de calculs des trois sous-systèmes sont présentées dans le tableau 14.

Tableau 14: Récapitulatif sur les calculs des charges linéaires du système B

Informations sur la charge 𝑸𝒃 kN/ml

Sous systèmes B (kN) b Surfaces 𝑺.𝒃 (m²) Tablier 𝛿 = 1,34 Radier 𝛿 = 1,25

Bc 480 1,1 10,62 66,82 62,25

Bt 640 1 11,51 74,77 69,65

Br 100 - 0,60 224,81 209,41




III.2.3. Charge militaire du convoi Mc120

Un véhicule type du système Mc 120 comporte deux chenilles de masse totale 110 t

avec une longueur de 6,10 m. et une largeur 1 m par chenille ; l’entraxe des deux chenilles est

de 3,30 m. Le rectangle d´impact de chaque chenille est supposé uniformément chargé. La

charge correspondant est alors 𝑸𝑴𝒄𝟏𝟐𝟎 =𝟏𝟏𝟎𝟎

𝟔,𝟏∗𝟒,𝟑= 𝟒𝟏, 𝟗𝟒 𝒌𝑵/𝒎²

III.2.4. Récapitulatif des chargements et mis au point des schémas statiques

L’ouvrage est chargé avec l’effet maximal. Les tableau 15 et tableau 16 font un

récapitulatif des charges pour le tablier et le radier.

Tableau 15:Récapitulatif des charges sur le tablier

Désignation Système Bc Système Bt Système Br Convoi Mc120

Q (kN) 480 640 100 1100

Q (kN/m²) 49,71 55,63 167,24 41,94

Q (kN/ml) 66,82 74,77 224,81 41,94

G (kN/ml) 9,74 9,74 9,74 9,74

Tableau 16: Récapitulatif des charges sur le radier

Désignation Système Bc Système Bt Système Br Convoi Mc120

Q (kN) 480 640 100 1100

Q (kN/m²) 49,71 55,63 167,24 41,94

Q (kN/ml) 62,25 69,65 209,41 41,94

G (kN/ml) 22,40 22,40 22,40 22,40

Pour les calculs les charges maximales utilisées sont celles du sous-système Bt. Le

schéma de chargement global de l’ouvrage est présenté à la figure 11.

Figure 11:Schéma statique général de l'ouvrage

Poussée

Charges permanente et routière

Réaction du sol




IV. Calcul du module de l’ouvrage

IV.1.1. Calcul du tablier et du radier

Le schéma statique de calcul de la poutre unitaire du radier et du tablier est présenté à

la Erreur ! Argument de commutateur inconnu..

Nous faisons l’hypothèse des appuis non dénivelés. Les travées et les rigidités étant les

mêmes, nous déterminons les valeurs extrêmes des sollicitations pour une charge uniformément

répartie sur toute la poutre [7]. Les sollicitations sont obtenues par application de coefficients

aux chargements uniformément réparties. Ces coefficients sont fonction du nombre et de la

longueur des travées, Les détails sur les calculs des moments sont présentés à l’annexe A.3.3.1.

Le tableau 17 présente les valeurs de sollicitations, combinaisons d’actions et sections d’acier

obtenues à l’Etat Limite de Service. La combinaison à l’ELS est : G + 1,2 Q (avec G = charge

permanente et Q = charge d’exploitation).

Tableau 17:Combinaisons d'action sous sollicitations maximales

Moments maximum

en travée (kN.m)

Moments maximum

sur appuis (kN.m)

Réactions

d’appuis max (kN)

Tablier 14,07 + 1,2 ∗ 108,01

= 𝟏𝟒𝟑, 𝟔𝟖

14,18 + 1,2 ∗ 108,87

= 𝟏𝟒𝟒, 𝟖𝟐

47,38 + 1,2 ∗ 363,85

= 𝟒𝟖𝟒, 𝟎𝟎

Radier 32,35 + 1,2 ∗ 100,61

= 𝟏𝟓𝟑, 𝟎𝟗

32,61 + 1,2 ∗ 101,41

= 𝟏𝟓𝟒, 𝟑

108,99 + 1,2

∗ 338,92 = 𝟓𝟏𝟓, 𝟔𝟗

Le moment de service est inférieur au moment résistant dans les deux cas. Les détails

de calcul sont en Annexe A.3.3.2. Les plans de ferraillage sont présentés à l’annexe A.5. Le

tableau 18 présente un récapitulatif des sections d’acier obtenues.

Figure 12: Schéma statique model du radier et du tablier




Tableau 18:Récapitulatif des sections d'acier obtenues

Valeurs en travée Valeurs sur appuis

Eléments Sens de

ferraillage

Moments

(kN.m) 𝑨𝒔𝒕(𝐜𝐦²) Choix

Moments


Tablier

Longitudinal 143,68 25,74 HA25

esp 15 −144,82 25,94

HA25

esp 15

Transversal 8,65 HA16

esp 20 8,65

HA16

esp 20

Radier


esp 15 -154,30 27,64

HA25

esp 15


esp 20 9,25

HA16

esp 20

Note : La direction longitudinale est celle de la circulation sur le dalot

IV.1.2. Calcul des piédroits intérieurs

Les éléments sont soumis à des efforts de compression. Il s’agit des réactions d’appuis

maximales résultant du calcul du tablier et du radier. Elles sont développées au niveau des

appuis A1 et A4 du tablier. La valeur de l’effort normal sous combinaison à l’ELU est présentée

dans le tableau 19.

Tableau 19:Sollicitation à l'ELU du piédroit intermédiaire

GMAX (kN/ml) QMAX (kN/ml) NELU (kN/ml)

109 363,85 1,35*(109+25*0,3*1*2,5)+1,6*363,85 = 754,6

Les détails de calcul sont présentés en annexe A.3.5. Les résultats nous donnent des

aciers verticaux assemblés en : 2 x 5HA12 espacés de 20 cm et des aciers transversaux en :

2 x HA 10 espacés de 25 cm par face.

IV.1.3. Calcul des piédroits de rive

Le piédroit de rive est soumis à la flexion composée. Les charges concourant à cette

sollicitation sont répertoriées dans le tableau 20.




Tableau 20:Sollicitations du piedroit de rive

Sollicitations Valeurs

Réaction d’appuis sous charges permanentes 59,014 kN/m

Réaction d’appuis sous charges variables 126,91 kN

Moment sous charges permanentes 29,6 kN.m

Moments sous charges variables 16 kN.m

Combinaison moment de service Mser 48,8 kN.m

Combinaison moment à l’état limite ultime Mu 65,55 kN.m

Combinaison effort normal de service Nser 211,3 kN

Combinaison effort normal ultime Nu 282,72 kN

Les schémas statiques sont présentés à la figure 13 et figure 14.

Figure 13:Schéma statique sous charges permanentes des

piédroits de rive

Figure 14:Schéma statique sous charges variables des

piédroits de rive

Nous présentons les détails de calcul de l’élément à l’annexe A.3.6. Le ferraillage obtenu

est en HA12 espacé de 25cm par face.

V. Calcul des ouvrages de tête

V.1.1. Pré dimensionnement du mur en retour

Le mur est pré dimensionné avec les considérations des murs cantilevers et la stabilité

externe. Le tableau 21 présente les dimensions obtenues après les itérations successives lors de

l’évaluation de la stabilité externe.

N=59,01 kN

N=33,33kN

3,1m

N=126,91 kN

N=20,65kN

N=1kN

3,1m




Tableau 21:Récapitulatif du pré dimensionnement du mur en aile

Valeurs calculées (m)

Epaisseurs Normatives Après stabilité

externe

e0 H/24 = 0,13 ; min = 0,25 0,3

e2 H/12=0,26 0,3

b1 B/3=1,5 0,6

B H/2 à 2/3 1,6

En raison de la présence d’un passage inférieur de type canal la brèche à franchir est

fixée à 20 m. Les emprises des talus évalués à 2,7 m de part et d’autre n’ont pas été pris en

compte.

Une disposition a été proposée pour assurer le fonctionnement de la jonction dalot-canal.

Le mur sera alors un mur en retour incliné à 45° pour préserver la section à l’écoulement et

contenir les eaux dans le lit du canal en période de crue. Les figure 15 et figure 16 font une

comparaison entre la disposition prévue en stade d’APD et celle proposée en entreprise.

Figure 15:Disposition des murs en aile prévu par l'APD

Figure 16:Disposition de mur en retour proposée

L’enrobage est pris égal à 5 cm pour la semelle du mur et 3 cm pour les autres parties.

Nous considérons une poussée passive nulle sur l’avant du patin. L’élément est étudié sur une

tranche linéaire unité. Les caractéristiques du remblai et des fondations sont résumées dans le

tableau 22.

𝑒0

𝑒2

𝑏2

ℎ

𝐵

ℎ0

2𝑒2

𝑏1




Tableau 22:Caractéristiques du remblai et du sol de fondation

Remblai

Angle de

frottement interne ∅ = 30°

Hauteur de remblai

sur le patin H0 = 0,4 m

Poids volumique

des terres 𝛾𝑠 = 18 kN/𝑚3

Coefficient de

poussée

Horizontale = 0,333

Vertical = 0

Sol de fondation

Angle de

frottement interne ∅′ = 20°

Contrainte

admissible du sol σ0 = 100 kPa

V.1.1. Justification vis-à-vis de la stabilité externe du mur

Le schéma statique de l’ouvrage est présenté à la figure 17.

Figure 17: Schéma statique du mur en retour

Avec

1 = Poids propre du mur

(fut + semelle)

2 = Poids propre

permanent des terres

soutenu (sur le talon)

3 = Poids propre des

terres sur le patin

4 = Poussée des terres

5 = Surcharge sur remblai

6 = Composante

horizontale de la

surcharge sur remblai

Les calculs se font à l’ELS. Nous envisageons trois combinaisons de charges :

C1 : toutes les surcharges présentes ;

C2 : absence de la charge sur patin ;

C3 : absence de la surcharge sur patin et des charges d’exploitations.

La stabilité du mur est étudiée dans chaque cas des trois combinaisons et selon quatre

conditions de sécurité : le renversement Fr, la capacité portante Fcp, le glissement Fg et la




condition du tiers central évaluée par l’excentricité. Ces facteurs rendent itératif le calcul et

permettent de se fixer sur les dimensions finales du mur.

Les détails de calculs sont présentés en annexe A.3.7.1. Nous avons obtenu des

coefficients de sécurité suivant les trois combinaisons présentées dans le tableau 23.

Tableau 23:Récapitulatif des facteurs de sécurité

Facteurs de sécurité

Combinaisons e Fcp Fr Fg

C1 0,23 5,1 1,72 0,71

C2 0,24 5,09 1,71 0,95

C3 0,22 6,58 2,33 0,86

Seule la condition de sécurité au glissement à la base du mur n’est pas vérifiée. Le

glissement sera alors contré par une bêche prévue à cet effet.

V.1.2. Justification vis-à-vis de la stabilité interne du mur

Nous évaluons les moments engendrés dans les sections critiques de l’ouvrage sous les

différentes charges. La combinaison C2 est plus contraignante dans ce cas de figure. Le schéma

statique de calculs est présenté à la figure 18.

Figure 18:Schéma statique de calcul à la stabilité interne

Les sections critiques étudiées sont : S1(section à l’encastrement voile semelle), S2 et S3

respectivement au niveau du patin avant et du talon. La section S1 est étudiée à la flexion

composée. La distribution de contrainte à la base du mur se fait selon le diagramme

rectangulaire des contraintes de Meyerhof. L’étude des sections S2 et S3 se fait sous

considération de poutres consoles sous les actions permanentes et d’exploitation et la contrainte

équivalente à la base du mur. Les détails de calculs des sollicitations sont présentés à

l’annexe A.3.7.2. Le tableau 24 présente un récapitulatif des moments et du ferraillage adopté.

2*eA

Réaction du sol

forces verticales:

terre et

exploitation

S1

S2 S3




Tableau 24:Récapitulatif des moments et sections d'aciers du mur en aile

Moment

(kN.m/m)

Ah

(cm²/ml)

Choix

et esp.

Av

(cm²/ml)

Choix

et esp.

S1 arrière 34,95 3 4HA10 (3,13cm²) 7,67 5HA14 (7,7cm²)

S1 avant - 3 4HA10 (3,13cm²) 3 4HA10 (3,13cm²)

S2 13,37 3,6 / 3Ar 4 HA12 contre 4 HA10

S3 4,93 3,6 / 3Ar 4 HA12contre 4 HA10

Ah = armatures horizontales ;Av = armatures verticales

VI. Calcul numérique de l’ouvrage et comparaison des résultats

VI.1. Présentation du logiciel

Le calcul numérique a été effectué à l’aide du logiciel Cype ingenieros 2014©. Le

logiciel utilise le principe des éléments finis triangulaires de type lamelle épaisse

tridimensionnelle. Chaque élément est constitué de 6 nœuds avec 6 degrés de liberté situés sur

chaque sommet et au milieu de chaque côté. [8].

VI.2. Données d’entrée et de sortie

Outre les caractéristiques des matériaux et les données géométriques de l’ouvrage, nos

valeurs d’entrées sont :

la contrainte admissible du sol ;

le module de réaction du sol calculé à l’annexe A.3.8.1.;

la charge hydraulique avec un tirant d’eau de 2,4m ;

les convois de charge roulantes avec prise en compte des coefficients de majoration

dynamique et de dégressivité transversale présenté au tableau 25;

les angles de diffusion des charges dans les différentes couches.

Tableau 25: Valeurs de charges majorées entrées dans Cype

Charge roulante (convois) Valeurs de la charge de la roue arrière (kN)

Valeurs initiales Valeurs majorées

Convoi 1 (camion type Bc) 60 88,5

Convoi 2 (Camion type Bt) 80 107,5

Le calcul du cadre du dalot se fait en différentes positions du convoi sélectionné et toutes

les combinaisons possibles sont effectuées avec applications des coefficients. A chaque nœud,

huit efforts sont obtenus par une analyse élastique et linéaire.




VI.3. Résultats obtenus

Les efforts sont présentés sous forme de cartographies par panneaux. Ils sont utilisés

pour vérifier et dimensionner la section de béton et d’armature. A partir des déplacements, le

logiciel vérifie la flèche, les contraintes appliquées sur le terrain, le soulèvement de la dalle de

fondation, etc. [8]. Un post-traitement des cartographies des panneaux et de la note de calcul

présentée par le logiciel nous permet de faire une comparaison avec les valeurs calculées

manuellement.

Les valeurs des efforts et des déplacements par panneaux sont intégrées dans une feuille

de calcul Excel et classées par élément d’ouvrage. Ensuite nous localisons les valeurs

maximales et par déduction, les positions des convois associés. Les valeurs maximales de

sollicitations et cartographies associées, dans les positions de convois défavorables, pour

chaque élément d’ouvrage sont présentées aux annexes A.3.8.2 et A.3.8.3.

VI.4. Récapitulatifs et analyses comparatives sur les ferraillages

Le post traitement des résultats exige une bonne prise en compte des conventions de

signe de calcul. Le logiciel propose des considérations suivantes :

Les moments sont inversés : Mx tourne autour de l’axe Oy et My tournant autour

de l’axe Ox comme indiqué au tableau 26;

Les signes sont maintenus tel que positif en ascendant et négatif en descendant.

Tableau 26:Définition des moments selon Cype

Moment fléchissant Mx Moment fléchissant My

Source :aide au calcul Cype Ingenieros©

Ces considérations influencent principalement la comparaison des résultats. Le tableau

27 est un récapitulatif des sections d’armatures obtenus. Un tableau plus développé est présenté

en annexe A.3.9. Les choix finaux de sections d’armatures sont ceux encadrés.




Tableau 27: Récapitulatif des ferraillages

Choix

Choix

Manuel Logiciel Manuel Logiciel

Tab

lier

travée

Lit

long.

sup

HA 10

esp20

HA 10

esp20 Piédroit

intermé-

diaire

Long

(vertical)

HA12

esp

20/face

HA16esp

20/face

Lit

long.

Inf.

HA25

esp 15

HA20 esp

15 Trans.

(horizontal)

HA10

esp

25/face

HA12 esp

25/face

Lit

trans.

sup.

HA 10

esp15

HA 10

esp15 Piédroit

d’extrémité

Long.

(vertical)

HA12

esp

25/face

HA12

esp15ext

/HA10 esp

20 int

Lit

trans.

inf..

HA16

esp 20

HA20 esp

25 Trans.

(horizontal)

HA10

esp

25/face

HA12

esp25/face

ap

pu

is

Long HA25

esp 15

renf.

HA20/HA14 Nappes S1

arrière mur

en aile

Long.

(vertical)

HA14

esp25

HA12

esp25

Trans HA16

esp 20 --

Trans.

(horizontal)

HA10

esp20

HA12

esp25

Rad

ier

travée

Lit

long.

sup

HA25

esp 15 HA12 esp20

Nappes S1

avant mur

en aile

Long.

(vertical)

HA10

esp 20

HA10

esp15

Lit

long.

Inf.

HA 10

esp20

HA 12

esp25 Trans.

(horizontal)

HA10

esp20

HA12

esp25

Lit

trans.

sup.

HA 10

esp15

HA 12

esp25 Nappes S2

mur en aile

Long.

(horizontal)

HA12esp

25

HA12

esp25

Lit

trans.

inf..

HA16

esp 20 HA12 esp25

Trans.

(horizontal)

HA10

esp 25

HA12

esp25

ap

pu

is

Long. HA25

esp 15

HA12 esp25

+renf.

HA12 Nappes S3

mur en aile

Long.

(horizontal)

HA12

esp25

HA12

esp25

Trans. HA16

esp 20 HA12 esp25

Trans.

(horizontal)

HA10

esp 25

HA10

esp25

Long= Direction longitudinal ; Trans.= Direction transversal




Les résultats issus du calcul manuel donnent des sections d’aciers qui dans la plupart

des cas (tablier et radier principalement) sont supérieures à celles proposées par le logiciel cype

ingénieros©. Le calcul manuel préconise une uniformisation des sections d’acier dans le tablier

et le radier.

Les résultats issus de l’analyse par éléments finis proposés par le logiciel soutiennent

l’approche selon laquelle le radier et le tablier ne seront pas soumis aux mêmes sollicitations.

Il y a une non uniformisation des sections d’acier. Cette approche s’avère être la plus juste, le

tablier recevant directement les surcharges d’exploitation et le radier, les recevant par

l’intermédiaire des piédroits. Nous optons pour les valeurs du logiciel pour le module du dalot.

Les murs en aile étant particulier, nous privilégions le calcul manuel pour la nappes S1 arrière

du mur.




CHAPITRE IV: ANALYSE DES METHODOLOGIES ET

OPTIMISATION DES PROCEDES A L’EXECUTION

Dans ce chapitre nous faisons des comparaisons entre les observations en phase

d’exécution de chantier et les méthodologies des concepteurs des machines. Il est fait un

diagnostic des pertes et des propositions pour l’amélioration des rendements des pelles

hydrauliques, engins déterminant dans la production. La procédure utilisée se résume en la mise

au point de cycles de production modèles pour comparaison avec les éléments collectés sur

chantier. Les travaux effectués sont des travaux de terrassement pour la réalisation du bassin de

rétention.

I. Matériaux, distances, et matériels

I.1. Caractéristiques des matériaux

Les essais d’identification effectués par l’entreprise sur les matériaux de fond de

fouilles allant de 0,5 m à 2,5 m de profondeur ont permis d’avoir les informations concernant :

La nature et la portance des sols le long de l’axe du canal ;

Les caractéristiques mécaniques et la contrainte admissible des sols de fondation

des ouvrages d’art ;

Les modalités de mise en œuvre des matériaux de remblai identifiés.

Le récapitulatif des essais est présenté à l’annexe A.4.1. Il en ressort que le sol de

l’emprise du bassin, est composé pour la plupart d’argile sablonneuse avec par endroit des

alluvions et de faibles cuirasses latéritiques. Les matériaux de l’emprise du projet peuvent de

manière générale être considérés comme de classe B (terre argileuse, terrain caillouteux) [9].

Nous avons un coefficient de foisonnement de 1,35.

I.2. Caractéristiques du matériel de transport

Les travaux de débroussaillage ont commencé le 18 Mai 2016. Jusqu’à la date du

8 Août 2016, nous avons compté comme engins ayant intervenu au cours de la progression du

chantier : 6 pelles hydrauliques, 2 chargeuses, 2 niveleuses, 3 bulldozer, 2 compacteurs à pied

de mouton et 1 compacteur à rouleau lisse, 7 dumpers, 10 camions bennes. Les fiches

techniques des pelles hydrauliques et des dumpers sont présentées aux annexes A.4.2. et A.4.3.

Le déploiement des engins a été fait progressivement en fonction de la disponibilité du parc de

matériel et des pannes sur le chantier. Les informations volumétriques et gravimétriques des

machines de transport sont récapitulées dans le tableau 28.




Tableau 28:Caractéristiques des engins de transports

Capacité

camion as ras

(m3)

Capacité

avec dôme

2:1 (m3)

Poids net à

vide

camion(tonne)

Chargement

permis

(tonne)

Poids total à

charge

(tonne)

Bell B25 11 14 18,4 23,2 41,6

Bell B30 13 17 18,69 27,3 45,99

TGS 33400 21 23 - - -

I.3. Evaluation de la capacité des engins

Les capacités des bennes des engins de transport s’évaluent selon les informations du

constructeur. Elles sont limitées par :

la gravimétrie du chargement ;

le volume à ras de la benne ;

le volume de la benne rempli avec dôme.

La condition de poids, limite le volume que peut supporter la benne lorsqu’elle

transporte des matériaux à poids volumique élevé. Une surcharge peut causer des déformations

supplémentaires des pneumatiques augmentant la résistance au roulement. L’augmentation de

cette résistance peut aussi apparaître lorsque les parcours des engins de transport ne sont pas

maintenus dans de bonnes conditions. Les pneumatiques représentant 35% du coût d’opération,

la négligence de ces facteurs entraine une augmentation des temps de cycle et des prix horaires

de la machinerie [10].

Pour les pelles hydrauliques l’évaluation de la capacité du godet se fait aussi avec les

informations du constructeur. Il n’y a que les limitations par les volumes à ras et avec dôme qui

interviennent. La qualité des dents des godets joue sur la volumétrie avec dôme.

I.4. Evaluation des distances de transport

L’évaluation des trajets a été effectuée par superposition du fond topographique des

zones de dépôts à un fond de carte Google earth ® de la zone du projet. La figure 19 montre

une superposition pour l’obtention des distances d’un point de chargement à la zone de

dépôt n° 3.




Figure 19: Simulation des distances de transport bassin-zone de dépôt n°3 : distance1,93 km

Le parcours des camions pour cette zone de dépôt quitte l’emprise du bassin de

rétention, passe par la rue Yanogo Jean pour aller à l’espace prévu pour le dépôt. Nous avons

trouvé une distance à vol d’oiseau de 1,93 km. Les distances ont été appréciées ensuite sur le

terrain en associant des simulations par chronométrage. Les simulations de tous les transports

sont présentées en annexe A.4.4. Les chaussées hors emprise du projet sont des routes en terre

et dans l’emprise des travaux les parcours ont été aménagés en conséquence. Une analyse

approfondie sur les caractéristiques de résistance au roulement des parcours n’a pas été faite.

II. Analyse de la méthodologie et des écarts

II.1. Analyse de la méthodologie

Un grand nombre de facteurs ont été quantifiés par appréciation. Certains ayant été

soumis à des aléas et à des variations importantes, ils ont été modulés en fonction des résultats

attendus. Il s’agit entre autres de :

La non continuité des tâches liée à la variation des postes ;

Les conditions de trafic routier que l’on soit en travail de nuit ou de jour ;

Les temps de cycle des machines liés à l’expérience des conducteurs.

Zone de dépôt n°3

Bassin de rétention




La rotation des camions reste un modèle. On peut la considérer comme une

approximation significative de la réalité. Le suivi de chantier a permis de vérifier cette approche

théorique et de moduler les paramètres entrant dans l’étude. Les camions constituant les flottes

n’ont souvent pas les mêmes caractéristiques. Pour approcher les valeurs, le camion le plus

prépondérant a été utilisé pour les comparaisons lors de la constitution des modèles.

II.2. Précision des modèles

Certains des éléments entrant dans la constitution des modèles ont été introduits en

tenant compte des observations sur chantier. Il s’agit entre autres des distances et temps de

parcours, des nombres de godets et coefficients de remplissage. Les mesures sur chantier et la

superposition des cartes proposées par l’entreprise aux données satellitaires nous donnent des

distances assez réalistes. Ceci nous permet de réduire les erreurs. Les résultats des observations

des temps de cycle par chronométrage sont répertoriés à l’annexe A.4.5. Le facteur de la

rentabilité des opérations du point de vue des coûts engendrés est étroitement lié à la

productivité. Les conclusions tirées sur l’observation des productions nous permettent de nous

prononcer indirectement sur la rentabilité financière des travaux.

III. Mise au point des modèles de calcul

Nous avons utilisé deux types de modèles qui nous ont permis de faire trois

comparaisons avec les observations au chantier. Au nombre de ces comparaisons nous avons :

la comparaison des productions journalières utilisant le modèle basé sur les

cycles typiques ;

la comparaison des temps unitaires modèles et ceux issus des temps travaillés.

la comparaison des nombres d’engins de transport affectés quotidiennement en

fonction des zones de dépôt utilisant le modèle basé sur les cycles des engins de

transport.

III.1. Modèle basé sur les cycles typiques des pelles

Les pelles sont prises de manière isolée et les cycles sont décomposés. Nous obtenons

ainsi la production probable maximale. Les valeurs d’entrée sont :

le coefficient de remplissage ;

la capacité volumétrique du godet ;

le coefficient AS:D (Angle of Swing and Depth of cut correction) fonction de

la profondeur optimum de dragage et de l'angle d’orientation de la machine.




Le calcul de la production se fait d’après formule suivante :

𝑷𝒓𝒐𝒅𝒖𝒄𝒕𝒊𝒐𝒏 (𝒎𝟑 𝒇𝒐𝒊𝒔𝒐𝒏𝒏é) =𝟑𝟔𝟎𝟎 ∗ 𝑸 ∗ 𝑭 ∗ 𝑨𝑺: 𝑫

𝒕∗

𝑬

𝟔𝟎𝒎𝒊𝒏

Avec Q= capacité volumétrique as ras du godet 1,70 m3

F= Coefficient de remplissage du godet 105%

t= temps de cycle de la pelle en seconde 17 s

E= efficience 50 min

AS:D=facteur correcteur 1

La décomposition des cycles et les valeurs obtenues sont consignées dans

l’annexe A.4.6. Nous obtenons une production maximale probable de 315 m3/h de matériau

foisonné correspondant à 233,33 m3/h de matériau en place.

III.2. Modèle basé sur les cycles des engins de transport

Le cycle des engins de transport est adapté à celui des pelles. Peu importe la distance,

la production probable maximale est atteinte lorsque le bon nombre d’engins de transport est

affecté. Le principe est de déterminer l’engin contrôlant la production et de déduire les quantités

avec les capacités volumétriques. Le nombre de camions nécessaire est obtenu en faisant le

rapport entre le temps de cycle du camion et le temps de remplissage de sa benne. Les arrondis

inférieurs et supérieurs de cette valeur entrainent le contrôle de la production par les engins de

transport et la pelle hydraulique respectivement. La production se calcul de deux manières :

Si elle est contrôlée par les engins de transport. On a :

𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 (𝑚3 𝑓𝑜𝑖𝑠𝑜𝑛𝑛é) = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑐ℎ𝑎𝑟𝑔é ∗ 𝐴𝑆: 𝐷 ∗ 𝑛𝑜𝑚𝑏𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑜𝑛 ∗𝐸

𝑡𝑐𝑎𝑚

∗1

𝑡𝑎𝑢𝑥 𝑑𝑒 𝑓𝑜𝑖𝑠𝑜𝑛𝑛𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡

Si elle est contrôlée par la pelle. On a :

𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 (𝑚3 𝑓𝑜𝑖𝑠𝑜𝑛𝑛é) = 𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 𝑐ℎ𝑎𝑟𝑔é ∗ 𝐴𝑆: 𝐷 ∗𝐸

𝑡𝑝𝑒𝑙𝑙𝑒

∗1

𝑡𝑎𝑢𝑥 𝑑𝑒 𝑓𝑜𝑖𝑠𝑜𝑛𝑛𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡

Avec ; 𝐸 = 𝐸𝑓𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑐𝑒 = 50 𝑚𝑖𝑛 ; 𝑡𝑝𝑒𝑙𝑙𝑒 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑠 𝑑𝑒 𝑐𝑦𝑐𝑙𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑝𝑒𝑙𝑙𝑒 ; 𝑡𝑐𝑎𝑚 = 𝑡𝑒𝑚𝑝𝑠 𝑑𝑒 𝑐𝑦𝑐𝑙𝑒 𝑑𝑢 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑜𝑛

A l’entrée du modèle donc, il y a :

les caractéristiques techniques des machines ;

les distances de parcours ;

les vitesses obtenues par observation.




Le modèle est établi après quatre étapes présentées à l’annexe A.4.7. Les prototypes

établis sont sur la base des engins de transport de type dumper Bell B25. Les résultats sont

obtenus en variant les zones de dépôt. Le tableau 29 est un récapitulatif des résultats du modèle.

Tableau 29: Récapitulatif des résultats des modèles

Zones de

dépôt

Distance

parcourus

(km)

Nombre de camion

nécessaire

Production journalière

(m3/jr)

14m3 17m3 21m3 Foisonné En place

Zone 1 0,51 8 6 6 2520 1867

Zone 2 1,38 10 8 7 2520 1867

Zone 3 1,93 11 9 7 2520 1867

Zone 4 1,45 10 8 7 2520 1867

Zone 5 1,1 9 7 6 2520 1867

Zone 6 0,31 7 6 5 2520 1867

On constate que plus la distance à parcourir est longue, plus le nombre de camions

nécessaire est important. Il n’est alors pas raisonnable d’envisager accroître la production sans

la variation des paramètres déterminant que sont : la distance et la capacité volumétrique des

engins de transport.

IV. Evaluation de la productivité du chantier

IV.1. Observations et suivi de chantier

Le suivi de la production a été effectué sous assistance du conducteur des travaux. Les

photographies suivantes donnent un point de vue sur certains facteurs de baisse de la

productivité.




Figure 20: Pelle hydraulique en attente. Les engins de

transport déterminent la production

Figure 21: Passage des engin de transport non

amélioré: augmentation de la résistance au roulement

Sur la figure 20, nous observons les pelles en attente. Les temps d’attente pouvant aller

jusqu’à trois minutes. Ceci peut s’expliquer par le fait que le bon nombre d’engin de transport

n’est souvent pas affecté aux pelles. A la figure 21, les engins sont dans des conditions optimum

de travail. La zone de passage des dumpers n’est pas nettoyée. La figure 22 montre une vue

générale du fonctionnement du chantier. Les pelles sont dans de mauvaises conditions de

travail. Les bennes des engins de transport n’étant pas à hauteur de chenille.

Figure 22: Vue en phase de travail : pelle en excavation dans de mauvaises conditions

IV.2. Point sur la productivité du chantier

Les productions journalières ont été obtenues par comptage et application des capacités

volumétriques des engins. La période d’observation s’est étendu sur 37 jours. Les obstacles,

l’expérience des conducteurs et bien d’autres facteurs peuvent ralentir la cadence de la pelle.

Nous intégrons ces facteurs précités dans le coefficient d’efficience. Le tableau 30 est un extrait

des productions journalières de la pelle V33.




Tableau 30: Extrait du récapitulatif des productions de la V33

Dates

V33

Equ

ipes

Zon

es de d

épô

t

Nb

Du

mp

Vm

ax

Nb

Ca

m.-V

ma

x

m3 p

elle ma

x/jr.

pelle /jo

ur

Vo

lum

e tota

le

Du

mper

Cam

ion

m3/jr

Heu

res

trava

illé

m3/H

21-juin 3 5 2120 7 302,9 Nuit 2 3 5 2120 2 3585

22-juin 0 0 0 7 0,0 Nuit 2 3 6 1140 1 1140

23-juin 2 5 1256 6 209,3 Nuit 2 2 5 1256 2 1299

25-juin 4 3 774 6 129,0 Nuit 2&1 4 6 1305 2 2079

27-juin 4 1 284 7 40,6 Nuit 2&1 4 6 1369 3 1987

28-juin 0 1 1705 8 213,1 Nuit 2&1 0 1 1705 3 3676

29-juin 0 1 1835 7 262,1 Nuit 2&1 0 1 1835 3 4836

30-juin 0 1 1220 0 0,0 Nuit 2 0 0 1875 3 4195

1-juil. 0 0 1680 8 210,0 Nuit 2 0 0 1680 2 3305

4-juil. 2 5 1908 7 272,6 Nuit 1 2 5 1908 3 3232

5-juil. 0 4 2000 7 285,7 Nuit 2&1 0 4 2000 3 3746

7-juil. 4 1 396 7 56,6 Jour 2&3 4 5 972 2 1368

8-juil. 0 0 0 0 0,0 Nuit 3 4 9 1495 3 3309

On constate que dans la majeure partie des cas, la pelle V33 fait les productions

maximales journalières. Elle est la pelle la plus déterminante. Un tableau plus développé sur

les 37 jours d’observation est présenté dans l’annexe A.4.9. Il regroupe les observations sur le

fonctionnement de toutes les six pelles hydrauliques.

IV.3. Analyse des données collectées

IV.3.1. Analyse des productions maximales et temps unitaires

Les modèles nous ont permis d’avoir une idée sur la rentabilité du point de vue de la

production en mouvement de terre. Les résultats sont présentés à l’annexe A.4.10. Un

récapitulatif de l’analyse est présenté dans les graphes des figure 23, figure 24, figure 25 et

figure 26.

Etude d’exécution et suivi du chantier de l’aménagement du marigot kadiogo à l’amont du canal du Mogho Naaba


Figure 23:Diagramme des productions journalières de la V33

Figure 24:Diagramme des productions horaires de la V33

Figure 25:Diagramme des productions maximales journalières

Figure 26:Diagramme des productions horaires de la V34

03

08

18

10

10

25 13

13

21

20

01

25

6

77

4

28

41

70

51

83

51

22

01

68

0 19

08

20

00

39

60

14

46

81

01

44

51

49

31

35

40

23

67

0 0 0 0 0 0 0 0 0

40

9

13

70

13

26

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

1 3 - J U I N 2 0 - J U I N 2 7 - J U I N 4 - J U I L . 1 1 - J U I L . 1 8 - J U I L . 2 5 - J U I L . 1 - A O Û T 8 - A O Û T

Production journalière pelle V33 Volume parfait

0

100

200

300

400

500

13-juin 20-juin 27-juin 4-juil. 11-juil. 18-juil. 25-juil. 1-août 8-août

1/TU V33 1/TU Parfait

17

22

10

50

18

10

13

25

13

13

21

20

11

40

12

56

13

05

13

69 1

70

51

83

51

87

51

68

0 19

08

20

00

97

21

49

51

44

6

81

01

44

51

49

31

35

41

50

52

36

7

14

40

24

61

51

81

04

51

18

58

98

15

05

15

35

11

97

13

51 16

17

15

44

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20

25

20


Volume maximale de la journée Volume parfait

0

50

100

150

200

250

300

350


1/TU V34 1/TU Parfait




Il en ressort que les pelles ont travaillé de façon discontinue. Cela s’explique par la

fréquence des pannes. Les conclusions sont les suivantes :

en observant les volumes maximums journaliers à la figure 25, on constate que

la production modèle n’a jamais été atteinte ;

l’analyse des productions journalières à la figure 23 montre que la pelle V33

fait des quantités proches du rendement maximal. Elle connait assez de pannes.

Accompagnée d’une bonne maintenance, elle pourrait être affectée à des tâches

décisives. La production de la V34 est discontinue et celle de la 17982 est

continue pendant les temps de travaux mais elles n’ont pas de bons

rendements (annexe A.4.10.). Il faudra alors s’assurer de les mettre dans de

bonnes conditions de travail ;

l’analyse des productions horaires (figure 24 et figure 26) montre que les pelles

malgré leurs états vétustes, travaillent assez bien. Principalement la V33 qui a

des valeurs de productions horaires proches des productions horaires modèles.

IV.3.2. Analyse des engins de transports affectés

A partir des données collectées, nous faisons des comparaisons des nombres de camions

et dumpers affectés avec les valeurs modèles. Cette analyse est effectuée sur une courte période

où l’utilisation des zones de dépôt était stable. Les engins de transport n’ont pas été affectés

spécifiquement à chaque pelle. Les analyses sont alors faites sur les moyennes journalières qui

nous donnent par extrapolation le nombre d’engins affectés par pelle. Les résultats sont

récapitulés dans la figure 27.

Figure 27:Analyse des engins de transport affectés par pelle

5

9

45

4

11

10

32

55

33

7

7 3 2 2

10 1010

10

10

10

10

10

108810

11

11

10

11

11

8

88

21-juin22-juin

23-juin

25-juin

27-juin

28-juin

29-juin

30-juin

1-juil.4-juil.

5-juil.7-juil.

8-juil.

9-juil.

11-juil.

12-juil.

13-juil.

14-juil.

15-juil.16-juil.

Moyenne des dumpers affectés par pelle

Dumper affectés modèle




Nous constatons que dans la majeure partie des cas, le nombre optimal de dumper n’a

jamais été affecté. Ce facteur a joué un rôle essentiel dans le défaut d’atteinte des productions

journalières maximales. Le problème de la baisse de la production journalière est lié en grande

partie à des questions de méthodologie.

IV.4. Actualisation du planning d’exécution

Le planning d’exécution prévoit un rendement de 3600 m3 par jours ouvrés pour

196698 m3 de déblais en grande masse du bassin de rétention et 170000 m3 pour le canal

principal. Les observations du suivi donnent pour les déblais une production moyenne de

1110 m3 par jour et par pelle. La moyenne des valeurs maximales journalières nous donne

1442 m3. Le volume excavé estimé jusqu’à la date du 08 août 2016 est d’environ 161700 m3.

Le tableau 31 montre les volumes totaux journaliers.

Tableau 31: Volumes totaux journaliers

Types de données Moyenne Ecart type Observation écart

type et ½ moyenne

Volume totale sur Jours travaillés 2595 1019 La dispersion est faible

Volume totale sur jours écoulés

(prise en compte des pannes, jours

fériés, pluies …etc.)

1655 1493 La dispersion est forte

La comparaison entre l’écart type et la demi- moyenne nous montre que les valeurs de

volume total ne sont pas stables sur jours écoulés. Le volume total sur jour travaillé est inférieur

à celui prévu par le planning d’exécution.

On conclut que si des mesures ne sont pas prises, les productions prévues ne pourront

pas être atteintes. La non atteinte des productions entrainera des retards dans les délais prévus.

IV.5. Perspectives d’optimisation des procédés

IV.5.1. Analyses préliminaires

Nous évaluons l’influence du nombre de camion et du nombre de godets de remplissage

sur la production. L’analyse a été faite sur des dumpers de 14 m3 affectés à une pelle et

travaillant entre l’emprise du bassin et la zone de dépôt n°2. Le nombre de godets calculé nous

donne une valeur de 7,84 et celui de camions nécessaires est de 9,13. Les résultats sont

consignés dans le tableau 32.




Tableau 32:Analyse combinée nombre de godet-nombre de camion-production maximale

Nombre de godets

4 5 6 7 8 9

Temps de cycle

camion (min) 8,85 9,13 9,42 9,70 9,98 10,27

Temps de

chargement (min) 1,13 1,42 1,70 1,98 2,27 2,55

Nombre calculé de

camion 15,22 12,38 9,13 8,11 7,32

PRODUCTIONS EN m3 FOISONNE

Nombre de

camions

5 103,48 127,25 150,28 172,58 190,38 187,50

6 124,17 152,70 180,33 207,09 228,46 224,99

7 144,87 178,16 210,39 241,61 266,54 262,49

8 165,56 203,61 240,44 276,13 304,62 274,51

9 186,26 229,06 270,50 310,64 308,82 274,51

10 206,95 254,51 300,55 315,00 308,82 274,51

11 227,65 279,96 315,00 315,00 308,82 274,51

12 248,34 305,41 315,00 315,00 308,82 274,51

13 269,04 315,00 315,00 315,00 308,82 274,51

14 289,73 315,00 315,00 315,00 308,82 274,51

15 310,43 315,00 315,00 315,00 308,82 274,51

16 315,00 315,00 315,00 315,00 308,82 274,51

17 315,00 315,00 315,00 315,00 308,82 274,51

18 315,00 315,00 315,00 315,00 308,82 274,51

Les conclusions sont les suivantes :

en utilisant l'arrondi par défaut du nombre de godets et l'arrondi en excès du

nombre de camions, on atteint la production maximale plus rapidement ;

à partir de l'arrondi supérieur du nombre de godets, la production maximale n'est

jamais atteinte. Les pelles travailleront alors à perte. On aura une augmentation

des temps d'attente pour mise au propre de la zone de chargement ;

pour une valeur en dessous du nombre de godets calculé, il faut un plus grand

nombre de camions pour atteindre la production maximale.

D’après une analyse sur les dispositions des engins pendant le chargement, il y a un gain

de 12,6% du temps de cycle si l’on positionne la benne à hauteur de chenille de la pelle plutôt

qu’à la même hauteur que la pelle [11].




IV.5.2. Dispositions pour l’optimisation

Dans le cas particulier de ce chantier, pour approcher les productions modèles, nous

proposons des solutions suivantes :

en début de journée, établir un briefing sur les tâches à effectuer et surtout définir

les zones de dépôts et les nombres de camions à affecter. Les reste se fera par

ajustement ;

s’assurer à chaque fois que les pelles sont dans les bonnes conditions tel

qu’indiqué au tableau 33;

être toujours dans la dynamique de charger légèrement faible et excéder d’un

camion ;

s’assurer que les pelles travaillent de manière continue avec leur conducteur ;

faire plus fréquemment l’entretient des zones de chargement et de déchargement

pour réduire les temps de cycles.

Tableau 33:Positions accrues dans le creusage intensif

Hauteur de talus et

distance au camion

idéal

Zone de travail et

angle d’orientation

optimum

Meilleure distance

au bord possible

Source : Caterpillar Inc. ,French Performance Handbook, SFBD0341

Note : Le tableau 33 illustre les situations idéales. Il n’est pas nécessaire que toutes ces

conditions soient remplies. La prise en considération du maximum d’entre elles aidera à booster

la production.

↑12,6%




CHAPITRE V: ESTIMATION DES QUANTITES ET DES COUTS POUR

LE DALOT

I. Calcul des volumes de béton et approximation des quantités d’agrégats

Les volumes sont calculés en fonction des dimensions des parties d’ouvrages. Le

tableau 34 fait un récapitulatif des calculs.

Tableau 34:Calcul des quantités d'agrégats pour le dalot

Parties d'ouvrage H (m) L(m) e ou l

(m) Nbr

perte

béton

Volumes

m3

Dosage

kg/m3

Ciment

(tonne)

Sable

m3

Gravier

m3

Guide roues 0,85 21,20 0,25 2 10% 9,91 350 3,47 3,96 7,93

Trottoirs 0,20 21,20 1,25 2 10% 11,66 350 4,08 4,66 9,33

Tablier 0,30 21,20 10,00 1 20% 76,32 350 26,71 30,53 61,06

Piédroits 2,50 10,20 0,30 6 15% 52,79 350 18,47 21,11 42,23

Goussets 0,30 10,20 0,30 20 10% 10,10 350 3,53 4,04 8,08

Radier 0,30 21,20 10,00 1 20% 76,32 350 26,71 30,53 61,06

BP Radier 0,05 21,20 10,20 1 5% 11,35 150 1,70 4,54 9,08

Dalle transition 0,3 10,00 3,00 2 20% 21,60 350 7,56 8,64 17,28

BP dalle transition 0,05 10,10 3,2 2 5% 3,40 150 0,51 1,36 2,71

Mur en aile 2,80 4,00 0,30 4 15% 15,46 350 5,41 6,18 12,36

Semelles mur en aile 0,30 4,00 1,60 4 15% 8,83 350 3,09 3,53 7,07

BP sous semelle 0,05 4,20 1,70 4 5% 1,5 150 0,22 0,60 1,20

Bèche 0,60 4,20 0,30 4 5% 3,18 200 0,64 1,27 2,54 Σ 302,40 Σ 103 121 242

Nous avons ainsi un total de 302,4 m3 de béton pour des valeurs globales de 103 tonnes

de ciment 121 m3 de sable et 242 m3 de gravier.

II. Détermination des quantités d’acier

Les quantités d’acier sont déterminées sur la base des détails des plans de ferraillage

présentés en annexe A.5.5. Nous obtenons un poids total de 19 tonnes d’acier distribué selon

les tableau 35 et tableau 36.

Tableau 35: Récapitulatif du ferraillage des murs en retour

Acier Long. Developpés (m) Nbre de barre de 12 m Nbre par tonne Tonnage

HA10 97,4 9 135 0,3

HA12 237,48 20 93 0,6

HA14 121,72 11 68 0,4




Tableau 36: Récapitulatif du ferraillage du module. cf Annexe A5

Acier Long. Developpés (m) Nbre de barre de 12 m Nbre par tonne Tonnage

HA10 3242,89 271 135 2

HA12 7004,99 584 93 6,3

HA14 646,05 54 68 0,8

HA16 738,08 62 52 1,2

HA20 2873,28 240 34 7

III. Estimation du coût de l’ouvrage de franchissement

La détermination du coût de l’ouvrage est basée sur le sous détail des prix du marché du

projet. C’est un coût fixe par ouvrage type. Le corps de l’ouvrage est payé au mètre linéaire et

les têtes sont payées par unité. Les sous détails des prix unitaires sont propres à l’entreprise et

ne peuvent figurer dans ce document à cause de leur caractère confidentiel. Nous évaluons

néanmoins au tableau 37, la valeur de l’ouvrage par l’application de prix unitaires obtenus en

entreprise.

Tableau 37:Coût hors taxes du dalot

Désignation Unité Quantité Prix unitaire

(FCFA)

Total

(FCFA)

Dalot à cinq cellules en Béton

armé 5*4*2,5 ml 10,2 3196243 32601677

Tête de dalot à cinq cellules U 2 20441315 40882629

Total hors douane hors taxes 73484306

L’ouvrage est estimé à 73.484.306 Franc CFA (Soixante-treize million quatre cent

quatre-vingt-quatre mille trois cent six franc CFA) hors taxes.




CONCLUSION

Le projet d’aménagement du marigot Kadiogo entre dans la stratégie d’assainissement

pluvial de la ville de Ouagadougou. Pour la phase d’exécution, nous avons affiné les

propositions de l’Avant-Projet Détaillé. Il a été proposé des variantes économiques des biefs du

canal. Contrairement aux études préalables, des pentes et vitesses modérées ont été obtenues.

Le calcul de revanche a été intégré et les ouvrages de têtes ont été redéfinis pour préserver les

sections à l’écoulement. Le plus grand dalot cadre a été justifié au BAEL par la méthode

manuelle de la poutre équivalente et des éléments finis avec Cype Ingenieros 2014©. Ceci nous

permet d’avoir après comparaison, des sections d’acier optimums données principalement par

la méthode des éléments finis. Les facteurs de calcul et dispositions constructives nous

conduisent à un ouvrage de 302 m3 pour une densité d’acier d’environ 63 kg/m3. Le coût de

réalisation du dalot s’élève à 73.484.305 Francs CFA hors taxes. Le bilan du suivi de chantier

nous a permis de donner les facteurs déterminants à faire varier pour espérer être dans les délais

d’exécution. Les engins de terrassement déterminant dans le cycle de production ont des

rendements faibles. L’étude d’exécution ainsi que les données de la première phase de chantier

permettent de réaliser un ouvrage répondant aux conditions d’exploitations tout en assurant son

rôle d’évacuation des eaux pluviales. Les données et résultats du suivi de chantier constituent

un retour d’expérience pour l’entreprise et faciliteront le déroulement des travaux dans le futur.




BIBLIOGRAPHIE

[1] «planete-burkina.org,» [En ligne]. Available: www.planete-

burkina.org/geographie_burkina. [Accès le 29 Aout 2016 à 13h 08 GMT].

[2] C. François-Noel, HYDROLOGIE URBAINE QUANTITATIVE-Assainissement

pluvial, 2011.

[3] A. B. G. Jean Armand CALGARO, Conception des ponts.

[4] V. T. e. A. Nguyen, Hydraulique routière.

[5] SETRA, Programme de calcul PICF-EL.

[6] FASCICULE N° 61 TITRE II. - programmes de charges et épreuves des ponts routes

(Conception, calcul et épreuves des ouvrages d´art).

[7] J. P. B. F. L. Jean Goulet, Aide mémoire Résistance des Matériaux, Paris: Dunod, 2014.

[8] S. "CYPE Ingenieros, Ponts-Cadres PICF - CYPE Ingenieros.

[9] H.FREITAS, Support de cours Les terrassements.

[10] R. L. Peurifoy, C. J. schexnayder et A. Shapira, Construction, Planning, Equipment and

Methods, 7th edition éd.

[11] C. R. a. C. J. S. Lewis, "Production Analysis of the CAT 245 Hydraulic Hoe," in

Proceedings Earthmoving and Heavy Equipment Specialty Conference, American

Society of Civil Engineers,, February,1986, pp. 88-94.




ANNEXES

ANNEXES ------------------------------------------------------------------

SOMMAIRE

A.1 DONNEES DE PRESENTATION DU PROJET ......................................................... 62

A.2 CALCULS HYDROLOGIQUES ET HYDRAULIQUES ........................................... 68

A.3 NOTE DE CALCUL DU DALOT ................................................................................ 81

A.4 . OPTIMISATION DES PROCEDES A L’EXECUTION ......................................... 104

A.5 DOSSIER DE PLANS D’EXECUTIONS .................................................................. 120



>

ANNEXE

A.1 DONNEES DE PRESENTATION DU PROJET



AMENAGEMENT DU CANAL OUVRAGES DE FRANCHISSEMENT

Déguerpissement d'emprises 18 HA Fouille pour ouvrage 230 m3

Déblais du terrain 421 850 m3 Remblais compacté de bloc technique 86 m3

Remblais provenant de produit du déblais 46 000 m3 Béton de propreté 48 m3

Remblais de matériaux d'emprunt 26 000 m3 Béton armé 471 m3

Lit de pose en graviers calibrés 10 000 m3 Perrés maçonnés de protection de remblais 153 m2

Lit de pose des perrés secs 760 m3 Garde-corps 251 ml

Perrés secs pour parois en talus 7 500 m3 Support et fixation pour réseau divers 111 ml

Perrés maçonnés pour parois en talus 50 m2 Béton cyclopéen sous semelle 18 m3

Béton armé 14 350 m3 Joint de dilation être tablier 20 ml

couche de couronnement 600 m3 Fouille pour ouvrage 230 m3

Maçonnerie 700 m3 Remblais compacté de bloc technique 86 m3

Graviers calibrés 5 m3 Béton de propreté 48 m3

Déplacement de réseau d'eau 1 550 ml Béton armé 471 m3

Déplacement de réseau d'électricité 225 ml VOIRIES Déplacement de réseau de télécommunication 360 ml Préparation de la plateforme 149 500 m2

Béton de propreté 26 m3 couche de base 23 300 m3

AMENAGEMENT DES AFFLUENTS Couche de roulement 23 300 m3

Déguerpissement d'emprises 2 ha Panneau de signalisation 148 u

Déblais soignés 9 700 m3 AMENAGEMENT URBANISTIQUE

Remblais de matériaux d'emprunt 1 400 m3 Plantation d'arbres 1 700 u

Béton de propreté dosé a 150Kg/m3 250 m3 ECLAIRAGE Béton armé dosé à 250Kg/m3 150 m3 Connexion au réseau HT avec descente 3 u

Béton armé dosé à 350Kg/m3 3 400 m3 Coffret 3 u

Démolition d'ouvrages existant 1 F Liaison coffret 3 u

Fouille en terrain 22 000 m3 Câbles 4*16 mm 13 000 ml

Lit de pose de graviers 1 160 m3 Candélabre à une crosse 150 u

Lit de pose de sable 198 m3 Candélabre à double crosse 110 u

Maçonnerie de moellons 760 m2 PLAN DE GESTION ENVIRONNEMENTAL ET SOCIAL Fossés maçonnés de garde 1 780 ml Remise en état d'emprunt 1 F

Fourniture et pose de barbacanes 500 u Appuis aux mesures de sécurité et d'hygiène 12 mois

Curage de caniveaux existants 830 ml Renforcement de capacité et sensibilisation 1 F

Mise en œuvre du PGES 1 F



Désignation Structure

Objet Travaux d'aménagement du marigot du Mogho Naaba et son affluent Gounghin Sud

Marche n°:

Financement Don fad n 2100155025919

Maitre d'ouvrage Mairie de Ouagadougou

Maitre d'ouvrage délégué Direction générale des services techniques municipaux

Maitre d'œuvre Bureaux de la cellule de gestion des projets communaux (cegepco)

Entreprise COGEB International SA

Conciliateur Monsieur Idossou Tchona

Montant du marche 6 992 445 641 FCFA



A.1.1 Aperçu de l’envergure du projet

Rond point

de la patte

d’oie

Début du

projet

Lycée

Universalis

Boulevard

France-Afrique

Fin du projet

Croisement avec

canal existant

Affluent

Gounghin sud Emprise dprévu

du bassin de

rétention,

Lit du marigot

Stade rené

MONORY




A.1.2 Récapitulatif des franchissements du projet

Exutoires

Points

kilométriques

à l’entrée

Ecart

TN-

Projet à

l’entrée

Largeur

projetée

du canal

Sections à

l’écoulement Observations

Pont avenue

LIWAGA

P1

0+000 3,79 6 3x2x1,2

Dalot existant

en début de

projet

Passerelle rue

de la FAO

P38

00+675 2,39 10 15 m

Ouvrage à

construire

Dalot rue

WARBA

Banque

mondiale

P54

1+015,96 0,98 10 3x3,3x2,1 Dalot existant

Passerelle

Rue 16.276

P79

1+344,32 0,00 10 #15 m

Ouvrage à

construire

Boulevard des

TANSOABA

(Pont Kupélé)

P123

1+833,36 1,52 10 3x4x2,25

Ouvrage

existant

Dalot rue

17.18 & 16.63

P163

2+425 1,4 15 3x4x2,5

Ouvrage à

construire

Pont rue

RATAG

RIMA

P193

3+055,17 2,03 20 4x4,5x2,1

Ouvrage

existant

Passerelle rue

SOR NABA

P208

3+325 1,51 20 20 m

Ouvrage à

construire

Dalot rue 7.38 P230

3+725 1,26 20 5x4x2,5

Ouvrage à

construire

Amont rue

Mouni Mouni

(Passerelle)

P243

4+019,43 1,23 20 20 m

Ouvrage à

construire



A.1.3 Profils en travers de l’ouvrage




ANNEXE

A.2 CALCULS HYDROLOGIQUES ET

HYDRAULIQUES



A.2.1 Vérification de l’homogénéité des données par la méthode des moyennes mobiles

Année Janvier Fevrier Mars Avril Mai Juin Juillet Aout Sep Oct Nov Dec

Pluies

max/jr

Moy. 5

ans

Moy.

11 ans

Moy..

25

ans

1980 * Tr * 13 17,9 27,9 37,9 45,7 19 10,7 * Tr 45,7

1981 * * Tr 22,9 20,8 28,6 61,5 51,9 31,5 1,1 * * 61,5

1982 0,1 14,2 37,1 34,1 34,7 18,2 28,6 36 18,9 25,2 * Tr 37,1 50,08

1983 * * Tr 0,5 18,6 39,7 63,3 28,5 34,4 8,1 * * 63,3 51,02

1984 * * 16,9 13,1 17,2 15,1 42,8 32 32,5 9,7 1,1 * 42,8 48,16

1985 Tr * * 3,1 36,4 20,7 36,9 22,9 50,4 * * * 50,4 55,86 56,2

1986 * * 4,1 5,2 30,6 32,2 35,5 47,2 33 36,3 * * 47,2 56,04 61,6

1987 * * 12,4 * 24,2 75,6 40,3 53 44,9 10 * * 75,6 62,46 60,9

1988 * * * 37,3 31,5 18,2 64,2 56,8 26,8 5,9 Tr * 64,2 63,38 62,4

1989 * * 4,2 * 11,6 13,5 74,9 37,3 27,6 20,9 * 1,7 74,9 74,98 61,9

1990 * * * 8,2 55 25,7 36,3 47,9 * 2,1 Tr * 55 70,64 64,7

1991 * * 0,4 29,5 105,2 33,4 45,8 35,8 19,4 16,2 * * 105,2 68,6 66,5

1992 Tr * Tr 32,8 6,1 23 53,9 51,9 18,4 3,1 4,8 * 53,9 65,26 66,3 60,0

1993 * Tr 9,4 21,4 4,5 41,4 54 47,7 27,4 44,6 * * 54 68,88 66,0 61,2

1994 * * 1,5 0,7 3,5 38,4 31,6 58,2 32,3 15,5 * * 58,2 61,9 66,2 60,8

1995 * Tr Tr 6,4 13,5 28,3 27,3 73,1 33,6 5,5 0,4 * 73,1 60,16 64,7 64,0

1996 * * Tr 11,2 21,4 15,4 35,6 37,1 70,3 15,3 * * 70,3 63,84 64,2 63,8

1997 * * 45,2 25,6 12,6 19,7 31,9 35,3 19,2 19,3 * * 45,2 65,4 60,0 72,5

1998 * * * 7,8 14,7 7,7 28,5 72,4 40,7 24,9 * * 72,4 62,5 60,7

1999 0 0 0,7 9,3 18,8 28,3 66 33,1 25,7 5,6 0 0 66 58,4 60,8

2000 0 0 0 15,9 18,7 58,6 36,5 37,1 8,2 27,9 0 0 58,6 60,98 62,4

2001 0 0 0 0 19,9 8,2 44,6 49,8 27,7 9,2 0 0 49,8 58,92 60,4

2002 0 0 0 5,2 19,1 21,6 39,2 58,1 38,2 28,3 0 0 58,1 56,74 64,7

2003 0 2,4 2 16,2 39,6 62,1 38,4 26,6 58,9 38,3 0 0 62,1 60,16 65,9

2004 0 0 0 34,6 22,4 10,3 55,1 35,2 42,2 8,7 9,8 0 55,1 60,5 83,0

2005 0 0 0,5 13,5 23,3 37,5 75,7 50,1 28,4 18,9 0 0 75,7 72,22

2006 0 0 0 5,7 9,1 36,3 51,5 33,3 20,9 27,9 0 0 51,5 71,48

2007 0 0 0 30,2 36 27,5 30,8 116,7 60,5 0,3 0,1 0 116,7 112,72

2008 0 0 4,3 0 34,9 25,6 57 40,5 58,4 18,1 0 0 58,4

2009 0 0 0 8,4 16,1 56,2 20 35,1 261,3 19,5 0 0 261,3

Moy

(30ans) 0,1 14,2 45,2 37,3 105,2 75,6 75,7 116,7 261,3 44,6 9,8 1,7 261,3




A.2.2 Ajustement de la pluie par la loi de Gumbel

A.2.2.1. Description (moyenne, écart- type, variance, maxi, mini, etc…)

Moyenne 62,1 mm Coefficient de variation 0,27

Ecart type 17,060 Pluie minimale 37,1 mm

Classe de calcul (10% de

l'écart entre les valeurs

maximale et minimales)

7,98 : choisissons des

classes de 8 mm Pluie Maximale 116,7 mm

A.2.2.2. Classement de l’échantillon par valeurs croissantes

A.2.2.3. Histogramme des fréquences empiriques

Classement par

ordre croissant Rang i F(xi)

Classement par

ordre croissant Rang i F(xi)

37,1 1 0,03 58,6 16 0,53

42,8 2 0,07 61,5 17 0,57

45,2 3 0,10 62,1 18 0,60

45,7 4 0,13 63,3 19 0,63

47,2 5 0,17 64,2 20 0,67

49,8 6 0,20 66 21 0,70

50,4 7 0,23 70,3 22 0,73

51,5 8 0,27 72,4 23 0,77

53,9 9 0,30 73,1 24 0,80

54 10 0,33 74,9 25 0,83

55 11 0,37 75,6 26 0,87

55,1 12 0,40 75,7 27 0,90

58,1 13 0,43 105,2 28 0,93

58,2 14 0,47 116,7 29 0,97

58,4 15 0,50 261,3 30 1,00

bornes inf bornes sup Centre Effectif Fréquence

37 45 41 2 6,90%

45 53 49 6 20,69%

53 61 57 8 27,59%

61 69 65 5 17,24%

69 77 73 6 20,69%

77 85 81 0 0,00%

85 93 89 0 0,00%

93 101 97 0 0,00%

101 109 105 1 3,45%

109 117 113 1 3,45% Σ 29

0

2

4

6

8

10

41 49 57 65 73 81 89 97 105 113

Histogramme

La classe modale (classe de plus grand

effectif) est [53 ; 61] donc nous

pouvons considérer comme étant

mode de la série 57 mm




A.2.2.4. Choix de la loi de probabilité empirique et tracé de la courbe

expérimentale

Figure A.2.2.4.: Choix de la loi de probabilité

A.1.1.1. Choix de la distribution-ajustement graphique et par calcul

Calcul des coordonnées de 2 points A (X1, F*1) et B(X2, F*2)

F*1 = 0,05 u1 = -ln(-ln(F)) =-1,0972 X1 = m+su = 43 mm

F*2 =0,95 u2 = -ln(-ln(F)) =2,9702 X2 = m+su =113 mm

Médiane =58 mm

Mode= 57 mm

Moyenne= 68,8 mm

Conclusion : la médiane

est comprise entre le

mode et la moyenne :

Les valeurs centrales ne

sont pas trop différentes.

On peut continuer par

utiliser la loi

y = 0,0032x - 1,7823

R² = 0,9631

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

30 50 70 90 110

Ajustement graphique d'une droite sur

l'ensemble des points

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

30 50 70 90 110

Ajustement par calcul d'une droite sur

les points

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

1,00

30 60 90 120

Courbe des fréquences expérimentales




A.2.2.5. Calcul des paramètres de la loi

A.2.2.6. Validation de la loi et détermination des intervalles de confiance

Les valeurs de la fonction B(Fi) sont données dans le tableau suivant :

Fi 0,05 0,1 0,2 0,5 0,7 0,8 0,9 0,95 0,98

B(Fi) 1,46 1,3 1,24 1,44 1,84 2,24 3,16 4,46 7,08

Tous les points doivent être situés à l’intérieur de l’intervalle de confiance tel que :

𝑥𝑖 = 𝑥0 + 𝑢 ∗ 𝑠 ± 𝑘𝑠

√𝑛𝐵(Fi)

𝑥0 + 𝑢 ∗ 𝑠 = 𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑙′𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑣𝑎𝑙𝑙𝑒𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑓𝑖𝑎𝑛𝑐𝑒

𝑘𝑠

√𝑛𝐵(Fi) 𝑙𝑜𝑛𝑔𝑢𝑒𝑢𝑟 𝑑𝑒 𝑙′𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑣𝑎𝑙𝑙𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑛𝑓𝑖𝑎𝑛𝑐𝑒 𝑑𝑒 𝑝𝑎𝑟𝑡 𝑒𝑡 𝑑′𝑎𝑢𝑡𝑟𝑒 𝑑𝑢 𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒

Les valeurs de k sont données en fonction du seuil de tolérance α

α 80% 90% 95% 98% 99%

K 1,28 1,64 1,96 2,33 2,57

La loi sera acceptée si au moins α% des valeurs de l’échantillon se trouve à l’intérieur de

l’intervalle de confiance tracé

Nous choisissons un seuil de tolérance de 0,95 soit une valeur de k égale à 1,96.

Paramètres de la loi

Moyenne : 62,1 mm ; Ecart type : 17,06 ; Mode : x0=53,92 ; Paramètre d’echelle : s=15,34




F(xi) ui xi=x0+us B(F) K*s*B(F)/(n^2) Borne inf Borne sup

0,05 -1,10 37,09 1,46 8,15 28,94 45,24

0,1 -0,83 41,12 1,30 7,26 33,87 48,38

0,2 -0,48 46,62 1,24 6,92 39,69 53,54

0,5 0,37 59,54 1,44 8,04 51,50 67,57

0,7 1,03 69,73 1,84 10,27 59,46 80,00

0,8 1,50 76,92 2,24 12,50 64,42 89,42

0,9 2,25 88,43 3,16 17,64 70,79 106,07

0,95 2,97 99,47 4,46 24,90 74,57 124,37

0,98 3,90 113,76 7,08 39,52 74,24 153,28

Fréquences au non

déplacement Pluies

Année normale F = 0,5 59,54 mm

Année décennale sèche F = 0,1 41,12 mm

Année décennale humide F = 0,9 88,43 mm

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

-10 40 90 140 190 240

Intervalles de confiance

Série3 Borne inférieur Borne supérieur

La loi est acceptée au moins 95%

des valeurs de l’échantillon se

trouve à l’intérieur de l’intervalle

de confiance tracé




A.2.2.7. Test du ki deux

Découpage par classe et d’effectif d’au moins 5 par classe

A.2.3 Méthodologie du calcul en section hydrauliquement favorable

A.2.3.1. Calcul des sections avec pente limite et dimension imposée

La définition du débit et de la section conduit à

𝑦 =−𝑏 + √𝑏2 + 4𝑚

𝑄𝑈

2𝑚

De la relation de Manning Strickler on tire la pente I

𝑄 = 𝐾𝑠𝑆𝑅ℎ2/3𝐼1/2 ⟹ 𝐼 =

𝑈²

𝐾²𝑠

[𝑏 + 2𝑦√1 + 𝑚²

𝑦(𝑏 + 𝑚𝑦)]

4/3

Le canal ayant à porter un certain débit, il s’agit de réaliser une section répondant au

mieux aux conditions suivantes :

1. Largeur des emprises réduite le plus possible (économie sur les achats de terrains) ;

2. Profondeur la moins grande possible (entretien plus facile, infiltration moins

importante, économie sur le prix de reviens unitaire des déblais et le coût total des

travaux d’excavation) ;

3. Section la plus réduite possible (pour diminuer le volume de déblais et le coût total des

travaux) ;

Classes lim classes ni npi (ni-npi)²/npi

1 inf 51,5 7 5,8 0,25

2 51,5 - 58,1 5 5,8 0,11

3 58,1 - 62,1 5 5,8 0,11

4 62,1 - 73,1 6 5,8 0,01

5 sup 73,1 6 5,8 0,01 29 0,48

Conclusion: On peut définir une pluie de

fréquence au non dépassement de 90% de

88,43mm Avec un intervalle de confiance

compris entre 73,37 et 103,5 La pluie de 79mm

choisie dans le projet est adaptée puisqu'elle est

dans l'intervalle de confiance.

Le degré de liberté se calcul par 𝜈 = 𝑘 − 𝑝 − 1

Avec

𝑘 = 5 (𝑛𝑜𝑚𝑏𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑐𝑙𝑎𝑠𝑠𝑒);

𝑝 = 2 (𝑛𝑏𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑝𝑎𝑟𝑎𝑚è𝑡𝑟𝑒

𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑙𝑜𝑖)

𝜈 = 2

On a 𝜒2 = ∑(𝑛𝑖

∗−𝑛𝑖)²

𝑛𝑖

𝑘𝑖=1 =0,48

𝜒2𝑐𝑎𝑙

< 𝜒20,05

= 11,07.

𝐿𝑎 𝑙𝑜𝑖 𝑒𝑠𝑡 𝑎𝑐𝑐𝑒𝑝𝑡é𝑒




4. Le périmètre mouillé le plus faible possible ;

5. Section telle que la vitesse U=Q/S ne soit ni trop faible (pour éviter les dépôts) ni trop

forte (Pour éviter l’érosion) ;

Pour notre cas de canaux trapézoïdaux, on cherche à satisfaire les conditions 3 et 4

(SHF) puis on modifie les dimensions obtenues s’il y a lieu pour donner suite aux conditions 1

et 2. La condition 5 peut être satisfaite en modifiant la pente plutôt que les dimensions du canal.

✓ U est maximale pour I et Q donné ;

✓ Q est maximale pour S et I fixés ;

✓ I est minimal pour S et Q fixé.



A.2.4 Calcul des caractéristiques du canal et comparaison avec les données du consultant

Biefs Débits

(m3/s)

Revanche

1* Revanche 2** b (m) y (m) H (m)

Vitesses

(m/s)

Pentes

(%) yc Ic (%)

Typologie de

l'écoulement

0-50 48,96 0,75 0,06 0,19 6 11,00 0,94 1,28 1,00 1,50 7,03 3,1 1,5 0,19 1,64 1,19 0,21 0,21 Torrentiel Fluvial


280-625 BASSIN DE RETENTION

625-1025 40 0,71 0,16 0,17 10 10,00 1,13 1,13 1,30 1,30 3,01 3,01 0,2 0,19 1,11 1,11 0,22 0,22 Fluvial Fluvial



1405-1840 61,43 0,79 0,14 0,19 10 12,00 1,16 1,28 1,30 1,50 4,52 3,25 0,44 0,19 1,31 0,2 Fluvial










4104 137,24 0,97 -0,22 0,35 6 6 1,76 1,76 1,500 1,500 9,02 9,02 1,26 1,26 2,93 2,93 0,18 0,18 Torrentiel Torrentiel

Les revanches ont été calculés par ; *(Formule de Lacey r=0,2+0,15*(Q^(1/3)) **(Allemangne r=0,17*hm*Fr^(1/3)

Les valeurs en fond de trame sont les valeurs issues du calcul d’exécution

Nous avons utilisé le solveur Excel pour le calcul des profondeurs critiques.



Tableau Erreur ! Il n'y a pas de texte répondant à ce style dans ce document..1:

Premier dimensionnement proposé par l'entreprise avant les études de ce mémoire

Les observations demeurent/ vitesses fortes, revanches

incertaines, profondeurs normales par débitance.




A.2.5 Projection des valeurs sur les abaques pour le calcul hydraulique du dalot

A.2.5.1. Détermination de la hauteur d’eau à l’amont de l’ouvrage




A.2.5.2. Détermination de la pente critique dans un dalot rectangulaire




A.2.5.3. Détermination de la vitesse dans le dalot

.




ANNEXE

A.3 NOTE DE CALCUL DU DALOT




A.3.1 Inventaire des charges permanentes sur l’ouvrage

Désignations Valeurs de calcul (kN/mli)

Poids propres Tablier : 25∗0,3∗1= 7,5

Poids propre des guides roues e∗h∗l∗2∗25/(Lr+2∗e)= 0,25∗0,85∗2∗25/10 = 1,06

Poids propre trottoir 1,25*0,2*25/10 = 0,63

Revêtement et remblai 22*0,025*1 = 0,55

Charge Permanente total sur

tablier 7,5+1,06+0,63+6,55 = 9,74

Poids propre du radier 25∗0,3∗ 1= 7,5

Poids propres des piédroits e1∗h∗1∗6∗25/(5∗l+6∗e1) =25∗2,5∗0,3∗1∗6/21,8 = 5,16

Charge permanente totale sur

radier 15,74+7,5+5,16 = 22,4

Poussée de remblai sur un

piédroit

P(h = 0) = 0

P(h = 3,1) = 0,333∗20∗3,1 = 20,65 kPa

A.3.2 Inventaire des charges routières

A.3.2.1. Schémas de chargement des charges routières

Sous système Bc




A.3.2.2. Calcul des coefficients de majoration dynamique pour le Système B

Le coefficient de majoration dynamique des sous-systèmes B est calculé par :

𝛿𝐵 = 1 +0,4

1 + 0,2 ∗ 𝐿+

0,6

1 +4 ∗ 𝐺

𝑆

𝑎𝑣𝑒𝑐 {

𝐺 = 𝑝𝑜𝑖𝑑𝑠 𝑝𝑟𝑜𝑝𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑙é𝑙é𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑖𝑑é𝑟é

𝑆 = 𝑐ℎ𝑎𝑟𝑔𝑒 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒𝑠 𝑒𝑠𝑠𝑖𝑒𝑢𝑥 𝑞𝑢′𝑖𝑙 𝑒𝑠𝑡 𝑝𝑜𝑠𝑠𝑖𝑏𝑙𝑒 𝑑𝑒 𝑝𝑙𝑎𝑐𝑐𝑒𝑟 𝑠𝑢𝑟 𝑙𝑎 𝑙𝑜𝑛𝑔𝑒𝑢𝑟 𝐿𝐿 = 𝑀𝑎𝑥 (𝐿𝑅; 𝑃𝑜𝑟𝑡é𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑣é𝑒) = 𝐿𝑅

On a alors :

Pour le tablier

𝛿𝐵𝑐 = 1 +0,4

1 + (0,2 ∗ 7)+

0,6

1 +4 ∗ 9,21 ∗ 4,3 ∗ 10

480 ∗ 1,1

= 1,31

𝛿𝐵𝑡 = 1 +0,4

1 + (0,2 ∗ 7)+

0,6

1 +4 ∗ 9,21 ∗ 4,3 ∗ 10

640 ∗ 1

= 1,34

Pour la suite on prendra 𝛿𝐵 = max (𝛿𝐵𝑐; 𝛿𝐵𝑡) =1,34 Pour le radier

𝛿𝐵𝑐 = 1 +0,4

1 + (0,2 ∗ 7)+

0,6

1 +4 ∗ 21,87 ∗ 10 ∗ 4,3

480 ∗ 1,1

= 1,24

Sous système Bt

Sous système Br




𝛿𝐵𝑡 = 1 +0,4

1 + (0,2 ∗ 7)+

0,6

1 +4 ∗ 21,87 ∗ 10 ∗ 4,3

640 ∗ 1

= 1,25

𝛿𝐵 = max (𝛿𝐵𝑐; 𝛿𝐵𝑡) =1,25 A.3.2.3. Détermination des coefficients de dégressivité transversale

A.3.3 Calcul du tablier et du radier

A.3.3.1. Les sollicitations

Les charges permanente et d’exploitation agissant sur la traverse sont

respectivement : g = 9,74 kN/ml et q =74,77 kN/ml. Sur le radier, nous avons : g = 22,4 kN/ml

et q = 69,65 kN/ml Le schéma statique du tablier est représenté comme suit

Les travées et les rigidités étant les mêmes, nous avons calculé les moments et les réactions

d’appuis suivant (Jean Goulet, Jean Pierre Boutin, Frédéric Lerouge. Aide mémoire

Résistance des Matériaux. Paris : Dunod, 2014)

VALEURS DES SOLLICITATIONS POUR LE TABLIER

Désignations Formules

P=charge répartie

Valeurs calculées

Sous Charges

permanentes

Sous Charges

variables

Moments fléchissant (kN.m/ml)

En travée de rive 𝑃𝑙²/12,8 14,07 108,01

2ème et 4éme travée 𝑃𝑙²/30,4 5,92 45,48

Travée centrale 𝑃𝑙²/21,6 8,34 64,01

Sur appuis 1 et 4 −𝑃𝑙²/9,5 -18,95 -145,54

Sur appuis 2 et 3 −𝑃𝑙²/12,7 -14,18 -108,87

Valeurs maximales en travée 14,07 108,01

Valeurs maximales sur appuis -14,18 -108,87

Valeurs du coefficient bc.

Nombre de files considérées 1 2 3 3 >

Classe du pont

Première 1,2 1,1 0,95 0,8 0,7

Deuxième 1,00 1,00 - - -

Troisième 1,00 0,8 - - - Source Fascicule 61 titre II

Valeurs du coefficient bt

Classe du pont Première Deuxième

Coefficient bt 1,0 0,9

Source Fascicule 61 titre II

P

Conclusion : Nous choisissons bc = 1,1 et bt = 1




Réaction aux appuis (kN/ml)

Sur appuis 0 0,3947𝑃𝑙 16,53 126,91

Sur appuis 1 1,1316𝑃𝑙 47,38 363,85

Sur appuis 2 0,9737𝑃𝑙 40,77 313,08

Valeurs maximales 47,38 363,85

Effort tranchant (kN/ml)

Sur appuis 0 0,3947𝑃𝑙 16,53 126,91

Sur appuis 1 (à gauche) −0,6053𝑃𝑙 -25,34 -194,62

Sur appuis 1 (à droite) 0,5263𝑃𝑙 22,04 169,22

Sur appuis 2 (à gauche) −0,4737𝑃𝑙 19,83 152,31

Sur appuis 2 (à droite) 0,5000𝑃𝑙 20,94 160,77 Valeurs maximales 22,04 169,22

VALEURS DES SOLLICITATIONS POUR LE RADIER

Désignations Formules

P=charge répartie

Valeurs calculées

Sous Charge

permanente

Sous Charge

variable

Moments fléchissant kN.m/ml

En travée de rive 𝑃𝑙²/12,8 32,35 100,61

2ème et 4éme travée 𝑃𝑙²/30,4 13,62 42,36

Travée centrale 𝑃𝑙²/21,6 19,17 59,62

Sur appuis 1 et 4 −𝑃𝑙²/9,5 -43,59 -135,57

Sur appuis 2 et 3 −𝑃𝑙²/12,7 -32,61 -101,41

Valeurs maximales en travée 32,35 100,61

Valeurs maximales sur appuis -32,61 -101,41

Réaction aux appuis kN/ml

Sur appuis 0 0,3947𝑃𝑙 38,01 118,21

Sur appuis 1 1,1316𝑃𝑙 108,99 338,92

Sur appuis 2 0,9737𝑃𝑙 93,78 291,63


Effort tranchant kN/ml

Sur appuis 0 0,3947𝑃𝑙 38,01 118,21

Sur appuis 1(à gauche) −0,6053𝑃𝑙 -58,30 -181,29

Sur appuis 1(à droite) 0,5263𝑃𝑙 50,69 157,63

Sur appuis 2(à gauche) −0,4737𝑃𝑙 45,62 141,88

Sur appuis 2(à droite) 0,5000𝑃𝑙 48,16 149,75





La combinaison à l’ELS est : G + 1,2 Q avec G= charge permanente et Q= charge

d’exploitation. On a le tableau récapitulatif suivant :

Combinaisons aux

Sollicitations

maximales

Moments en

travée (kN.m)

Moments sur

appuis (kN.m)

Réactions

d’appuis (kN)

Tablier 14,07 + 1,2 ∗ 108,01= 𝟏𝟒𝟑, 𝟔𝟖

14,18 + 1,2 ∗ 108,87= 𝟏𝟒𝟒, 𝟖𝟐

47,38 + 1,2 ∗ 363,85= 𝟒𝟖𝟒, 𝟎𝟎

Radier 32,35 + 1,2 ∗ 100,61= 𝟏𝟓𝟑, 𝟎𝟗

32,61 + 1,2 ∗ 101,41= 𝟏𝟓𝟒, 𝟑

108,99 + 1,2∗ 338,92 = 𝟓𝟏𝟓, 𝟔𝟗

A.3.3.2. Les sections d’acier

Paramètre de déformation �̅�𝑠𝑒𝑟 =𝑛∗�̅�𝑏𝑐

𝑛∗�̅�𝑏𝑐+�̅�𝑠𝑡

15∗18

15∗18+250= 0,52

Fibre neutre �̅�𝑠𝑒𝑟 = 𝑑 ∗ �̅�𝑠𝑒𝑟 = 0,26 ∗ 0,47 =0,14

𝑧�̅�𝑒𝑟 = 𝑑(1 −�̅�𝑠𝑒𝑟

3)

𝑧�̅�𝑒𝑟 = 0,26 ∗ (1 −0,47

3)=0,22

Moment résistant 𝑀𝑟𝑏 =1

2∗ 𝑏0�̅�𝑠𝑒𝑟 ∗ 𝜎𝑏𝑐 ∗ 𝑧�̅�𝑒𝑟 =

1

2∗ 1 ∗ 0,14 ∗ 18 ∗ 0,22 = 0,28 𝑀𝑁. 𝑚

Comparaison entre le moment de service et le moment résistant

Pour les deux éléments le moment de service est inférieur au moment résistant. Il n’y a donc

pas nécessité d’utilisation des sections d’armature comprimées.

Comparaison

𝑴𝒔𝒆𝒓 𝒆𝒕 𝑴𝒓𝒃 Vérification BAEL B.6.6. Conclusion

En travée 𝑀𝑠𝑒𝑟 < 𝑀𝑟𝑏 𝑀𝑠𝑒𝑟 − 𝑀𝑟𝑏 < 40%𝑀𝑠𝑒𝑟 Pas d’aciers comprimés

Sur appuis

La section d’acier tendu est 𝐴𝑠𝑡 =𝑀𝑠𝑒𝑟

�̅�𝑠𝑡∗�̅�𝑠𝑒𝑟; les sections étant les mêmes on a : 𝐴𝑠𝑡 =

𝑀𝑠𝑒𝑟

215,56∗0,22

La condition de non fragilité donne 𝐴𝑚𝑖𝑛 = 0,23 ∗ 𝑏0 ∗ 𝑑 ∗𝑓𝑡28

𝑓𝑒

𝐴𝑚𝑖𝑛 = 0,23 ∗ 1 ∗ 0,26 ∗2,4

500= 3 𝑐𝑚2/𝑚𝑙. Les résultats sont répertoriés dans le tableau

suivant :




Valeurs en travée Valeurs sur appuis

Moments


Moments


Tablier


esp 15 −144,82 25,94

HA25

esp 15


esp 20 8,65

HA16

esp 20

Radier


esp 15 -154,30 27,64

HA25

esp 15


esp 20 9,25

HA16

esp 20

Note : La direction longitudinale est celle de la circulation sur le

dalot

A.3.4 Calcul de la dalle de transition

Descente des charges :

Poids propres : 25*0,3*10= 75 kN/ml

Poids du remblai : 18*0,75*10=135 kN/ml

Total 210 kN/ml

Mg 236,25 kN.m

Tg 315 kN

Les sollicitations pour la surcharge roulante de type Bt sont déterminées en utilisant les lignes

d’influences

𝑀𝐵𝑡 = 2 ∗ 𝑃 ∑ 𝑦𝑖 = 2 ∗ 1,6 ∗ (0,62 + 0,12) = 235,84 𝑘𝑁. 𝑚

𝑇𝐵𝑡 = 2 ∗ 𝑃 ∑ 𝑦𝑖 = 2 ∗ 1,6 ∗ (1 + 0,49) = 477,12 𝑘𝑁. 𝑚

Combinaisons

ELU : Mu=1,35*MG+1,6*MBt=1,35*236,25+1,6*235,84=696,28 kN.m

TU=1,35*TG+1,6*TBt=1,35*315+1,6*477,12=1188,64 kN

Le moment ainsi calculé est ramené par mètre de largeur de la dalle.

𝑀𝑢𝑡𝑟𝑎𝑣é𝑒 =𝑀𝑢

𝑙𝑑𝑎𝑙𝑙𝑒=

696,28

1069,63𝑘𝑁. 𝑚 𝑒𝑡 𝑀𝑎𝑝𝑝𝑢𝑖𝑠 = 0,15𝑀𝑢 = 10,45 𝑘𝑁. 𝑚

Ce qui conduit à des sections d’acier HA14 esp25 contre HA8 esp25 en nappe

inférieur et HA8 contre HA8 esp25 en nappe supérieur.




A.3.5 Calcul des piédroits intérieurs

Gmax (kN/mli) Qmax(kN/mli) NELU (kN/mli)

109 363,85 1,35*(109+25*0,3*1*2,5)+1,6*363,85=754,6

Vérification de la contrainte à l’intérieur du béton 𝝈 < �̅�? ?

𝜎 =𝑁𝑢

𝑆=

0,76

0,3∗1= 2,57 𝑀𝑃𝑎 < 𝜎 = 𝑓𝑏𝑐 = 17 𝑀𝑃𝑎 La condition est vérifiée

Calcul des sections d’armature longitudinales (verticales)

Elément encastré à ses deux extrémités lo=2,5 m et lf=1,4 m

Caractérisation de la section avec lo

𝑖 =𝑎

√12=0,08 𝜆 =

3,5𝑙𝑓

𝑎= 16,33 𝛼 =

0,85

1+0,2(𝜆

35)²

0,77

Ascmin Asc Ascmax

max (4𝑢;0,2𝐵

100) = 10,4 cm² (

𝑁𝑢

𝛼−

𝐵𝑟𝑓𝑐28

0,9𝛾𝑏)

𝛾𝑠

𝐹𝑒= −473,31 𝑐𝑚² 5%B=150 cm²

Le béton est surabondant ; la section minimale suffit

Asc=Ascmin=10,4 cm²/ml choix : 2x5HA12 esp 20 cm pour 11,3cm²

Armatures transversales (horizontales):

Ils sont pris de manière forfaitaire tel que 𝜙𝑡 ≥𝜙𝑙

3 𝑒𝑡 5 𝑚𝑚 < 𝜙𝑡 < 12 𝑚𝑚

on à 𝝓𝒕 = 𝑯𝑨𝟏𝟎 𝒆𝒔𝒑 𝟐𝟓 𝒄𝒎




A.3.6 Calcul des piédroits de rive

Figure 1: Schéma statique sous charges permanentes

Figure 2: Schéma statique sous charges variables

Réaction d’appuis sous charges

permanentes

Max(16,53 ;38,01)+25*2,8*0,3 =

59,014 kN/m

Réaction d’appuis sous charges variables Max (118,21 ;126,91) = 126,91 kN

Moment sous charges permanentes 20,65*2,8^2/2 =29,6 kN.m

Moments sous charges variables 10*0,333*3,1^2/2 = 16 kN.m

Mser 29,6+1,2*16 = 48,8 kN.m

Mu 1,35*29,6+1,6*16 = 65,55 kN.m

Nser 59,014+1,2*126,91 = 211,3 kN

Nu 1,35*59,014+1,6*126,91 = 282,72 kN

𝝍𝟏 =𝑁𝑢

𝑏ℎ𝑓𝑏𝑐=

273,87𝑥10−3

1 ∗ 0,3 ∗ 18= 0,052 < 0,67 𝑜𝑛 à

𝜻 =1 + √9 − 12𝜓1

4(3 + √9 − 12𝜓1)=

1 + √9 − 12 ∗ 0,12

4(3 + √9 − 12 ∗ 0,12)= 0,17

𝑒𝑁𝐶 = 𝜻 ∗ ℎ = 0,17 ∗ 0,3 = 0,05

𝑒1 =𝑀𝑈

𝑁𝑢=

65,55

282,72= 0,23; 𝑒 > 𝑒𝑁𝐶 → 𝑆𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑝𝑎𝑟𝑡𝑖𝑒𝑙𝑙𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑖𝑚é𝑒

𝑀𝑈𝑓𝑖𝑐𝑡𝑖𝑓 = 𝑁𝑈 ∗ 𝑒𝐴

𝑒𝐴 = 𝑒 + (𝑑 − 0,5ℎ)

𝑒 = 𝑒1 + 𝑒𝑎 + 𝑒2

𝑒1 =𝑀𝑢𝐺

𝑁𝑢= 0, ,23 (𝑒𝑥𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑖𝑐𝑖𝑡é 𝑑𝑢 𝑝𝑟𝑒𝑚𝑖𝑒𝑟 𝑜𝑟𝑑𝑟𝑒)

N=59,01 kN

N=33,33kN

3,1m

N=126,91 kN

N=20,65kN

N=1kN

3,1m




𝑒2 =3𝐿𝑓

2

10000ℎ(2 + 𝛼∅) =

3 ∗ 3 ∗ (0,7 ∗ 2,8)2

10000 ∗ 0,3= 0,012 (𝑒𝑥𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑖𝑐𝑖𝑡é 𝑑𝑢 𝑑𝑒𝑢𝑥𝑖è𝑚𝑒 𝑜𝑟𝑑𝑟𝑒)

𝑒𝑎 = max (2𝑐𝑚;𝐿

250) = max (2𝑐𝑚;

250

250) = 0,02 𝑚

𝑒 = 0,22 + 0,012 + 0,02 = 0,25𝑚

𝑒𝐴 = 𝑒 + (𝑑 − 0,5ℎ) = 0,25 + (0,4 ∗ 0,3) = 0,38

On a 𝑀𝑈𝑓𝑖𝑐𝑡𝑖𝑓 = 273,87 ∗ 0,38 ∗ 10−3 = 0,108 𝑀𝑁. 𝑚

104𝜇𝑙𝑢 = 3220 ∗ 𝜃𝛾𝑀 + 51𝑓𝑐28

𝜃− 3100 ⟺ 𝜇𝑙𝑢 =

3220𝜃𝛾𝑀 + 51𝑓𝑐28

𝜃− 3100

104

𝑒𝑠𝑒𝑟 =𝑀𝑠𝑒𝑟

𝑁𝑠𝑒𝑟=

51,2

230,34= 0,23

𝑒𝐴𝑠𝑒𝑟 = 𝑒𝑠𝑒𝑟 + 0,4ℎ = 0,22 + 0,4 ∗ 0,3 = 0,35

𝑀𝑠𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑡𝑖𝑓 = 𝑁𝑠𝑒𝑟∗𝑒𝐴𝑠𝑒𝑟 = 0,07 𝑀𝑁. 𝑚

𝛾𝑀 =𝑀𝑢𝑓𝑖𝑐𝑡𝑖𝑓

𝑀𝑠𝑒𝑟𝑓𝑖𝑐𝑡𝑖𝑓=

0,103

0,079= 1,46; 𝜇𝑙𝑢 =

3220∗1∗1,3+5130

1−3100

104 = 0,31

𝜇𝑢 =𝑀𝑈𝑓𝑖𝑐𝑡𝑖𝑓

𝑏0𝑑²𝑓𝑏𝑢

=0,103

1 ∗ 0,272 ∗ 17= 0,087

𝜇𝑢 =< 𝜇𝑙𝑢: 𝑙𝑒𝑠 𝑎𝑟𝑚𝑎𝑡𝑢𝑟𝑒𝑠 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑟𝑖𝑚é𝑒𝑠 𝑛𝑒 𝑠𝑜𝑛𝑡 𝑝𝑎𝑠 𝑛é𝑐é𝑠𝑠𝑎𝑖𝑟𝑒

𝛼𝑢 = 1,25(1 − √1 − 2𝜇𝑢) = 1,25(1 − √1 − 2 ∗ 0,083) = 0,11

𝑧𝑢 = 𝑑(1 − 0,4𝛼𝑢) = 0,26

𝐴𝑠𝑡𝑓𝑖𝑐𝑡𝑖𝑓 =𝑀𝑈𝑓𝑖𝑐𝑡𝑖𝑓

𝑧𝑢𝑓𝑠𝑢=

0,103 ∗ 104

0,26 ∗ 434,78= 9,13 𝑐𝑚2

𝐴𝑠𝑡 = 𝐴𝑠𝑡𝑓𝑖𝑐𝑡𝑖𝑓 −𝑁𝑢

𝑓𝑠𝑢≥ 𝑚𝑎𝑥 {

𝑏ℎ

1000; 0,23𝑏𝑑

𝑓𝑡28

𝑓𝑒}

𝐴𝑠𝑡 = 9,13 −282,72 ∗ 10−4

434,78≥ 𝑚𝑎𝑥 {

1 ∗ 0,3

1000; 0,231 ∗ 0,3

30

400}

𝐴𝑠𝑡 = 3, 174 cm2𝑂𝑛 𝑐ℎ𝑜𝑖𝑠𝑖𝑡 𝟒𝑯𝑨𝟏𝟐 𝒆𝒔𝒑 𝟐𝟓𝒄𝒎 par face Soit 4,52cm²




A.3.7 Calcul des ouvrages de tête

Le schéma statique de l’ouvrage est présenté ci-dessous

A.3.7.1. Justification vis à vis de la stabilité externe du mur en aile

L’étude se fait en évaluant les effets des charges sur le mur. Les calculs se font à l’ELS.

Nous envisageons trois combinaisons de charges :

C1= (1) +(2) +(3) +(4) +(5) +(6) Toutes les surcharges présentes ;

C2= (1) +(2) +( 4) +(5) +(6) en l’absence de la charge sur patin ;

C3= (1) +(2) +(4) en l’absence de la surcharge sur patin et des charges

d’exploitations.

Les moments sont calculés par rapport au point A. De façon sécuritaire, les calculs sont menés

en négligeant l’effet de la terre au niveau du patin.

Vérification au renversement (non basculement)

Le coefficient de sécurité au renversement est un rapport entre les moments stabilisants et

renversants. Il doit être au moins égal à 1,5.

𝐹𝑟 =∑ 𝑀𝑜𝑚𝑒𝑛𝑡𝑠 𝑠𝑡𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑠𝑎𝑛𝑡 (𝑀𝑠𝑡𝑎𝑏)

∑ 𝑀𝑜𝑚𝑒𝑛𝑡𝑠 𝑟𝑒𝑛𝑣𝑒𝑟𝑠𝑎𝑛𝑡 (𝑀𝑟𝑒𝑛𝑣)≥ 1,5

Vérification au glissement

La limite inférieure du facteur de sécurité au glissement est aussi de 1,5. La coefficient est

calculé par la formule suivante :

𝐹𝑔 =𝑐′ ∗ 𝑏 + 𝑅𝑣𝑡𝑎𝑛𝜃

𝑅𝑣

𝐴𝑣𝑒𝑐: 𝑏 = 𝑙𝑎𝑟𝑔𝑒𝑢𝑟 𝑑𝑢 𝑚𝑢𝑟 à 𝑙𝑎 𝑏𝑎𝑠𝑒

𝜃 = 𝑎𝑛𝑔𝑙𝑒 𝑑𝑒 𝑓𝑟𝑜𝑡𝑡𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑙𝑎 𝑏𝑎𝑠𝑒 𝑑𝑢 𝑚𝑢𝑟 𝑒𝑡 𝑠𝑜𝑛 𝑠𝑜𝑙 𝑑′𝑎𝑠𝑠𝑖𝑠𝑒20°

𝑅ℎ𝑒𝑡 𝑅𝑣 = 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑜𝑠𝑎𝑛𝑡𝑒𝑠 ℎ𝑜𝑟𝑖𝑧𝑜𝑛𝑡𝑎𝑙𝑒 𝑒𝑡 𝑣𝑒𝑟𝑡𝑖𝑐𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑟é𝑠𝑢𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑑𝑒𝑠 𝑓𝑜𝑟𝑐𝑒𝑠

𝑐′: 𝐶𝑜ℎé𝑠𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑢 𝑚𝑎𝑡é𝑟𝑖𝑎𝑢: 𝑑𝑎𝑛𝑠 𝑛𝑜𝑡𝑟𝑒 𝑐𝑎𝑠 𝑛𝑢𝑙𝑙𝑒




Vérification limitant l’excentricité de la résultante des charges (tiers centrale)

On s’assure que la droite d’action de la résultante verticale des efforts tombe dans le losange

limité par la tierce centrale à la base de la semelle. Il s’agit alors d’éviter que se développent

des efforts de traction à la base de la semelle bien que la charge soit excentrée. L’excentricité

doit alors être tel que 𝑒 ∈ [−𝑩

𝟔 ;

𝑩

𝟔] avec =𝒆 =

𝑩

𝟐− 𝒙 ;

𝑥 = 𝑏𝑟𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑙𝑒𝑣𝑖𝑒𝑟 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑟é𝑠𝑢𝑙𝑡𝑎𝑛𝑡𝑒 𝑣𝑒𝑟𝑡𝑖𝑐𝑎𝑙𝑒 𝑝𝑎𝑟 𝑟𝑎𝑝𝑝𝑜𝑟𝑡 𝑎𝑢 𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑠𝑒𝑚𝑒𝑙𝑙𝑒.

Le sol d’assise est supposé élastique, et la semelle infiniment rigide. Il en résulte que le

diagramme des contraintes sur le sol peut valablement être supposé linéaire. Les contraintes de

compression extrêmes à la base du mur sont alors : 𝜎𝑚𝑎𝑥/𝑚𝑖𝑛 =𝑅𝑣

𝐵(1 ±

6𝑒

𝐵)

Justification du point de vue de la capacité portante du sol de fondation (non

poinçonnement)

La capacité portante est calculée par 𝑞𝑑 𝑛𝑒𝑡𝑡𝑒 = 𝑞𝑑 𝑏𝑟𝑢𝑡𝑒 − 𝛾𝑠𝐷

𝑞𝑑 𝑛𝑒𝑡𝑡𝑒 = 𝛾𝑠𝐷𝑁𝑞 + (1 − 0,4 ∗ 𝐵) ∗𝛾𝐵𝑁𝛾

2− 𝛾𝑠𝐷 Caquot et TERZAGHI 1920

𝑎𝑣𝑒𝑐: 𝑁𝑞 = 6,4 𝑒𝑡 𝑁𝛾 = 5,39: facteurs de capacité portante pour 𝜙 = 20°

𝑞𝑑 𝑛𝑒𝑡𝑡𝑒 = 3,1 ∗ 18 ∗ 6,4 + (1 − 0,4 ∗ 1,6) ∗18 ∗ 1,6 ∗ 5,39

2− 3,1 ∗ 18

𝑞𝑑 𝑛𝑒𝑡𝑡𝑒 = 329,26 𝑘𝑃𝑎

Le facteur de sécurité doit être supérieur à 3. Il s’obtiens par :

𝐹𝑐𝑝 =3𝑞𝑑 𝑛𝑒𝑡𝑡𝑒

𝜎𝑚𝑖𝑛 + 4 ∗ 𝜎𝑚𝑎𝑥 − 3 ∗ 𝛾𝑠𝐷



RECAPITULATIF DES ACTIONS APPLIQUEES AU MUR

Actions verticales Actions horizontales Bras de

levier Moment M/A

Char

ges

G

Poids du mur et

des terres

a Voile 25*0,3*2,8 21 -0,75 -15,75

b Semelle 25*0,3*1,6 12 -0,8 -9,6

(1)=a+b Mur (a+b) 33 1,53 -

(2) Terre talon 18*2,8*0,7 35,28 -1,25 -44,1

(3) Terre patin 18*0,1*0,6 1,08 -0,3 -0,32

Poussée des terres

niveau talon (4) 0,333*18*0,5*3,1*3,1 28,8 1,03 29,76

Char

ges

Q Charge

d’exploitation (5) 10*0,7 7 -1,25 -8,75

Poussée charge

d’exploitation (6) 10*0,333*3,1 10,32 1,55 16

:RECAPITULATIF DU CALCUL DE LA STABILITE EXTERNE DU MUR

Moments Résultantes des forces Bras de levier Facteurs de sécurité

Applications

numériques

Valeurs

(kN.m)

Applications

numériques

Valeurs

(kN)

Applications

numériques

Valeurs

(m) e Fcp Fr Fg

C1 Verticales

-15,75-9,6-

44,1-8,75-0,32 -78,52 21+12+35,28+1,08+7 76,36 78,52/76,36 1,028

0,23 5,1 1,72 0,71

Horizontales 29,76+16 45,76 39,12 39,12 45,76/39,12 1,17

C2 Verticales

-15,75-9,6-

44,1-8,75 -78,20 21+12+35,28+7 75,28 78,2/75,28 1,04

0,24 5,09 1,71 0,95

Horizontales 29,76+16 45,76 28,8 28,8 45,76/28,8 1,59

C3 Verticales -15,75-9,6-44,1 -69,45 21+12+35,28 68,28 69,45/68,28 1,02

0,22 6,58 2,33 0,86 Horizontales 28,8*1,3 29,76 28,8 28,8 29,76/28,8 1,03

Conclusion : les sécurités au renversement et à la capacité portante sont vérifiées. L’excentricité est dans le tiers centrale.

Le glissement n’est pas vérifié dans toutes les combinaisons.




A.3.7.2. Justification vis à vis de la stabilité interne du mur en retour

Etude de la section S1

Le moment dans la section critique S1 est déterminant pour le calcul des armatures

verticales du voile du côté du remblai. Cette section sera donc utilisée afin d’harmoniser les

armatures du voile

Sollicitations Applications numériques Valeurs

N -Poids du mur (kN/ml) 25*3,1 21

V-Poussée des terres (kN/ml) 18* 0,333*2,8²/2 23,5

Mg-Poussée des terres (kN.m/ml) 23,58*2,8/3 21,93

V surcharge(kN/ml) 10*0,333*2,8 9,32

Mg surcharge (kN.m/ml) 9,32*1,4 13,05

Mser moment de service (kN.m/ml) 21,93+13,05 34,98

Excentricité e=𝑀𝑠𝑒𝑟

𝑁𝑠𝑒𝑟=

34,98

21= 1,86 : l’excentricité est très grande par simplification la section

est calculée en flexion simple

Paramètre de déformation �̅�𝑠𝑒𝑟 =𝑛∗�̅�𝑏𝑐

𝑛∗�̅�𝑏𝑐+�̅�𝑠𝑡

15∗15

15∗15+215,56= 0,47

Fibre neutre �̅�𝑠𝑒𝑟 = 𝑑 ∗ �̅�𝑠𝑒𝑟 = 0,26 ∗ 0,47 =0,12

𝑧�̅�𝑒𝑟 = 𝑑(1 −�̅�𝑠𝑒𝑟

3) première itération

𝑧�̅�𝑒𝑟 = 0,26 ∗ (1 −0,47

3)=0,22


2∗ 𝑏0�̅�𝑠𝑒𝑟 ∗ 𝜎𝑏𝑐 ∗ 𝑧�̅�𝑒𝑟 =

1

2∗ 1 ∗ 0,14 ∗ 18 ∗ 0,22 = 0,28 𝑀𝑁. 𝑚

𝑀𝑠𝑒𝑟 = 0,03498 < 𝑀𝑟𝑏il n’y as pas nécessité d’utiliser des aciers comprimés

𝐴𝑠𝑡 =𝑀𝑠𝑒𝑟

𝜎𝑠𝑡 ∗ 𝑧�̅�𝑒𝑟=

0,035

215,6 ∗ 0,22= 7,67 𝑐𝑚2/𝑚𝑙


𝑓𝑒= 0,23 ∗ 1 ∗

0,26 ∗2,4

400= 3,6 𝑐𝑚2/𝑚𝑙

𝐿𝑎 𝑠𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑟𝑒𝑡𝑒𝑛𝑢 𝑨𝒔𝒕 = 𝟕, 𝟔𝟕 𝒄𝒎𝟐/𝒎𝒍

Ah Esp. Av Esp.

Face arrière

coté terre >0,1*e1=3 cm²/ml

Min

(25cm ;2*280) 7,67 𝑐𝑚2/𝑚𝑙

Face avant >0,075*e1=2,25 cm²/ml >0,1*e1=3 cm²/ml

Vérification à l’effort tranchant : Nous ne ferons cette vérification que pour la section S1

𝑉𝑢

𝑑 ∗ 𝑏0≤

0,07

1,5∗ 𝑑 ∗ 𝑓𝑐28




𝑉𝑢 = 1,35 ∗ 23,5 + 1,5 ∗ 9,32 =45,7

0,07

1,5∗ 𝑑 ∗ 𝑓𝑐28 =

0,07

1,5∗ 0,26 ∗ 30 = 0,36

𝑉𝑢

𝑑 ∗ 𝑏0=

45,7 ∗ 10−3

0,26 ∗ 1= 0,18 < 0,36

Conclusion : non nécéssité de disposer des aciers d′effort tranchant

Etude section critique S2 et S3:b=1 m ;h=0,3 m

L’étude des section S2 et S3 se fait sous considération de poutres consoles sous les actions

variables et d’exploitation et de la contrainte équivalente à la base du mur. La distribution de

contrainte à la base du mur se fait sur une longueur égale à 2*eA selon un diagramme

rectangulaire des contraintes de Meyerhof. Les principes de calcul sont présentés dans les

figures suivantes :

L’étude des forces en présence dans chaque cas nous donne les valeurs des moments

d’encastrement.

Eléments de calcul Applications numériques Valeurs

Résultante des forces horizontales RH (kN/m) 39,12

Résultante des forces verticales RV (kN/m) 76,36

Moment résultant en A (kN.m/ml) 46,76-78,52 -32,16

Excentricité eA (m) 32,76/76,36 0,43< b1

Contrainte équivalente 𝜎 =𝑅𝑣

2∗𝑒𝐴 (kPa) 76,36/(2*0,43) 89

La méthodologie de calcul pour les deux sections étant la même nous faisons le calcul de

façon combinée. Les paramètres de calcul sont les mêmes, les sections étant égales.

Les moments d’encastrement à l’état limite de service se calcul comme suit :

Mser𝑆2 = Mser𝑝𝑒𝑟.−Mser𝑓𝑜𝑛𝑑

Mser𝑆3 = −Mser𝑒𝑥𝑝𝑙. − Mser𝑝𝑒𝑟.

2*eA

Réaction du sol

forces verticales: terre et

exploitation

Dans notre cas, 2*eA se limite sous le patin

S1

Réaction du sol

S2

Réaction du sol

Forces verticales:

terre et exploitation

S3




Contrainte sous la fondation

Mser𝑓𝑜𝑛𝑑.

Charge

permanente

Mser𝑝𝑒𝑟.

Charge

d’exploitation

Mser𝑒𝑥𝑝𝑙.

Valeur du

moment

(kN.m/m)

S2 89 ∗ 0,43 ∗ (0,5 ∗ 0,43 +

0,6 − 0,43)=14,73

25 ∗ 0,5 ∗ 0,3∗ 0,62 = 𝟏, 𝟑𝟓

0 -13,37

S3 0 25 ∗ 0,5 ∗ 0,3∗ 0,752 = 𝟐, 𝟏𝟏

10 ∗ 0,5 ∗ 0,752

= 𝟐, 𝟖𝟐

−𝟒, 𝟗𝟑


2∗ 𝑏0�̅�𝑠𝑒𝑟 ∗ 𝜎𝑏𝑐 ∗ 𝑧�̅�𝑒𝑟 =

1

2∗ 1 ∗ 0,12 ∗ 18 ∗ 0,22 = 0,24 𝑀𝑁. 𝑚

Dans les deux cas 𝑀𝑠𝑒𝑟 < 𝑀𝑟𝑏il n’y as pas nécessité d’utiliser des aciers

comprimés

𝐴𝑠𝑡 =𝑀𝑠𝑒𝑟

�̅�𝑠𝑡∗�̅�𝑠𝑒𝑟 ; On a :

𝐴𝑠𝑡_𝑆2 =13,37 ∗ 10−3

215,6 ∗ 0,22= 2,82𝑐𝑚2/𝑚𝑙 𝐴𝑠𝑡_𝑆3 =

4,93 ∗ 10−3

215,6 ∗ 0,22= 1,2 𝑐𝑚2/𝑚𝑙


𝑓𝑒= 0,23 ∗ 1 ∗

0,26 ∗2,4

400= 3,6 𝑐𝑚2/𝑚𝑙

𝐿𝑒𝑠 𝑠𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛𝑠 𝑟𝑒𝑡𝑒𝑛𝑢𝑒𝑠 𝑠𝑜𝑛𝑡: 𝑨𝒔𝒕_𝑺𝟐 = 𝑨𝒔𝒕_𝑺𝟑 = 𝟑, 𝟔 𝒄𝒎𝟐/𝒎𝒍

Choix : 8 HA 14 / ml = 12.32 cm²,

Espacement st = 20 cm

Il convient de disposer en armatures de répartition perpendiculaires aux armatures principales,

une section Ar d’acier satisfaisant à : Ar (cm² /ml) ≥ 0,10 e2 (cm) pour le patin, e2 = 30 cm

étant l’épaisseur du patin.

Ar (cm² /ml) ≥ 0,10 ∗ 30 (cm) = 3 𝑐𝑚²;

Choix : 4 HA 12 / ml = 4,52 cm², Espacement st = 20 cm

Il est nécessaire d’intercaler les armatures supérieures entre elles et le béton de propreté par un

certain nombre de « chaises » dans la semelle.

A.3.7.3. Récapitulatif des ferraillages du mur en aile

Ah

(cm²/ml) Choix

et esp.

Av (cm²/ml)

Choix

et esp.

S1 arrière 3 4HA10 pour3,13cm² 7,67 5HA14 pour 7,7cm²

S1 avant 3 4HA10 pour3,13cm² 3 4HA10 pour3,13cm²

S2 3,6 / 3Ar 4HA12contre 4HA10 - -

S3 3,6 / 3Ar 4HA12contre 4HA10 - -

Ah = armatures horizontales ;Av = armatures verticale



A.3.8 Calculs logiciels

A.3.8.1. Détermination du module de réaction du sol

Hypothèses et données préalables

1- selon les résultats des essais penetrométriques fournis par le LNBTP nous avons une résistance

de pointe de l’ordre de 3 à 4 MPa de 0 à 2 m de profondeur ;

2- l’évaluation du module se fera sous considération de couche homogène ;

3- l’essai au pénétromètre MENARD n’ayant pas été fait nous approximons la valeur du module

en utilisant les ordres de grandeur donnés par le fascicule.

²Coefficient rhéologique en fonction du module pressiométrisue et de la

pression limite. Source : Fascicule 62 titre 5

Type Coef. Tourbe Argile Limon Sable Grave

Surconsolidé ou très

serré

𝐸𝑀𝑃𝑙

⁄ > 16 > 14 > 12 > 10

𝛼 1 2/3 1/2 1/3

Normalement

consolidé ou

normalement serré

𝐸𝑀𝑃𝑙

⁄ 1 9-16 8-14 7-12 6-10

𝛼 2/3 1 /2 1/3 1/4

Sous consolidé altéré

ou remanié ou lâche

𝐸𝑀𝑃𝑙

⁄ - 7-9 5-8 5-7

𝛼 1/2 1/2 1/3

Catégories conventionnelles des sols selon le LCPC. Source Fascicule 62 titre 5

annexe E1

Classe de sol Pressiomètre

𝑃𝑙 (MPa)

Pénétromètre

𝑞𝑐 (MPa)

Argiles, limons

A Argiles et limons

mous < 0,7 < 3,0

B Argiles et limons

fermes 1,2-2,0 3,0-6,0

C Argiles très fermes

et dures > 2,5 > 6,0

Sables, graves

A Lâches < 0,5 < 5

B Moyennement

compact 1,0-2,0 8,0-15,0

C Compacts > 2,5 > 20

Craies

A Molles < 0,7 < 5

B Altérées 1,0-2,5 > 5,0

C Compacte >3,0 -

Marnes, Marno-

calcaires

A Tendre 1,5-4,0 -

B Compacte > 4,5 -

Roches A Altérées 2,5-4,0 -

B Fragmentées > 4,5 -

PRINCIPE DE CALCUL

1

𝐾𝑣=

𝛼

9∗

𝐵

𝐸𝑀∗ 𝜆𝑐 +

2

9∗

𝐵0

𝐸𝑀(𝜆𝑑

𝐵

𝐵0)

𝛼

𝐾𝑣 Module de réaction du sol

𝛼 Coefficient rhéologique

𝐵 Largeur du radier

𝐵0 Largeur de référence égale à 0,6 m

𝐸𝑀 Module pressiométrique du sol

𝜆𝑐, 𝜆𝑑 Coefficients de forme fonction du rapport L/B

𝑃𝑙 = 1,2 𝑒𝑡 𝑎𝑟𝑔𝑖𝑙𝑒 𝑛𝑜𝑟𝑚𝑎𝑙𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑜𝑙𝑖𝑑é

𝛼 =2

3𝑒𝑡

𝐸𝑀𝑃𝑙

⁄ = 9 ⇔ 𝐸𝑀 = 10,8 𝑀𝑃𝑎

𝐿

𝐵=

21,5

10,2. 𝑝𝑟𝑒𝑛𝑜𝑛𝑠2. 𝑜𝑛 𝑎 𝑎𝑙𝑜𝑟𝑠 𝜆𝑐 = 1,2 𝑒𝑡 𝜆𝑑 = 1,53.

Nous avons finalement 𝑲𝒗 = 𝟓𝟐𝟎𝟎 𝒌𝑵/𝒎𝟑

Il est suffisant pour les besoins de calcul de connaître une valeur approchée de ESOL

ou de Kv car une erreur de 50% sur leur valeur n'a qu'une faible incidence sur le

calcul des efforts. Il est par ailleurs conseillé d'indiquer une valeur approchée par

défaut plutôt que par excès. SETRA, Programme de calcul PICF-EL.

Coefficients de formes. Source : Fascicule 62 titre 5 Annexe F2

L/B Cercle Carré 2 3 5 20

𝝀𝒄 1,00 1,10 1,2 1,3 1,4 1,50

𝝀𝒅 1,00 1,12 1,53 1,78 2,14 2,65




A.3.8.2. Moments maximaux sur tablier et radier

Tablier convoi 2.Position 10. Efforts Déplacements

Noeud Nx Ny Nxy Mx My Mxy Qx Qy Dx Dy Dz Gx Gy Gz

1 2,73 -1,58 -13,1 6,22 19,22 7,84 -10,57 -24,24 -0,01 -0,15 -0,52 0,28 -0,02 0,01

6 -41,49 -30,51 0 28,75 114,97 0 0 164,22 0 -0,15 -0,59 0,72 0 0

11 2,73 -1,58 13,1 6,22 19,22 -7,84 10,57 -24,24 0,01 -0,15 -0,52 0,28 0,02 -0,01

56 0,97 37,75 -0,42 -2,61 -17,04 -0,83 -2,63 4,75 -0,01 -0,16 -1,23 0,21 -0,26 0

61 -27,66 -36,3 0 -59,76 -90,03 0 0 11,72 0 -0,15 -2,93 0,3 0 0

66 0,97 37,75 0,42 -2,61 -17,04 0,83 2,63 4,75 0,01 -0,16 -1,23 0,21 0,26 0

111 35,72 14,26 1,24 3,84 -0,03 -8,2 -14,81 26,02 -0,02 -0,17 -1,16 -0,18 -0,03 -0,01

116 -96,17 -43,34 0 18,9 73,31 0 0 -143,25 0 -0,14 -1,35 -0,81 0 0

121 35,72 14,26 -1,24 3,84 -0,03 8,2 14,81 26,02 0,02 -0,17 -1,16 -0,18 0,03 0,01

Compte tenu de l’orientation des axes et de la nomenclature utilisée dans Cype, les valeurs

de moments positifs sont ceux obtenus sur appuis et ceux négatifs sont en travée.




Radier convoi 2.Position 5. Efforts Déplacements


1 0,34 39,28 -16,65 -10,85 -41,31 -0,79 -3,73 -47,89 -0,01 0 -0,68 0,03 0,01 0

3 -0,08 -4,92 -0,22 0,9 8,02 -3,02 -0,61 -8,09 -0,01 -0,01 -0,23 -0,23 0,01 0

5 5,37 -7,83 0,38 0,64 5,42 1,46 -1,38 4,84 0 0 0,01 -0,02 0 0

26 62,24 -18,05 0,73 -13,7 -50,62 0,01 0,52 -65,51 0 0 -0,75 0,08 0 0

28 19,53 -1,54 0,39 2,35 7,9 -0,02 -0,01 -5,95 0 0 -0,27 -0,27 0 0

30 4,54 1,78 0,38 1,18 6,71 0 -0,09 2,08 0 0 0,01 -0,03 0 0

51 0,36 39,99 16,53 -10,67 -40,61 0,76 3,86 -46,92 0,01 0 -0,67 0,03 -0,01 0

53 -0,08 -4,42 0,24 0,88 7,86 2,96 0,61 -7,87 0,01 -0,01 -0,22 -0,22 -0,01 0

55 5,37 -8,29 -0,17 0,67 5,51 -1,44 1,38 4,53 0 0 0,01 -0,02 0 0

Nous avons une valeur de moment de 50,62 kN.m/m qui est la valeur maximale sur

appuis. La valeur maximale en travée est obtenue à une autre position du convoi. (convoi 2

Position 10) Nous avons une valeur de 24,95 kN.m/m




Radier convoi 2.Position 10.

Efforts Déplacements


1 6,96 14,51 -14,79 -7,77 -26,14 -3,14 -1,2 -46,18 -0,01 0,01 -0,52 -0,04 0,01 -0,02

3 -0,02 -37,22 -0,6 1,1 23,67 -2,61 0,11 -7,58 -0,01 0,01 -0,3 0,09 0,03 0

5 35,3 -11,75 8,87 -8,32 -19,82 4,62 -14,92 56,8 -0,02 0,02 -1,07 0,42 0,02 0

26 45,84 14,65 0 -7,17 -21,31 0 0 -45,49 0 0 -0,56 -0,11 0 0

28 28,7 32,03 0 6,85 24,95 0 0 -6,09 0 0 -0,29 0,07 0 0

30 83,71 18,35 0 -4,71 -8,32 0 0 50,19 0 0 -1,12 0,57 0 0

51 6,96 14,51 14,79 -7,77 -26,14 3,14 1,2 -46,18 0,01 0,01 -0,52 -0,04 -0,01 0,02

53 -0,02 -37,22 0,6 1,1 23,67 2,61 -0,11 -7,58 0,01 0,01 -0,3 0,09 -0,03 0

55 35,3 -11,75 -8,87 -8,32 -19,82 -4,62 14,92 56,8 0,02 0,02 -1,07 0,42 -0,02 0

A.3.8.3. Calcul des piédroits intermédiaires et d’extrémités

Selon le repère local, l’effort normal de compression dans le piédroit est noté par Nx.

Concernant les piédroits d’extrémité nous comparons les moments à la base du mur au

moment de calcul à la flexion composée manuelle.

Piédroit d’extrémité convoi 2.Position.10.

Efforts Déplacements


1 -68,74 -54,43 19,76 -24,22 -3,27 2,88 3,75 -21,05 0,02 -0,05 -1,13 0,42 -0,02 0

6 -67,52 59,04 0 -16,48 -2,17 0 -16,32 0 0 -0,09 -1,2 0,57 0 0

11 -68,74 -54,43 -19,76 -24,22 -3,27 -2,88 3,75 21,05 -0,02 -0,05 -1,13 0,42 0,02 0

23 -11,31 -0,19 3,84 -21,97 0,02 -2,64 8,51 0,31 0,01 -0,33 -1,14 0,04 0 0

28 -112,06 2,27 0 -39,62 -11,31 0 -21,98 0 0 -0,57 -1,22 0,17 0 0

33 -11,31 -0,19 -3,84 -21,97 0,02 2,64 8,51 -0,31 -0,01 -0,33 -1,14 0,04 0 0

45 39,99 -45,54 14,8 -2,22 1,77 0,37 24,41 7,31 -0,02 -0,19 -1,13 -0,18 -0,03 -0,01

50 -136,47 -67,55 0 -75,62 -16,29 0 -43,49 0 0 -0,26 -1,23 -0,81 0 0

55 39,99 -45,54 -14,8 -2,22 1,77 -0,37 24,41 -7,31 0,02 -0,19 -1,13 -0,18 0,03 0,01

Nous avons 75,62 kN.m/m contre 61,11kN.m/m à l’ELU manuel




A.3.9 Récapitulatif de tous les calculs RECAPITULATIF DES CALCULS ET FERAILLAGES

Moments (kN.m/m) 𝐀𝐬𝐭(𝐜𝐦²) Choix

Manuel Logiciel Manuel Logiciel Manuel Logiciel

Tablier

En

travée

Lit long. sup HA 10

esp20 HA 10 esp20

Lit long. Inf. 143,68 90,03 25,74 - HA25 esp

15 HA20 esp 15

Lit trans.

sup.

HA 10

esp15 HA 10 esp15

Lit trans.

inf.. - 59,76 8,65 -

HA16 esp

20 HA20 esp 25

Sur

appuis

Longitudinal 144,82 114,97 25,94 - HA25 esp

15 renf. HA20/HA14

Transversal - 28,75 8,65 - HA16 esp

20 --

Radier

En

travée

Lit long. sup 153,09 24,95 27,43 HA25 esp

15 HA12 esp20

Lit long. Inf. - HA 10

esp20 HA 12 esp25

Lit trans.

sup.

HA 10

esp15 HA 12 esp25

Lit trans.

inf.. - 6,85 9,25 -

HA16 esp

20 HA12 esp25

Sur

appuis

Longitudinal 154,30 50,62 27,64 - HA25 esp

15 HA12 esp25 +renf. HA12

Transversal - 13,7 9,25 - HA16 esp

20 HA12 esp25

Piédroit

intermédiaire

Longitudinal

(vertical) - - 25,74 -

HA12 esp

20/face HA16esp 20/face

Transversal

(horizontal) - - 8,65 -

HA10 esp

25/face HA12 esp 25/face

Piédroit

d’extrémité

Longitudinal

(vertical) 61,11 75,62 3 -

HA12 esp

25/face

HA12 esp15ext /HA10 esp

20 int

Transversal

(horizontal) - ff -

HA10 esp

25/face HA12 esp25/face

S1 arrière

Longitudinal

(vertical) 7,67

HA14

esp25 HA12 esp25

Transversal

(horizontal) 3

HA10

esp20 HA12 esp25

S1 avant

Longitudinal

(vertical) 3

HA10 esp

20 HA10 esp15

Transversal

(horizontal) 3

HA10

esp20 HA12 esp25

S2

Longitudinal

(horizontal) 3,6

HA12esp

25 HA12 esp25

Transversal

(horizontal) 3

HA10 esp

25 HA12 esp25

S3

Longitudinal

(horizontal) 3,6

HA12

esp25 HA12 esp25

Transversal

(horizontal) 3

HA10 esp

25 HA10 esp25



A.3.10 Etude du corbeau de la dalle de transition

DETERMINATION DES SECTIONS D’ARMATURES

Armatures supérieurs tendus

𝐴 =𝑀𝑢

𝑍∗𝑓𝑒∗ 𝛾𝑠 +

𝐻𝑢

𝑓𝑒∗ 𝛾𝑠

avec 𝑀𝑢 = 𝑉𝑢 ∗ 𝑎 = 377,44 ∗ 0,15 = 56,62 𝑘𝑁. 𝑚

𝑍 = 𝑚𝑖𝑛 {0,7𝑑(1 + 0,1𝛿)

1,2𝑎(0,8 + 0,2𝛿)= 0,29

𝐴 =0,057

0,29 ∗ 500∗ 1,15 +

0,3

500∗ 1,15

A=11,42 cm² soit 4 HA20

Armatures inférieurs

𝐴𝑖 =𝐴

10=

11,42

10

𝑨𝒊 = 𝟏, 𝟐 𝒄𝒎² soit 2 HA10

𝑨𝒓𝒎𝒂𝒕𝒖𝒓𝒆𝒔 𝒅𝒆 𝒓é𝒑𝒂𝒓𝒕𝒊𝒕𝒊𝒐𝒏 𝒉𝒐𝒓𝒊𝒛𝒐𝒏𝒕𝒂𝒍𝒆

Des armatures horizontales sont prévues sur la hauteur de la

console et dont la section est égale à 𝐴𝑟 = 𝜆𝐴 − 𝐴𝑖

𝜆 = 𝑚𝑎𝑥 {

1

4(𝛿 +

12𝜏𝑢

𝑓𝑐𝑗− 1)

1

10

=0,95

𝐴𝑟 = 0,95 ∗ 11,42 − 1,2

𝑨𝒓 =9,71 cm² soit 4 HA20

Enfin on placera des cadres verticaux non calculés, pour résister aux

éventuels efforts de torsions, pour servir de coutures de fendage lorsque

les barres supérieures de diamètres relativement important sont terminées

par des ancrages courbes disposés dans les plans verticaux et pour

maintenir les armatures horizontales

VERIFICATION DE LA CONTRAINTE AU CISAILLEMENT

𝜏𝑙𝑖𝑚 = 𝑚𝑖𝑛[0,03(2 + 𝛿)𝑓𝑐𝑗; 4 𝑀𝑃𝑎] 𝑎𝑣𝑒𝑐 𝛿 ≤ 4 𝑒𝑡 𝑓𝑐𝑗 ≤ 30 𝑀𝑃𝑎

𝛿 = [min (𝑑

𝑎) ; 4]=4

A.N. 𝜏𝑙𝑖𝑚 = min(0,03 ∗ 6 ∗ 30; 4)=min (54 ;4)=4 MPa

𝝉𝒖 =𝑽𝒖

𝒃𝟎𝒅∗

𝟏

𝟏−𝟎,𝟔𝑯𝒖𝑽𝒖

avec 𝑏0 = é𝑝𝑎𝑖𝑠𝑠𝑒𝑢𝑟 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑜𝑙𝑒; d la hauteur utile de la console ; d est

plafonné à ‘a pour les charges ponctuelles et à 4l pour les charges réparties.

Prenons d=4l=4*0,3=1,2 m

Hu= Force horizontale (ici force de freinage de 30 tonnes)

𝑉𝑢 = 𝑃𝑢 = 1,35𝐺 + 1,6𝑄;

𝐺 = [(0,6+0,3

2) ∗ 0,3 + 1,5 ∗ 0,3] ∗ 25 ∗ 10 = 146,25 𝑘𝑁;

Q=10*0,3*25*1,5 = 112,5 kN ;

𝑉𝑢 = 1,35 ∗ 146,25 + 1,6 ∗ 4,5 = 377,44 𝑘𝑁

A.N . 𝜏𝑢 =377,44

0,3∗1,2∗

1

1−0,6300

377,44

= 2004,28 𝑘𝑃𝑎 = 2 MPa < 4 Condition vérifiée




A.3.11 Principe de pré dimensionnement et de ferraillage des goussets

𝐿 > 3 𝑚 3 < 𝐿 ≤ 5 𝑚 𝐿 ≤ 3 𝑚

𝐿 > 4 𝑚 2 < 𝐿 ≤ 4 𝑚 𝐿 ≤ 2 𝑚

Le ferraillage est effectué selon les disposition du programme de calcul PICF-EL

proposé par le SETRA. Dans les goussets, on place longitudinalement les fers à un espacement

double de celui du ferraillage principal ; transversalement on place un ferraillage de principe.

Les armatures transversales des goussets sont destinées à équilibrer les efforts de retrait

différentiel gêné provoqués par les âges différents des bétons des piédroits et de la traverse et

du radier.

Principes de ferraillage des goussets

Angle supérieur (coupe droite)

Aciers longitudinaux L=1,5 m L=1,2 m L=0,7 m

Aciers transversaux 3 Φ 5 Φ 3 Φ

Angle inférieur (coupe droite)

Aciers longitudinaux L=1,3 m L=1 m L=0,8 m

Aciers transversaux 7Φ 5 Φ 4 Φ



ANNEXE

A.4 . OPTIMISATION DES PROCEDES A L’EXECUTION



A.4.1 Profils géotechniques des sondages du Mogho Naaba

Points de

sondages

(sommets de

la polygonale)

S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 S8 S9 S10 S11 S12 S13 S14 S15 S16 S17 S18 S19 S20 S21 S22

Profils Sondages du Bassin

Sondage des

affluents

Profondeur

en cm

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

Légende

Argile

compressible Argile sablonneux

Argile organique

Grave argilo-

latéritique




A.4.2 Fiches techniques des dumpers

Source : Brochure tombereaux articulés série D MkVII_Bell équipement




Source : Brochure tombereaux articulés série D MkVII_Bell équipement




A.4.3 Fiche technique des pelles hydrauliques Litronic 944

Source : Descriptif technique pelles

sur chenilles R944C Liebherr

Source : Descriptif technique pelles sur chenilles R944C Liebherr



A.4.4 Simulation des transports

Simulation de transport zone de dépôt n°2 : distance = 1,38 km




Emprise du Bassin

de rétention

Emprise du Bassin

de rétention

Emprise du Bassin

de rétention Emprise du Bassin

de rétention




A.4.5 Observation des temps par chronométrage

A.4.6 Modèle basé sur les cycles typiques des pelles

Eléments de calcul pour la production maximale

Distance point chargement -déchargement (Zone de dépôt n°2) 1,38 km

Taux de foisonnement : (Poids volumique sec foisonné/Poids

volumique sec en place) Table 4.3 0,74

Poids volumique du matériau remanié 1,41 t/m3

Capacité volumétrique godet pelle (Q) 1,70 m3

Coefficient de remplissage du godet (F) Table 9.4 105%

Temps de cycle typiques (Table 9.5)

Chargement du godet 6 sec

Conclusions: La moyenne des nombres de

godet qu’il faut pour remplir les dumpers

B25 est de 7 coups. Pour les dumpers B30

nous avons 10 coups de godet. Le temps de

cycle conclu d’après les observations est de

0,3 minutes. Dans tous les cas l’écart type

est supérieur as la demi moyenne : les

données ne sont pas trop dispersées. On peut

utiliser la moyenne

B25

Nombre

godets

Temps de

chargement

(min)

Temps de

cycle (min)

9 2,32 0,257

7 1,87 0,267

9 2,77 0,307

8 1,88 0,235

8 3,37 0,421

5 1,6 0,32

6 2,1 0,35

6 2,02 0,34

6 1,97 0,33

Moy=7 Moy=0,304

Etyp=0,1 Etyp=1,5

6 2,40 0,400

5 1,33 0,267

6 1,67 0,278

7 2,18 0,312

6 1,70 0,283

7 1,98 0,283

Moy=6 Moy=0,304

Etyp=0,7 Etyp=0,05

B30

Nb de

godet

Tps de

chrgment

(min)

Tps de

déchrgment

(min)

cycle

(min)

9 2,83 0,31

9 2,90 0,4 0,32

0 3,22 0,42 0,32

11 3,03 0,45 0,28

11 3,12 0,4 0,28

11 2,83 0,4 0,26

11 3,72 0,34 0,34

Moy=10 Moy=0,302

Etyp=0,95 Etyp=0,03

B25

Nombre

godets

Temps de

chargement

(min)

Temps de

cycle (min)

8 2,17 0,271

6 1,52 0,253

7 1,88 0,269

7 2,03 0,290

8 3,15 0,394

6 1,82 0,303

6 1,48 0,247

5 1,27 0,253

5 1,97 0,393

Moy = 6 Moy = 0,297

Etyp =1,13 Etyp = 0,058




𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 (𝑚3 𝑓𝑜𝑖𝑠𝑜𝑛𝑛é) =3600∗1,7∗1,05

17∗

50

60𝑚𝑖𝑛 = 314,99 𝑚3/ℎ

Production en place=Production foisonnée*taux de foisonnement=314,99*0,74=233,33 m3/h

A.4.7 Modèle basé sur le cycle des engins de transport : prototype zone de dépôt n°2

dumper B25

Pivotement en charge du godet 4 sec

déchargement du godet 3 sec

Pivotement-Retour à la position initiale 4 sec

Total( t) 17 sec

Efficience(E) 50 min/h

Heures travaillées par jour 8 heures

Condition générale au chantier Moyenne

Type de camion Hors route

AS:D Table 9.2 1

Résultats Production maximale probable

Foisonnée 315 m3/h 2520 m3/jr

En place 233,33 m3/h 1866,67 m3/jr

Données techniques du dumper

Capacité camion as ras 13,00 m3

Capacité avec dôme 14,00 m3

Poids net à vide camion 18,43 t

Chargement permis 23,20 t

Poids total à charge 41,63 t

Temps de déchargement 2 min

Etape 1 Analyse volumétrique

Remplissage du godet de la pelle 105%

Volume effectif du godet (1) 1,79 m3

Capacité volumétrique de la benne (2) 14,00 m3

Nombre de godet théorique (3)=(2)/(1) 7,84

Nombre de godet choisi (4) 7

Etape 3 Nombre de camion requis

Temps de cycle total 18,10 min

Temps de chargement camion 1,98 min

Nombre de camion 9,13

Choix du nombre 10

Etape 2 Etude du cycle du camion

Volume chargé (5)=(4)*(1) 12,5 m3

Poids du chargement (6) 17,56 t

Vérification du poids du chargement Ok*

Temps de chargement 1,98 min

Poids total chgt + pds à vide 36,00 t

Vitesse camion chargé 28 km/h

Temps aller 2,95 min

Temps de déchargement** 2 min

Vitesse à vide 30 km/h

Temps retour 2,76 min

Temps de cycle 9,70 min

Temps fixes (Théorique) 8,4 min

Conclusion : Avec ce choix de nombre de

camions, la pelle hydraulique contrôle la

production : on atteint la production

maximale.

Etape 4 Calcul de la production

Efficience 50 min/h

Terre foisonnée 315,00 m3/h

En place 233,33 m3/h




A.4.8 Modèle basé sur le cycle des engins de transport : prototype zone de dépôt n°3

dumper B25

Données techniques du dumper

Capacité camion as ras 13,00 m3

Capacité avec dôme 14,00 m3

Poids net à vide camion 18,43 t

Chargement permis 23,20 t

Poids total à charge 41,63 t

Temps de déchargement 2 min

Etape 1 Analyse volumétrique

Remplissage du godet de la pelle 105%

Volume effectif du godet (1) 1,79 m3

Capacité volumétrique de la benne (2) 14,00 m3

Nombre de godet théorique (3)=(2)/(1) 7,84

Nombre de godet choisi (4) 7

Etape 3 Nombre de camion requis

Temps de cycle total 18,10 min

Temps de chargement camion 1,98 min

Nombre de camion 10,28

Choix du nombre 11

Etape 2 Etude du cycle du camion

Volume chargé (5)=(4)*(1) 12,5 m3

Poids du chargement (6) 17,56 t

Vérification du poids du chargement Ok*

Temps de chargement 1,98 min

Poids total chgt + pds à vide 36,00 t

Vitesse camion chargé 28 km/h

Temps aller 4,14 min

Temps de déchargement** 2 min

Vitesse à vide 30 km/h

Temps retour 3,86 min

Temps de cycle 11,98 min

Temps fixes (Théorique) 8,4 min

Conclusion : Avec ce choix de nombre de

camions, la pelle hydraulique contrôle la

production : on atteint la production

maximale.

Etape 4 Calcul de la production

Efficience 50 min/h

Terre foisonnée 315,00 m3/h

En place 233,33 m3/h

*La condition de la vérification du chargement est acceptée si le poids

du chargement est inférieur au chargement permis

**pour rester du côté de la sécurité (congestion importante)



TABLES POUR LE CALCUL DE LA PRODUCTION MAXIMALE Source : Construction, planning equipment and method



A.4.9 Récapitulatif des productions de toutes les pelles hydrauliques sur l’ensemble du temps de suivi

17982 V33 V34

Equ

ipes

Zon

es de

dép

ôt

Nb D

um

p

Vm

ax

Nb C

am

.-

Vm

ax

m3 p

elle

max.

Nbre d

e

pelle /jo

ur

Volu

me

tota

le

Volu

me

Parfa

it:Pell

e

Volu

me

parfa

it tota

l

m3/h

Parfa

it

Dates

Nbr

du

mp

Nb ca

m.

m3/jr

Hr

trava

ill

m3/H

Nbr

du

mp

Nb ca

m.

M3/jr

Hr

trava

illé

m3/H

Nbr

du

mp

Nb ca

m.

m3/jr

Hr

trava

illé

m3/H

13-juin 0 0 1386 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1036 0 0 Jour - 0 0 1722 3 4144 2717 8151 315

14-juin 0 0 644 0 0 0 0 308 0 0 0 0 1050 0 0 Jour - 0 0 1050 4 2268 2717 10868 315

17-juin 0 0 1560 0 0 0 1 1810 0 0 0 0 0 0 0 Nuit - 0 1 1810 2 3370 2717 5434 315

18-juin 0 0 1325 0 0 0 1 1025 0 0 0 0 1265 0 0 Nuit - 0 0 1325 3 3615 2717 8151 315

20-juin 2 5 1273 0 0 2 4 1313 8 164,13 0 0 0 3 0 Nuit - 2 4 1313 2 2586 2717 5434 315

21-juin 3 6 1465 6 244,2 3 5 2120 7 302,9 0 0 0 0 0 Nuit 2 3 5 2120 2 3585 2717 5434 315

22-juin 3 6 1140 6 190,0 0 0 0 7 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2 3 6 1140 1 1140 2717 2717 315

23-juin 0 0 0 5 0,0 2 5 1256 6 209,3 0 0 0 0 0 Nuit 2 2 5 1256 2 1299 2717 5434 315

25-juin 4 6 1305 6 217,5 4 3 774 6 129,0 0 0 0 0 0 Nuit 2&1 4 6 1305 2 2079 2717 5434 315

27-juin 2 6 334 5 66,8 4 1 284 7 40,6 0 0 0 0 0 Nuit 2&1 4 6 1369 3 1987 2717 8151 315

28-juin 0 0 1620 7 231,4 0 1 1705 8 213,1 0 0 0 0 0 Nuit 2&1 0 1 1705 3 3676 2717 8151 315

29-juin 0 0 1636 7 233,7 0 1 1835 7 262,1 0 0 0 ! ! Nuit 2&1 0 1 1835 3 4836 2717 8151 315

30-juin 0 0 1875 7 267,9 0 1 1220 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2 0 0 1875 3 4195 2717 8151 315

1-juil. 0 0 1625 9 180,6 0 0 1680 8 210,0 0 0 0 ! ! Nuit 2 0 0 1680 2 3305 2717 5434 315

4-juil. 4 1 944 7 134,9 2 5 1908 7 272,6 0 6 380 6 63,33 Nuit 1 2 5 1908 3 3232 2717 8151 315

5-juil. 3 1 926 7 132,3 0 4 2000 7 285,7 0 4 820 6 136,67 Nuit 2&1 0 4 2000 3 3746 2717 8151 315

7-juil. 0 0 0 5 0,0 4 1 396 7 56,6 4 5 972 7 138,86 Jour 2&3 4 5 972 2 1368 2717 5434 315

8-juil. 4 9 1495 2 747,5 0 0 0 0 0,0 0 7 1400 7 200 Nuit 3 4 9 1495 3 3309 2717 8151 315

9-juil. 4 8 624 6 104,0 4 6 1446 6 241,0 4 4 838 5 167,6 Nuit 3 4 6 1446 4 3570 2717 10868 315

11-juil. 4 1 444 4 111,0 4 1 810 7 115,7 0 0 0 0 0 Nuit 2 4 1 810 2 1254 2717 5434 315

12-juil. 0 0 0 0 0,0 4 3 1445 7 206,4 0 0 0 0 0 Nuit 3 4 3 1445 1 1445 2717 2717 315

13-juil. 0 0 0 6 0,0 4 3 1493 7 213,3 0 0 0 0 0 Nuit 3&1 4 3 1493 1 1493 2717 2717 315

14-juil. 4 1 965 7 137,9 4 1 1354 3 451,3 0 0 0 5 0 Nuit 1 4 1 1354 2 2319 2717 5434 315

15-juil. 4 2 1505 7 215,0 0 0 0 ! ! 4 2 1386 7 198 Nuit 1 4 2 1505 3 3031 2717 8151 315



17982 V33 V34

Equ

ipes

Zon

es de

dép

ôt

Nb D

um

p

Vm

ax

Nb C

am

.-

Vm

ax

m3 p

elle

max.

Nbre d

e

pelle /jo

ur

Volu

me

tota

le

Volu

me

Parfa

it:Pell

e

Volu

me

parfa

it tota

l

m3/h

Parfa

it

Dates

Nbr

du

mp

Nb ca

m.

m3/jr

Hr

trava

ill

m3/H

Nbr

du

mp

Nb ca

m.

M3/jr

Hr

trava

illé

m3/H

Nbr

du

mp

Nb ca

m.

m3/jr

Hr

trava

illé

m3/H

16-juil. 0 0 0 0 0,0 4 1 2367 7 338,1 0 1 280 0 0,00 Nuit 1 4 1 2367 4 3047 2717 10868 315

21-juil. 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0,0 3 1 1440 7 205,71 Nuit - 3 1 1440 2 2183 2717 5434 315

25-juil. 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0,0 3 1 181 0 0 Jour - 4 1 246 2 427 2717 5434 315

26-juil. 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0,0 4 1 1518 0 0 Jour - 4 1 1518 2 2819 2717 5434 315

27-juil. 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0,0 4 1 752 0 0 Jour - 4 1 1045 2 1797 2717 5434 315

28-juil. 4 1 1185 6 197,5 0 0 0 0 0,0 4 1 379 8 47,38 Jour - 4 1 1185 2 1564 2717 5434 315

29-juil. 4 1 793 6 132,2 0 0 0 0 0,0 4 1 898 6 149,67 Jour - 4 1 898 2 1691 2717 5434 315

30-juil. 4 1 1403 10 140,3 0 0 0 0 0,0 0 0 0 8 0 Jour - 4 1 1505 2 2908 2717 5434 315

1-août 4 1 431 4 107,8 0 0 0 0 0,0 4 1 1159 8 144,88 Jour - 4 1 1535 3 3125 2717 8151 315

2-août 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0,0 4 1 1197 8 149,63 Jour - 4 1 1197 2 2000 2717 5434 315

4-août 0 0 0 0 0,0 4 1 409 5 81,8 4 1 1351 7 193 Jour - 4 1 1351 2 1760 2717 5434 315

6-août 0 0 0 0 0,0 4 1 1370 8 171,3 0 0 0 0 0 Jour - 4 1 1617 2 2987 2717 5434 315

8-août 0 0 0 0 0 4 1 1326 8 165,75 0 0 0 0 0 Jour - 4 1 1544 2 2870 2717 5434 315

Moyenne

sur

jours

travaillés

1163 171,5 1318 206,54 963 149,56 1443 Moy = 2595 m3/Jr;

𝚺 = 𝟏𝟔𝟏𝟕𝟎𝟎m3




18757 20239 21319 E

qu

ipes

Zon

es de

dép

ôt Date

Nbr d

um

p

Nb ca

m.

m3/jr

Hr tra

vaillé

m3/H

Nbr d

um

p

Nb ca

m.

m3/jr

Hr tra

vaillé

m3/H

Nbr d

um

p

Nb ca

m.

m3/jr

Hr tra

vaillé

m3/H

13-juin 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1722 0 0 Jour -

14-juin 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 266 0 0 Jour -

17-juin 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Nuit -

18-juin 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Nuit -

20-juin 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Nuit -

21-juin 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2

22-juin 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2

23-juin 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 2 1 43 0 0 Nuit 2

25-juin 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2&1

27-juin 0 0 0 0 0 4 6 1369 7 195,6 0 0 0 0 0 Nuit 2&1

28-juin 0 0 0 0 0 3 0 351 5 70,2 0 0 0 0 0 Nuit 2&1

29-juin 0 0 0 0 0 0 0 1365 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2&1

30-juin 0 0 0 0 0 0 0 1100 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2

1-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2

4-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 1

5-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2&1

7-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Jour 2&3

8-juil. 0 0 0 0 0 2 7 414 4 103,5 0 0 0 0 0 Nuit 3

9-juil. 0 0 0 0 0 4 8 662 5 132,4 0 0 0 0 0 Nuit 3

11-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 2

12-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 3

13-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 3&1

14-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 1

15-juil. 0 1 140 7 20 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Nuit 1

16-juil. 0 1 100 7 14,29 0 1 300 5 60,0 0 0 0 0 0,00 Nuit 1

21-juil. 0 0 0 0 0 3 1 743 6 123,8 0 0 0 0 0 Nuit -

25-juil. 0 0 0 0 0 4 1 246 0 0,0 0 0 0 0 0 Jour -

26-juil. 0 0 0 0 0 4 1 1301 0 0,0 0 0 0 0 0 Jour -

27-juil. 0 0 0 0 0 4 1 1045 0 0,0 0 0 0 0 0 Jour -

28-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Jour -

29-juil. 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0,0 0 0 0 0 0 Jour -

30-juil. 0 0 0 0 0 4 1 1505 9 167,2 0 0 0 0 0 Jour -

1-août 0 0 0 0 0 4 1 1535 9 170,6 0 0 0 0 0 Jour -

2-août 0 0 0 0 0 4 2 803 10 80,3 0 0 0 0 0 Jour -

4-août 0 0 0 0 0 0 0 0 8 0,0 0 0 0 0 0 Jour -

6-août 0 0 0 0 0 4 1 1617 9 179,7 0 0 0 0 0 Jour -

8-août 0 0 0 0 0 4 1 1544 8 193 0 0 0 0 0 Jour -

Moy. 994 134



A.4.10 Analyse des données collectés- génération des graphes de production

41

44

22

68 3

37

03

61

5

25

86 3

58

51

14

01

29

9 20

79

19

87

36

76 4

83

64

19

53

30

5

32

32

37

46

13

68

33

09

35

70

12

54

14

45

14

93 23

19 30

31

30

47

21

83

42

72

81

91

79

71

56

41

69

1 29

08

31

25

20

00

17

60 2

98

7

28

70

81

51

10

86

8

54

34

81

51

54

34

54

34

27

17

54

34

54

34

81

51

81

51

81

51

81

51

54

34

81

51

81

51

54

34

81

51

10

86

8

54

34

27

17

27

17

54

34

81

51

10

86

8

54

34

54

34

54

34

54

34

54

34

54

34

54

34

81

51

54

34

54

34

54

34

54

34


Volumes totaux excavés journalièrement Volume parfait total

10

36

10

50

01

26

5

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

38

08

20 97

21

40

08

38

0 0 0 01

38

62

80

14

40

18

11

51

87

52

37

98

98

0

11

59

11

97

13

51

0 0

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17


Production journalière Pelle V34 Volume parfait

0

50

100

150

200

250

300

350


1/TU 17982 1/TU Parfait

13

86

64

4

15

60

13

25

12

73

14

65

11

40

0

13

05

33

41

62

01

63

6 18

75

16

25

94

49

26

01

49

56

24

44

40 0

96

51

50

50 0 0 0 0

11

85

79

31

40

3

43

10 0 0 0

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17

27

17


Production journalière pelle 17982 Volume Parfait



Figure 4: Analyse globale des affectations des engins de transport

0

100

200

300

400

500

1/TUpelle

187571/TU pelle

17982"1/TU pelle

202391/TU pelle

213191/TU pelle

V331/TU pelle

V341/TU parfait

02468

101214

21-juin22-juin

23-juin

25-juin

27-juin

28-juin

29-juin

30-juin

1-juil.

4-juil.5-juil.

7-juil.

8-juil.

9-juil.

11-juil.

12-juil.

13-juil.

14-juil.

15-juil.

16-juil.Dumper affectés au

17982

Dumper affectés à la

V33


V34

Dumper affectés au

18757


20239


21319

Dumper affectés modèle

0

500

1000

1500

2000

2500

3000


Production journalière pelle 18757 Production journalière pelle 17982"

Production journalière pelle 20239 Production journalière pelle 21319

Production journalière pelle V33 Production journalière pelle V34

Volume parfait 5

9

45

411

10

32

55

33

7

7 3 2 2

10 1010

10

10

10

10

10

108810

11

11

10

11

118

88

0123456789

1011

21-juin22-juin

23-juin

25-juin

27-juin

28-juin

29-juin

30-juin

1-juil.4-juil.

5-juil.7-juil.

8-juil.

9-juil.

11-juil.

12-juil.

13-juil.

14-juil.

15-juil.16-juil.

Moyenne

des dumpers

affectés par

pelle

Dumper

affectés

modèle

Figure 3: Analyse combinée des temps unitaires

Figure 5: Analyse combinée de toutes les productions journalières des pelles




A.4.11 Analyse de l’affectation des engins de transport

Nombre d’engins affectés journalièrement

Dates

17982

V33

V34

18757

20239

21319

Equ

ipes

Zon

es

de d

épôt

Nom

bre

cam

ion

modèle

_B

25

21-juin 9 8 0 0 0 0 Nuit 2 10

22-juin 9 0 0 0 0 0 Nuit 2 10

23-juin 0 7 0 0 0 3 Nuit 2 10

25-juin 10 7 0 0 0 0 Nuit 2&1 10

27-juin 8 5 0 0 10 0 Nuit 2&1 10

28-juin 0 1 0 0 3 0 Nuit 2&1 10

29-juin 0 1 0 0 0 0 Nuit 2&1 10

30-juin 0 1 0 0 0 0 Nuit 2 10

1-juil. 0 0 0 0 0 0 Nuit 2 10

4-juil. 5 7 6 0 0 0 Nuit 1 8

5-juil. 4 4 4 0 0 0 Nuit 2&1 8

7-juil. 0 5 9 0 0 0 Jour 2&3 10

8-juil. 13 0 7 0 9 0 Nuit 3 11

9-juil. 12 10 8 0 12 0 Nuit 3 11

11-juil. 5 5 0 0 0 0 Nuit 2 10

12-juil. 0 7 0 0 0 0 Nuit 3 11

13-juil. 0 7 0 0 0 0 Nuit 3&1 11

14-juil. 5 5 0 0 0 0 Nuit 1 8

15-juil. 6 0 6 1 0 0 Nuit 1 8

16-juil. 0 5 1 1 1 0 Nuit 1 8




ANNEXE

A.5 DOSSIER DE PLANS

D’EXECUTIONS




ANNEXE

A.6 SYNTHESE DU RAPPORT D’ETUDE

GEOLOGIQUE ET GEOTECHNIQUE

GSPublisherEngine 0.77.100.98

1:150

ETUDE D'EXECUTION ET SUIVI DU CHANTIER DE L'AMENAGEMENT AMONTAU CANAL DU MOGHO NAABA

Titre:Format :Echelle : Dessinateur:

Date :

Révision:

A4Vue en plan de l'ouvrage Imer J. DEGBEY. Etudiant Master II 2iE

12/2016

322 2 180 322

3265

1 00

032

65

480

3265

1 00

032

95

280

195

AMONT

AVAL


1:100, 1:200



Date :

Révision:

A4Coupe longitudinal sur ouvrage Imer J. DEGBEY. Etudiant Master II 2iE

12/2016

200 30 400 30 400 30

Joint de dilatationép= 2cm

Garde-corps

Remblai ép=var

Talu du canal

Semelle du mur en retour

Dalle de transition

[ 4%30

250

30

30


Garde-corps

Semelle du mur enretour avec bêche


Béton depropreté 10cm

Remblai ép=var

Talu du canal

[ 4% [ 4%

DETAIL SUR DEMI LARGEUR 1:100

COUPE LONGITUDINALE DE L'OUVRAGE


1:100



Date :

Révision:

A4Coupe transversale sur ouvrage Imer J. DEGBEY. Etudiant Master II 2iE

12/2016

250

25 125 700 125 25

1 000

Joint en polystyrèneexpansé et du mastic

Radier canal bétonné ép=20 cm

Radier dalot

Couche de roulement engraveleux latéritique

Talus du canalMur en retour Joint sec

Garde corps

bêche de la semelle du mur en retour

AMONT AVAL


1:275, 1:80



Date :

Révision:

A4Profils en travers type canal principal Imer J. DEGBEY. Etudiant Master II 2iE

12/2016

h

1.5h Lp/2 1.5h1 247 1 247

h

Béton légèrement armédosé à 300kg/m3

Lit de posesable ép. 5cm

Barbacanepvc Ø63

Géotextile

Béton de propretéép. 5cm

Dalle de couvertureép. 10cm


Géotextile

2%

1.51 1.5

12%

3% 3% max.3%3% TNTN

Lp/2

0.00628.40

1 861.74 2 350.002 850.00

286.751861.74

2 350.00 2 850.003 079.54

3.00 8.00

12.00 12.00 15.00

1.00 1.30 1.40 1.50 1.50

PMTronçon Lp h

PMPMPMPM

- PM- PM- PM- PM- PM

TABLEAU DES PARAMETRES

3 079.54 3 490.00

3 490.00 4 104.00

20.0020.00

PMPM

- PM- PM

1.501.60

1.5h Lp/2

h

Béton légèrement armédosé à 300kg/m3

Barbacanepvc Ø63


Géotextile

1.51

2%

Profil en travers type du canal principal


1:100, 1:50



Date :

Révision:

A4Plan de coffrage Imer J. DEGBEY. Etudiant Master II 2iE

12/2016

3030

280

480

280 200

9080

11030

195

175 20

Ligne defond du talu

du canal

Semelle en béton armé

Bêche

3025

030

30 400 30 400 30 400 30 400 30 400 30

300

30

Coffrage mur en retour 1:50

Coffrage dalot 1:100


1:50

ETUDE D'EXECUTION ET SUIVI DU CHANTIER DEL'AMENAGEMENT AMONT AU CANAL DU MOGHO NAABA

Titre:Format :Echelle :

Dessinateur:

Date :

Révision:

A4Ferraillage du mur en retourImer J. DEGBEY.Etudiant Master II 2iE

12/2016

21

43

6

58

7

5 6

8

7

7a

7a

5a

4a

480

170

110

280

Numéro DiamètreØ

Forme Espacement(cm)

Longueur développée(cm)

Nombre

1

2

HA12

HA12

HA12

HA10

25

16180

28016 16

243

312

196

312

312

25

25

25

3

HA12 25

12

9

12

9

12

4

5

18

25

184a HA12 1 /m2 61 28

1845180

1616280

1616280

18

50

2906 HA14

Var. 280/10016 167 HA12

25

25

358

Var.

270 18

7a97

34

20

12385

5a 10 10HA10 442 / 28

Var. 475/27516 168 HA10 25 Var. 12

HA12

Numéro DiamètreØ

Forme Espacement(cm)

Longueur développée(cm)

Nombre

18


1:50, 1:41,32



Date :

Révision:

A4Feraillage du module de l'ouvrage Imer J. DEGBEY. Etudiant Master II 2iE

12/2016

10P58HA12e=25

50P56HA12

50P55HA12e=20

10P57HA12e=25

50P54HA16

50P53HA16e=20

10P52HA12e=25

66P50HA12

66P49HA12e=15

10P51HA12e=25

50P48HA14

50P47HA14e=20

65P34HA10

10P33HA12e=25

50P31HA10

50P30HA10e=20 12P32HA12e=25

66P29HA12

66P28HA12e=15

39P20HA1239P19HA12

39P16HA12

85P13HA12e=25

50P11HA12e=20

40P12HA12e=25

49P10HA2049P9HA14

49P6HA1485P3HA20e=25

Reprise de bétonnage

145P4HA10e=1549P5HA12

50P23HA10e=20

10P26HA12e=255HA10

HA10e=40

50P2HA10e=20

8ϕ10 Filant

ϕ10 tous les 10cm L≈1,6 m

Goujons ϕ25 tousles 2m L≈0,4 m

Reprise de bétonnage39P17HA12

50P36HA12 50P38HA16HA10

HA10

50P11HA12e=20

50P38HA1650P36HA12

39P17HA12

feraillage de la demie largeur du module 1:50

Détail gousset sur supérieurDétail sur gousset inférieur


1:90, 1:40



Date :

Révision:

A4Feraillage du module de l'ouvrage format A3 Imer J. DEGBEY. Etudiant Master II 2iE

12/2016

50P2HA10e=20

145P4HA10e=15

66P1HA20e=15

85P3HA20e=2549P5HA12 49P6HA14

49P7HA20 49P8HA14 49P9HA14 49P10HA20

40P12HA12e=2587P14HA12e=25

50P11HA12e=20

85P13HA12e=25

39P15HA12

39P16HA12

39P17HA12 39P18HA12 39P19HA12 39P20HA12

66P21HA12e=15

66P22HA12

12P25HA12e=25

50P23HA10e=20

50P24HA10

10P26HA12e=25

65P27HA10

66P28HA12e=15

66P29HA12

12P32HA12e=2550P30HA10e=20

50P31HA10

10P33HA12e=25

65P34HA10

50P35HA12e=20

50P36HA12

10P39HA12e=25

50P37HA16e=20

50P38HA16

10P40HA12e=25

50P41HA16e=20

50P42HA16

10P45HA12e=25

50P43HA16e=20

50P44HA16

10P46HA12e=25

50P47HA14e=20

50P48HA14

10P51HA12e=25

66P49HA12e=15

66P50HA12

10P52HA12e=25

50P53HA16e=20

50P54HA16

10P57HA12e=25

50P55HA12e=20

50P56HA12

10P58HA12e=25

Reprise de bétonnage

145P4HA10e=1549P5HA12

50P23HA10e=20

10P26HA12e=255HA10

HA10e=40

50P2HA10e=20

8ϕ10 Filant

ϕ10 tous les 10cm L≈1,6 m

Goujons ϕ25 tousles 2m L≈0,4 m

Reprise de bétonnage39P17HA12

50P36HA12 50P38HA16HA10

HA10

50P11HA12e=20

50P38HA1650P36HA12

39P17HA12

Module de l'ouvrage

Détail sur goussets supérieurs Détail sur goussets inférieurs


1:100

ETUDE D'EXECUTION ET SUIVI DE CHANTIER DEL'AMENAGEMENT AMONT AU CANAL DU MOGHO NAABA

Titre:Format :Echelle :

Dessinateur:

Date :

Révision:

A4Quantité fer moduleImer J. DEGBEY.Etudiant Master II 2iE

12/2016

Module

POSI

TIO

NØ

mmN

BRE.

PIÈ

CES

LON

GU

EUR

m FAÇONNAGEL=cm

LON

GU

EUR

TOTA

L m

POID

Skg

/m

POID

Skg

f

1 20 66 22.46 216618 18

22 221482.49 2.47 3656.06

2 10 50 22.06 216719 19 1102.89 0.62 679.98

3 20 85 11.45 99114 14

63 63973.52 2.47 2400.86

4 10 145 10.69 99216 1623 23

1550.28 0.62 955.81

5 12 49 2.08 18127 101.97 0.89 90.54

6 14 49 2.02 16735 98.88 1.21 119.497 20 49 4.42 442 216.39 2.47 533.648 14 49 3.95 395 193.70 1.21 234.079 14 49 3.54 354 173.42 1.21 209.57

10 20 49 4.10 410 200.88 2.47 495.40

11 12 50 21.93 216713 13 1096.70 0.89 973.69

12 12 40 22.21 216727 27 888.41 0.89 788.76

13 12 85 10.84 99217 17

30 30921.73 0.89 818.35

14 12 87 10.84 99218 18

28 28943.42 0.89 837.60

15 12 39 1.84 15727 71.87 0.89 63.80

16 12 39 1.62 13527 63.04 0.89 55.9617 12 39 3.32 332 129.56 0.89 115.0318 12 39 3.32 332 129.56 0.89 115.0319 12 39 3.15 315 122.71 0.89 108.9520 12 39 2.78 278 108.38 0.89 96.23

21 12 66 3.01 27427 198.34 0.89 176.09

22 12 66 0.78 5127 51.67 0.89 45.87

23 10 50 2.85 27411 142.25 0.62 87.70

24 10 50 0.58 4711 28.87 0.62 17.80

25 12 12 10.84 99218 18

28 28130.13 0.89 115.53

26 12 10 10.84 99216 16

30 30108.44 0.89 96.28

27 10 65 1.89 17019 123.04 0.62 75.86

28 12 66 3.01 27427 198.34 0.89 176.09

29 12 66 0.78 5127 51.67 0.89 45.87

30 10 50 2.85 27411 142.25 0.62 87.70

31 10 50 0.58 4711 28.87 0.62 17.80

32 12 12 10.84 99218 18

28 28130.13 0.89 115.53

33 12 10 10.84 99216 16

30 30108.44 0.89 96.28

34 10 65 1.91 17219 124.44 0.62 76.72

35 12 50 2.87 27413 143.35 0.89 127.27

36 12 50 0.64 5113 32.24 0.89 28.62

37 16 50 2.91 27418 145.55 1.58 229.72

38 16 50 0.78 6018 38.97 1.58 61.50

39 12 10 10.84 99218 18

28 28108.44 0.89 96.28

40 12 10 10.84 99218 18

28 28108.44 0.89 96.28

41 16 50 2.91 27418 145.55 1.58 229.72

42 16 50 0.78 6018 38.97 1.58 61.50

43 16 50 2.91 27418 145.55 1.58 229.72

44 16 50 0.78 6018 38.97 1.58 61.50

45 12 10 10.84 99217 17

29 29108.44 0.89 96.28

46 12 10 10.84 99217 17

29 29108.44 0.89 96.28

47 14 50 2.89 27415 144.45 1.21 174.56

48 14 50 0.71 5615 35.60 1.21 43.02

49 12 66 2.87 27413 189.22 0.89 168.00

50 12 66 0.64 5113 42.56 0.89 37.78

51 12 10 10.84 99218 18

28 28108.44 0.89 96.28

52 12 10 10.84 99218 1828 28

108.44 0.89 96.28

53 16 50 2.91 27418 145.55 1.58 229.72

54 16 50 0.78 6018 38.97 1.58 61.50

55 12 50 2.87 27413 143.35 0.89 127.27

56 12 50 0.64 5113 32.24 0.89 28.62

57 12 10 10.84 99218 18

28 28108.44 0.89 96.28

58 12 10 10.84 99218 18

28 28108.44 0.89 96.28

HA10 3242.89 0.62 1999.37HA12 7004.99 0.89 6219.28HA14 646.05 1.21 780.71HA16 738.08 1.58 1164.88HA20 2873.28 2.47 7085.96

Fe E500 Poids total 17250.20Poids total avec chutes (10.00%) 18975.22

Module

POSI

TIO

NØ

mmN

BRE.

PIÈ

CES

LON

GU

EUR

m FAÇONNAGEL=cm

LON

GU

EUR

TOTA

L m

POID

Skg

/m

POID

Skg

f

22 22

Etudes géologiques et géotechniques-version provisoire 1

PROLONGEMENT AMONT DU CANAL DU MOGHO-NAABA

A OUAGADOUGOU

ETUDE GEOTECHNIQUE

SYNTHESE DU RAPPORT LNBTP N° OUA/2010-274/DSF1

JUIN 2010


SOMMAIRE

1 INTRODUCTION ............................................................................................................................................... 3

2 SITE ET OBJECTIF DU PROJET........................................................................................................................... 3

3 APERCU GEOLOGIQUE .................................................................................................................................... 3

4 RECONNAISSANCES GEOTECHNIQUES ............................................................................................................ 3

4.1 SOLS DU CANAL PRINCIPAL ET DU MARIGOT DE GOUNGHIN SUD ....................................................... 4

4.1.1 Puits à ciel ouvert .............................................................................................................................. 4

4.1.2 Essais en laboratoire ......................................................................................................................... 4

4.2 FONDATION DES OUVRAGES D’ART (DALOTS) ...................................................................................... 6

4.2.1 Puits à ciel ouvert .............................................................................................................................. 6

4.2.2 Essais pénétrométriques ................................................................................................................... 6

4.3 EMPRUNTS LATERITIQUES ..................................................................................................................... 6

5 INTERPRETATION DES RESULTATS GEOTECHNIQUES ..................................................................................... 7

5.1 CANAL PRINCIPAL ET MARIGOT DE GOUNGHIN SUD ........................................................................... 7

5.2 CONTRAINTES ADMISSIBLES POUR LES OUVRAGES D’ART ................................................................... 7

5.3 EMPRUNT LATERITIQUE ........................................................................................................................ 7

6 CONCLUSIONS ................................................................................................................................................. 7

Annexe : Dossier d’étude LNBTP


1 INTRODUCTION

Le présent rapport est une synthèse du rapport du Laboratoire National du Bâtiment et des

Travaux Publics LNBTP Dossier N°OUA/2010-274/DSF1 de Juin 2010 joint en annexe.

2 SITE ET OBJECTIF DU PROJET

Le site est sis dans la commune de Ouagadougou et le projet consiste à construire un canal

de drainage des eaux pluviales en prolongeant le canal existant jusqu’à son amont au droit

de la rue Liwaga. Il est également prévu l’aménagement d’affluents dont le plus important est

le marigot de Gounghin Sud ; deux ouvrages d’art sont également projetés pour permettre le

franchissement du canal par les rues Sînd Paam Boum et Mogho Naaba Baongho.

3 APERCU GEOLOGIQUE

Le prolongement du canal du Mogho-Naaba jusqu’à son origine se développe dans un

contexte géologique migmatitique.

On y rencontre des faciès de granodiorites porphyroïdes à amphibole et biotite mais

également des tonalites et diorites quartzifères. Ces différents faciès génèrent généralement

des altérites argilo-sableuse à sablo –argileuses en profondeur.

4 RECONNAISSANCES GEOTECHNIQUES

La reconnaissance a consisté à :

• La connaissance des sols du canal principal et de la bretelle

• Les sols de fondation des ouvrages d’art (ponts)

• La recherche de matériaux de viabilité


4.1 SOLS DU CANAL PRINCIPAL ET DU MARIGOT DE GOUNGHIN SUD

4.1.1 Puits à ciel ouvert

• Canal principal

Il a été exécuté soixante-dix huit (78) puits à ciel ouvert depuis l’amont jusqu’au canal Mogho

Naaba existant. L’examen des coupes géotechniques du rapport LNBTP citée en référence

indique que le réceptacle est sis sur des carapaces et cuirasses latéritiques ou des graves

latéritiques argiles (GAL) faisant suite à la terre végétale ces faciès continuent jusqu’à la rue

Warba, puis fait place des altérites arénitiques argilo-sableuses alternant avec de tant à

autre avec des dépôts sableux à silto–sableux ou organo-limoneux. La nappe phréatique se

situe entre 1,00 m et 3,00 m.

• Marigot de Gounghin Sud

Ici on a procédé au fonçage de vingt-quatre (24) puits et les coupes géotechnique font état

de l’existence de faciès cuirassés le long du tracé du marigot de Gounghin Sud (cuirasse et

carapace) mais également des graves latéritiques. Une venue d’eau est apparue seulement

au puits dénommé S10.

4.1.2 Essais en laboratoire

Des échantillons ont été prélevés et soumis à des essais d’identification et géomécaniques ;

le tableau qui suit récapitule les résultats de l’ensemble des essais.

Le tableau indique des matériaux fins moyennement plastiques avec des caractéristiques

géomécaniques moyennes mais avec un fort taux de dispersivité toute chose qui réduit leur

utilisation en remblai aussi les argiles latéritiques légèrement graveleuses seront plus

viables.


Sondages Profondeur

(m) %

<5mm %

<2mm %

<1mm %

<80µ wl Ip

γd OPN (t/m3)

ω OPN (%)

Dispersivité (%)

S1 ; S15 ; S17 0,3-1,5 99 93 90 53 30 14 17 15 65

S4 ; S21 ; S27 ; S39 0,5-3,0 99 98 91 53 27 13 18 14 64

S10 ; S13 ; S16 ; S32 0,1-1,5 98 91 88 50 32 16 18,5 12,5 38

S22 ; S28 ; S34 0,4-1,5 98 89 79 40 33 16 17,8 12,5 39


4.2 FONDATION DES OUVRAGES D’ART (DALOTS)

L’étude des sols et fondations a porté sur la réalisation des puits à ciel ouvert et d’essais

pénétrométriques au pénétromètre dynamique lourd type BORRO AB.

4.2.1 Puits à ciel ouvert

• Dalot (rue Mogho Naaba Baongho)

Trois(3) puits ont été exécutes dénommés S61 S63 ‘ S64 et les coupes géotechniques

indiquent que suite à une terre végétale peu épaisse ou à un remblai tout venant, il vient soit

une argile sableuse soit une argile bariolée jusqu’à trois mètres (3,00 m) de profondeur ; des

venues d’eau ont été constatées entre 0,50 m et 1,50 m.

• Dalot (rue Sînd Paam Boum)

Deux puits ont été réalisés et dénommés S49 et S 49’ les coupes géotechniques indiquent que

suite à la terre végétale il vient une argile limoneuse qui repose sur une argile sableuse ; des

venues d’eau ont été constaté autour de 1,40 m.

4.2.2 Essais pénétrométriques

• Dalot (rue Mogho Naaba Baongho)

Les diagrammes des essais joints en annexe au rapport du LNBTP que les résistances en

pointe sont de l’ordre de 3 à 4 MPa de 0 à 2,00 m de profondeur, mais à partir de 3,00 m de

profondeur, les résistances en pointe augmentent pour accuser le refus vers 8,00 m de

profondeur.

• Dalot (rue Sînd Paam Boum)

Les résistances en pointe des diagrammes joints en annexe au rapport du LNBTP indiquent

des résistances moyennes de zéro à 2,00 m de profondeur de 3 à 4 MPa puis deviennent

croissantes à partir de 3,00 m de profondeur mais sans accuser le refus jusqu’à l’arrêt des

essais aux environs de 8,00m de profondeur ;

4.3 EMPRUNTS LATERITIQUES

Il a été recherché un emprunt unique situé à 8km+800 sur la route de Pô, soit à environ

10km+300 du site du canal en projet de construction les caractéristiques géotechniques

révélées par cet emprunt font état d’une portance CBR de 79 à 95% de l’Optimum Proctor

Modifié (OPM) et d’une portance CBR de 102 à 98% de l’OPM. Cet emprunt est du point de

vue géotechnique, viable pour les remblais routiers.


5 INTERPRETATION DES RESULTATS GEOTECHNIQUES

5.1 CANAL PRINCIPAL ET MARIGOT DE GOUNGHIN SUD

Au regard des coupes des puits à ciel ouvert et des résultats des essais en laboratoire le

site du canal en projet repose sur les cuirasses et carapaces sur les points hauts et dans les

points bas on rencontre une diversité de faciès allant des graves latéritiques en passant par

les arènes du bed-rock avec des intercalations alluvionnaires faites de sables, de sables

limoneux et dépôts organiques.

Les essais d’identification indiquent dans l’ensemble des matériaux fins moyennement

plastiques et de forte dispersivité signe d’une sensibilité à l’eau et d’une forte tendance à

l’érosion. Des venues d’eau ont été constatées aux environs de 1,50 m de profondeur.

5.2 CONTRAINTES ADMISSIBLES POUR LES OUVRAGES D’ART

Les ouvrages projetés sont du type dalots et sont fondés selon les règles de l’art sur

fondations superficielles de type radier général. Aussi nous basant sur les résultats des

essais pénétrométriques et la règle 1/20e du DTU 13-1 qui régit les fondations superficielles,

nous recommandons de fonder les deux ouvrages des rues Mogho Naaba Baongho et Sînd

Paam Boum comme il suit :

➢ Fondations superficielles sur radier général

➢ Profondeur d’ancrage par rapport au TN : 1,50 m

➢ Contrainte admissible σa : 0,1MPa = 1bar

Cependant nous préconisons une étude complémentaire à la phase projet d’exécution.

5.3 EMPRUNT LATERITIQUE

Les résultats de la chambre d’emprunt dont la distance morte est d’environ 11 km du site du

canal est du point de vue géotechnique viable.

6 CONCLUSIONS

Compte tenu des ouvrages projetés, des résultats de la reconnaissance géotechnique et de

la lithologie du site nous préconisons un adoucissement des pentes et une protection

appropriée des talus.


Les remblais des talus seront en argile latéritique même légèrement graveleuse.

Les remblais pour structures carrossables (pistes, routes aux abords du canal, blocs

techniques des ouvrages etc.) seront exécutés par les matériaux de l’emprunt latéritique

route de Pô.

Les deux ouvrages de franchissement (type dalot) seront fondés sur radier général à 1,50 m

de profondeur avec une contrainte admissible σa = 0,1MPa soit 1 bar.


ANNEXE :

RAPPORT LNBTP N° OUA/2010-274/DSF1

etudes d’execution et suivi du chantier de …

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