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[Actes de l']Infra 2003 : l'évolution du marché de la réhabilitation des infrastructures : une nouvelle dynamique s'impose, 2003-11-01
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Vérification en chantier de l'installation d'un ponceau en béton selon la méthode SIDD = On-site verification of concrete culvert installations using the SIDD method
Vérification en chantier de l’installation d’un ponceau en béton selon la méthode SIDD = On-site verification of concrete culvert installations using the SIDD
method
Daigle, L.; Zhao, J.Q.
NRCC-46878
A version of this document is published in / Une version de ce document se trouve dans : Infra 2003 – The Changing Infrastructure Rehabilitation Market : The Emergence of a
New Dynamic, Montréal, Nov. 17-19, 2003, pp. 1-19
VÉRIFICATION EN CHANTIER DE L’INSTALLATION D’UN PONCEAU
EN BÉTON SELON LA MÉTHODE SIDD
ON-SITE VERIFICATION OF CONCRETE CULVERT INSTALLATIONS
USING THE SIDD METHOD
Lyne Daigle, M.Sc., ing. Agent technique
Institut de recherche en construction Conseil national de recherches
Jack Q. Zhao, Ph.D., ing. Gestionnaire principal de projets Transports, services et travaux publics
Ville d’Ottawa
INFRA 2003
Du 17 au 19 novembre 2003 Hôtel Omni, Mont-Royal
Montréal, Québec
RÉSUMÉ
La réhabilitation ou le remplacement des ponceaux est un sujet qui préoccupe de plus en plus les propriétaires de ces ouvrages. Une collaboration entre l’Institut de recherche en construction (IRC), l’Association des tuyaux de béton de l’Ontario (OCPA) , le
Ministère des Transports de l’Ontario (MTO) et la Ville d’Ottawa a permis de réaliser le suivi du comportement des conduites de drainage en béton installées selon la méthode «Standard Installations Direct Design» ou SIDD au lieu de la méthode traditionnelle de Marston-Spangler.
Le projet, débuté à l’été 2000 et d’une durée de trois ans, avait pour objectif de vérifier, sur le terrain, la distribution des pressions du sol autour de la conduite ainsi que les contraintes dans la paroi de la conduite. Pour ce faire, deux sections de conduites, installées selon le Type 2 et Type 3 de la méthode SIDD, ont été instrumentées à l’aide de cellules de pression et de jauges de déformation reliées à un système de collecte de données automatisé. Les mesures obtenues sont comparées aux diagrammes de distribution de pression et aux contraintes maximales proposées par Heger qui constituent la base de la méthode SIDD.
Les résultats démontrent, que pour les deux types d’installations étudiés, les pressions mesurées se comparent raisonnablement à celles obtenues par la méthode SIDD. Quant aux valeurs des contraintes dans la conduite, les mesures de terrain sont
généralement assez proche des valeurs de moments proposées par la méthode SIDD. Un résumé des caractéristiques des méthodes SIDD et Marston-Spangler est aussi présenté.
ABSTRACT
The rehabilitation or replacement of culverts is an issue of concern to more and more system owners. Through a joint initiative of the Institute for Research in Construction (IRC), the Ontario Concrete Pipe Association (OCPA), the Ontario Ministry of Transportation (MTO) and the City of Ottawa, an ongoing study was carried out on the behaviour of concrete drainage pipes installed using the Standard Installations Direct Design (SIDD) method rather than the traditional Marston-Spangler method.
The project began in the summer of 2000 and continued for three years. Its purpose was to perform a field study to verify the distribution of the pressures in the ground around the pipe as well as the stresses on the pipe wall. Two pipe sections, installed according to type 2 and type 3 of the SIDD method, were therefore fitted with pressure cells and deformation gages linked to an automated data gathering system. The measurements obtained as a result were compared with pressure distribution diagrams and maximum stresses proposed by Heger, the basic principles of the SIDD method.
The findings showed that, for the two types of installations studied, the pressure readings compare reasonably to those associated with the SIDD method. As for the values of the stresses in the pipe, the field measurements were generally fairly close to the values put forward by the SIDD method. This presentation also features a summary of the characteristics of the SIDD and Marston-Spangler methods.
INTRODUCTION
Une collaboration entre l’Institut de recherche en construction (IRC), l’Ontario Concrete Pipe Association (OCPA), le Ministère des Transports de l’Ontario (MTO) et la Ville d’Ottawa a permis de réaliser le suivi du comportement de conduites de drainage en béton installées selon la méthode “Standard Installations Direct Design” ou SIDD. La méthode SIDD a été présentée par l’Association américaine des tuyaux de béton (ACPA) en 1993 et adoptée comme standard par la Société américaine de génie civil (ASCE) la même année. Elle a été adoptée, en tout ou en partie, par certains
départements de transports au Canada dont le Ministère des Transports du Québec. La méthode SIDD propose quatre types d’installations standardisées pour lesquelles la pression autour de la conduite est définie par le diagramme des distributions de
pression de Heger (ACPA 1993) (figure 1). Ce diagramme est une simplification des nombreuses analyses réalisées à l’aide de la méthode des éléments finis de l’interaction sol-conduite. Des coefficients et équations sont fournis afin de calculer les efforts normal et de cisaillement ainsi que les moments maximaux dans la paroi de la conduite en fonction du type d’installation choisie. À partir des charges calculées, la conception structurale de la conduite peut être optimisée ou sélectionnée à partir des classes standards de conduites (Tubécon Inc. 1995). La méthode SIDD est aussi appelée méthode directe de calcul car les charges sont calculées directement à partir de l’interaction sol-structure et ne nécessite pas la détermination d’un facteur d’assise. La méthode d’installation de Type 1 de SIDD requiert un plus grand contrôle de la qualité de la construction au niveau du compactage et des matériaux. L’installation SIDD de Type 4, ne requiert relativement aucune qualité de compaction et d’inspection mais exige une conduite de plus grande résistance. Ce type d’installation est à peu près équivalent à une installation traditionnelle de classe D. Les installations de Type 2 et Type 3 requièrent un contrôle de la qualité et une résistance de la conduite
intermédiaire entre les installations de Type 1 et de Type 4.
Peu de données sont disponibles afin de valider sur le terrain les diagrammes de pressions de Heger. Le présent projet vise à déterminer les pressions et charges
exercées sur une conduite de drainage installée selon la méthode SIDD (Type 2 et Type 3) avec les matériaux granulaires communément utilisés en Ontario dans les conditions climatiques de l’est du Canada.
VAF A3 A6 HAF HAF A6 b A5 A4 h1 A1 A2 2 vh2 uh1 VAF h2 f A2 2 c d f b A5 A4 e uc a Dm = 1 vd Installation Type 1 2 3 4 VAF 1.35 1.40 1.40 1.45 HAF 0.45 0.40 0.37 0.30 A1 0.62 0.85 1.05 1.45 A2 0.73 0.55 0.35 0.00 A3 1.35 1.40 1.40 1.45 A4 0.19 0.15 0.10 0.00 A5 0.08 0.08 0.10 0.11 A6 0.18 0.17 0.17 0.19 a 1.40 1.45 1.45 1.45 b 0.40 0.40 0.36 0.30 c 0.18 0.19 0.20 0.25 e 0.08 0.10 0.12 0.00 f 0.05 0.05 0.05 -u 0.80 0.82 0.85 0.90 v 0.80 0.70 0.60
-Figure 1. Diagramme des distributions de pression et coefficients de Heger (ACPA 1993).
1. INSTRUMENTATION ET INSTALLATION DU PONCEAU EN BÉTON
1.1 Site
En août 2000, le remplacement d’un ponceau, situé sous la Route Régionale 19, dans le secteur Osgoode de la Ville d’Ottawa, a été effectué. La conduite existante, en acier galvanisé, a été remplacée par une conduite en béton armé de 1370 mm de diamètre intérieur, de classe III (65-D). Neuf sections de conduite en béton ont été installées selon la méthode SIDD pour une longueur totale du ponceau de 20,5 m et une hauteur moyenne du remblai de 1,5 m. Étant donné la proximité de la rivière Rideau et de sa plaine inondable, la section de la route à cet endroit est construite sur remblai.
La ligne médiane de la route a servi à délimiter l’installation du ponceau selon le Type 2 ou 3 de la méthode SIDD. De chaque côté de cette ligne, une section de conduite a été instrumentée tel que décrit à la section 2.2. Ces deux conduites instrumentées sont séparées par une section de conduite non instrumentée (figure 2).
N 3.5 m 3.5 m 9 sections @ 2,28 m = 20,52 m Écoulement Type 3 Type 2 Sections instrumentées Système d'acquisition de données
Figure 2. Plan du ponceau.
1.2 Instrumentation
Lors de la fabrication des conduites, vingt jauges de déformation ont été installées à l’intérieur de la paroi (épaisseur nominale de 158 mm) de chacune des sections instrumentées. Ces jauges ont été fixées aux cages d’armature interne et externe de façon à mesurer les déformations longitudinales et circonférentielles autour de la conduite (figure 3). Un thermocouple a été installé à chacun de ces emplacements afin de pouvoir calculer les déformations dues à l‘expansion thermique. À cause de la difficulté d’identifier avec précision, sur les cages d’armature, l’axe de levage de la conduite, les jauges de déformations se sont retrouvées déplacées d’un angle de 4° (conduite installée selon SIDD Type 2) et de 10° (conduite installée selon SIDD Type 3) par rapport au plan vertical.
Pour chacune des deux sections, neuf cellules de pression ont été installées sur la surface de la conduite (vissées à la paroi) ou dans le sol environnant tel qu’illustré à la figure 4. Les cellules utilisées étaient des cellules hydrauliques à corde vibrante de 76 mm de diamètre. Deux cellules ont été installées au-dessus, à mi-hauteur et en dessous de la conduite afin de mesurer les pressions verticales et horizontales à ces endroits. L’emplacement des cellules vissées à la paroi, a été déterminé en fonction de l’emplacement des jauges de déformation installées dans la paroi, c’est-à-dire avec le même décalage angulaire (Daigle et Zhao 2001).
Figure 3. Disposition des jauges de déformation.
Figure 4. Disposition des cellules de pression sur et autour de la conduite (Type 3).
Jauge de déformation circonférentielle Jauge de déformation longitudinale Thermocouple ø 1370 mm Plan vertical section 1 -Type 3 Plan vertical section 2 - Type 2
10° 4° 10° 45° 30° Cellule de pression
Les senseurs ont été branchés à un système d’acquisition de données logé dans un cabinet en bordure de la route. La lecture des senseurs est effectuée à chaque heure et les données sont transmises par modem, un fois par jour, aux laboratoires du CNRC. Au terme du remplacement du ponceau, des repères ont été installés dans l’asphalte afin de pouvoir suivre, à l’aide de relevés de niveau, le mouvement de la surface de la route en travers de l’emplacement de la tranchée et selon l’axe du ponceau.
1.3 Paramètres d’installation du ponceau
La figure 5 présente une vue en coupe du ponceau incluant les spécifications sur les types de sols utilisés et le compactage. La méthode SIDD ne spécifie que le matériau et le compactage de l’assise jusqu’à la mi-hauteur de la conduite. Le choix des matériaux de remblai et le compactage des couches supérieures ont été effectués selon les spécifications utilisées par la Ville d’Ottawa. Tous les matériaux granulaires utilisés font partie de la catégorie 1 de sols définie par la méthode SIDD. Cette catégorie est
composée des types de sols SW, SP, GW et GP tel que défini par le système de classification unifié (USCS) (ASTM 2000).
450 mm matériau Granulaire B(II)
Matériau granulaire A
compaction 90% P.S. - SIDD Type 2 compaction 85% P.S. - SIDD Type 3
Sol d'origine
matériau Granulaire B(I)
Assise centrale non-compactée DE/3 = 563 mm Épaisseur = 75 mm ø 1689 mm Hanche Dessus Mi-hauteur Dessous Remblai Assise 150 mm matériau Granulaire A Asphalte Compaction 100% P.S.
Le tableau 1 présente les différents matériaux granulaires utilisées et leur équivalent selon le sytème USCS.
Tableau 1. Types de sols utilisés. Matériau1 Catégorie de
sol SIDD
USCS
Symbole Description
Granulaire A 1 GP Gravier ou mélange gravier sable à granulométrie étroite
Granulaire B(I) 1 SP Sable ou sable gravelleux à granulométrie étroite
Granulaire B(II) 1 GW Gravier ou mélange gravier sable à granulométrie étalée
1: Selon la classification des sols de l’ « Ontario Provincial Standards Specifications» (OPSS 1010 1993).
2. RÉSULTATS DU SUIVI DE COMPORTEMENT
2.1 Pressions
Les valeurs mesurées par les cellules de pressions ont été analysées en prenant comme référence les valeurs d’unités internes, de température et de pression
atmosphérique fournies par le manufacturier pour les cellules non chargées. Les effets de la température sur les mesures expérimentales ont été retirés à l’aide d’équation obtenue par calibration en chantier (Zhao et Daigle 2003). Les effets de la variation de la pression barométrique ont été corrigés à l’aide des données obtenues
d’environnement Canada. Après le premier hiver, la plupart des cellules soumises au gel ont prématurément cessé de fonctionner. Celles-ci se trouvaient situées au-dessus de la mi-hauteur de la conduite. Les cellules restantes, ainsi que les valeurs recueillies avant le bris des cellules supérieures, ont toutefois permis de tracer avec confiance le graphique de la distribution des pressions autour de la conduite.
Les valeurs de pressions varient peu en fonction du temps après le premier mois d’installation. Pour les deux sections de conduites instrumentées, les fluctuations de pression autour d’une valeur moyenne sont plus importantes pour les cellules installées sur le dessus de la conduite. Ces fluctuations s’atténuent en fonction de la profondeur des cellules. Celles-ci sont probablement dues à la combinaison de deux facteurs soit, l’effet du trafic en surface et la présence de gel dans le matériau granulaire.
Les coefficients de pressions mesurés sur le terrain juste après l’achèvement de
l’installation et un an après l’achèvement de l’installation sont présentés aux figures 6 et 7. Ceux-ci sont superposés au diagramme des pressions de Heger spécifiques aux
Figure 6. Comparaison entre les coefficients de pression mesurée et la distribution de pression de SIDD Type 2 - a) juste après l’achèvement de l’installation – b) 1 an après l’installation.
-5 -4.5 -4 -3.5 -3 -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 pression verticale pression horizontale 1 1 2 2 1 2 3 4 0 1 2 3 4 a) Pressions mesurées Distribution de pression de SIDD -5 -4.5 -4 -3.5 -3 -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 1 1 1 2 2 2 3 0 1 2 3 4 b)
Figure 7. Comparaison entre les coefficients de pression mesurée et la distribution de pression de SIDD Type 3 - a) juste après l’achèvement de l’installation – b) 1 an après l’installation.
installations de Type 2 et Type 3. Les coefficients de pression sont calculés en divisant les pressions mesurées par la charge en prisme et puis en décomposant selon les composantes horizontale et verticale.
Pour l’installation de Type 2 (figures 6a et 6b), les coefficients de pression mesurés sont très près des valeurs de distribution de pression SIDD, à l’exception de la pression sous la conduite. Pour l’installation de Type 3 (figures 7a et 7b), des écarts entre les valeurs de distribution de pression de SIDD et les coefficients mesurés sont observés. Trois des coefficients horizontaux sont particulièrement plus élevés que les valeurs de SIDD de même que la valeur du coefficient vertical du pic secondaire sous la conduite. Il semble que les valeurs de coefficients de pression plus élevés à ces endroits aient, en partie, compensé pour la valeur de coefficient mesuré sous la conduite, celui-ci étant égal à seulement 20% de la valeur proposée par SIDD.
Les résultats démontrent qu’en général les valeurs de SIDD sont près des pressions mesurées pour le dessus et la mi-hauteur de conduite. Les différences entre les valeurs de SIDD et les pressions mesurées aux autres endroits peuvent être, en autres,
attribuées aux variations des conditions d’installation en chantier. Tel qu’indiqué à la figure 5, le compactage des matériaux au-dessus de la mi-hauteur de la conduite a été effectué à 100% (Proctor Standard). Cet effort de compactage dans la zone de remblai peut avoir entraîné un compactage accru des zones des hanches de la conduite spécifié
-5.5 -5 -4.5 -4 -3.5 -3 -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 pression verticale pression horizontale 1 2 1 2 1 2 3 4 1 2 3 4 0 a) Distribution de pression de SIDD Pressions mesurées -5.5 -5 -4.5 -4 -3.5 -3 -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 -3 2 -2 1 -1 0 1 1 2 2 3 1 2 3 4 1 2 3 4 0 b)
à 90% et 85% pour les installations de Type 2 et Type 3 respectivement. Le coefficient de pression mesuré au-dessous de la conduite installée selon le Type 2 se rapproche plus de la valeur proposée pour l’installation de Type 1 qui exige un compactage de 95% P.S. pour les zones latérales, les hanches et l’assise.
Lors de l’installation de la conduite selon le Type 3, la section instrumentée a dû être repositionnée deux fois avant son installation finale afin d’obtenir la pente spécifiée. Pendant cette étape, du matériau granulaire additionnel a été ajouté à la pelle sous les deux bouts de la section. Cet ajustement, nécessaire et inévitable, a pu réduire
l’uniformité de la densité de l’assise dans le sens longitudinale de la conduite. A la mi-longueur de la section instrumentée, une partie des charges a été transférée sur les côtés de la conduite plutôt qu’en dessous tel que démontré par la mesure de
coefficients de pression plus élevés sur les côtés et moins élevés en dessous comparativement au diagramme de distribution de pression de Heger.
Les diagrammes de pression de Heger Type 2 et Type 3, comportent deux points de pression verticale égales à zéro dans la zone des hanches. Ceci découle du fait que les analyses par éléments finis, à la base des diagrammes de pressions, repose sur
l’hypothèse de l’existence de vides partiels afin de reconnaître le fait que le compactage du sol, à ces endroits, est particulièrement difficile. Sur le terrain, les mesures de
pression n’ont pu confirmer l’existence de ces zones offrant un support minimal à la conduite.
Les observations faites lors de l’installation ainsi que les mesures de pressions relevées démontrent qu’il y a inévitablement des différences entre les pressions prévues par SIDD et celles mesurées. Sous la conduite, à l’endroit de la pression maximale, les pressions mesurées sont inférieures à celles prévues par la méthode SIDD. Le facteur de sécurité de la conduite s’en trouve donc augmenté.
La pratique courante pour la fabrication des conduites en béton armé est d’utiliser la même quantité d’armature tout autour de la conduite, calculée en fonction des
contraintes maximales. Avec l’utilisation de la méthode SIDD, cette façon de faire fournit un facteur de sécurité accru dans le cas de pressions latérales plus élevées que
prévues.
2.2 Moments
Les moments le long de la circonférence de la conduite ont été calculés à l’aide des déformations mesurées par les jauges placées près de la paroi interne et externe de la conduite. L’analyse de ces mesures tient compte de l’expansion thermique du béton (Zhao et Daigle, 2003). Ces moments (expérimentaux) sont comparés aux valeurs de moments de SIDD fournis pour le dessus, la mi-hauteur et le dessous de la conduite
s’écrit comme suit :
[1]
où Es et Ec = module d’élasticité de l’acier d’armature et du béton (MPa), b = largeur
(mm), t = épaisseur de la paroi (mm), εi et εo = déformations mesurées près de la paroi
intérieure et extérieure, As = aire totale de l’acier d’armature (mm2/m) et c = distance
entre la surface de la paroi et le centre de la barre d’armature (mm).
L’équation 1 montre que le moment est déterminé par la différence entre les
déformations internes et externes. L’action uniforme du retrait et du fluage dans le béton est annulée dans le calcul des moments.
Les figures 8 et 9 présentent les moments expérimentaux et les valeurs de SIDD pour chaque type d’installation. Les moments mesurés fluctuent dans le temps et l’enveloppe des moments dessinée sur chaque figure est une approximation de la plage de valeurs des moments, tout autour de la conduite (symétrie par rapport à l’axe verticale), depuis son installation. Cette fluctuation pourrait être attribuée aux changements saisonniers, tel l’effet de la présence du gel dans la partie supérieure du remblai.
(
)
− − − + = 2 2 6 2 o i s c s c c t A E E bt E M ε εFigure 8. Moments dans la conduite installée selon SIDD Type 2.
Pour les deux types d’installation, la plage des moments expérimentaux inclut la valeur de SIDD sur le dessus de la conduite. Les moments de SIDD calculés pour le dessous de la conduite se situent à la limite maximale de la plage des valeurs expérimentales, tandis qu’à la mi-hauteur de conduite, les moments négatifs calculés pour les
installations SIDD sont inférieurs aux valeurs expérimentales. L’écart est plus prononcé pour l’installation de Type 3.
Le tableau 2 présente un sommaire des valeurs de moments expérimentaux comparées aux valeurs calculées selon la méthode SIDD et la théorie de Marston. Les moments selon Marston ont été calculés à partir de coefficients fournis pour des angles d’assise de 90° et de 60° (Smith 1978) ce qui représentent des installations traditionnelles de Classe B et Classe C. Les pourcentages comparent la valeur des moments interpolés par rapport à chacune des méthodes.
Les moments calculés selon Marston sont inférieurs aux valeurs expérimentales et aux moments selon SIDD pour le dessus de la conduite. A la mi-hauteur de la conduite, les moments (négatifs) sont surestimés par les deux méthodes. Les pressions latérales du sol, qui tendent à empêcher l’écrasement de la conduite, sont donc plus importantes que prévues. Sous la conduite, bien que celle-ci ait été installée selon la méthode SIDD, les moments calculés selon la théorie de Marston donnent des valeurs comparables aux moments expérimentaux.
La méthode SIDD utilise le calcul aux états limites pour la conception des conduites de béton armé qui inclut des facteurs de pondération des charges et des résistances. En gros, ces facteurs se traduisent par un facteur de sécurité entre 1.3 et 2.3 pour
Tableau 2. Comparaison des moments expérimentaux et des moments calculés selon SIDD et Marston.
Moment (kN.m/m) Installation Position
Expérimental* Interpolé** SIDD (int.%) Marston (int.%)
Dessus 9.8 10.0 9.0 (+11%) 6.3 (+59%) Mi-hauteur -5.5 -5.0 -8.7 (-42%) -16.8 (-70%) Type 2 Dessous 10.4 10.0 13.3 (-33%) 11.3 (-10%) Dessus 8.8 9.3 9.7 (-4 %) 6.2 (+50%) Mi-hauteur -3.4 -2.7 -9.9 (-74%) -8.1 (-67%) Type 3 Dessous 13.3 12.5 15.6 (-20%) 13.5 (-7%) *Valeurs expérimentales décalées d’un angle de 4° pour le Type 2 et de 10° pour le Type 3. ** Valeurs interpolées à partir des valeurs expérimentales (enveloppes de moments) aux positions exactes de SIDD et Marston.
la résistance en flexion. Les contraintes normales et de cisaillement ne sont
habituellement pas les efforts déterminants lors de la conception des conduites en béton armé.
Les conduites de béton conçues, fabriquées et installées selon la méthode SIDD devraient avoir un facteur de sécurité adéquat et une performance satisfaisante. Les conduites de béton armé conçues et fabriquées selon la méthode indirecte, mais installées selon la méthode SIDD, devraient avoir un facteur de sécurité et une performance de même niveau ou supérieurs au cas précédent. La conception et la fabrication selon la méthode indirecte impliquent le choix de la conduite à partir d’une des classes standards comportant une armature uniformément répartie autour de la conduite.
2.3 Profil de la surface de la route
Le mouvement de la route, au-dessus d’une tranchée restaurée, consiste en un soulèvement différentiel dû au gel ou en un affaissement. Afin de vérifier la qualité de l’installation du ponceau, au niveau du profil de la surface de la route, les arpenteurs de la Ville d’Ottawa ont effectué, quatre fois par année, le relevé de niveau des repères installés dans l’asphalte.
Le soulèvement maximal mesuré sur l’ensemble des repères a été de 10 mm alors que l’affaissement maximal se situait à 7 mm comparativement au niveau de référence mesuré après le pavage de la tranchée restaurée. En comparant les niveaux mesurés au-dessus de chaque type d’installation, aucune différence notable ne peut être
associée aux différents degrés de compactage des sols. Il est à noter que ces données ne sont pas majorées pour le mouvement de la surface de la route à l’extérieure de la tranchée. Les repères à l’extérieure de la tranchée ont été installés deux ans après le début des mesures et ceux-ci ont enregistré un mouvement de la surface de la route de ±2.5 mm. Le mouvement relatif de la surface au-dessus de la tranchée s’en trouve donc réduit d’autant.
Dans une étude précédente, effectuée dans la région d’Ottawa, les mouvements de la surface du sol au-dessus et à proximité d’une tranchée restaurée ont été mesurés pendant une période de deux ans (Zhao et al. 1999). L’affaissement et le soulèvement maximaux mesurés ont été de 5 mm et 7.5 mm, respectivement. Le mouvement différentiel de la route au-dessus du ponceau est donc comparable aux résultats de cette étude antérieure. La Ville d‘Ottawa dispose d’un règlement sur la restauration des tranchées (The City of Ottawa, 2001) qui stipule que toute dépression de la surface supérieure à 12.5 mm devra être réparée. Les valeurs mesurées pour ce projet sont en deçà de la limite prescrite.
méthode indirecte, telle qu’utilisée par le MTO, et la méthode SIDD. Une description plus détaillée de la méthode SIDD est présentée par l’ASCE (1998).
Tableau 3. Comparaison entre la méthode indirecte et la méthode SIDD.
Items Méthode indirecte
(telle qu’utilisée par le MTO)
SIDD
Conception • Méthode indirecte qui utilise un facteur d’assise pour relier la conception structurale de la conduite à l’essai selon trois génératrices.
• Ne considère pas le support latéral du sol pour l’installation en
tranchée
• Calcul basé sur les contraintes en service
• Considère l’installation en remblai et en tranchée différemment
• Méthode directe basée sur le calcul par éléments finis
• Utilise le diagramme de distribution de pression de Heger
• Considère le support latéral du sol dans tous les cas
• Calculs aux états limites
• Installations en remblai et en tranchée traitées de la même façon
Facteur de sécurité Facteur de sécurité unique Facteurs de sécurités partiels
Types d’installation Classes A, B et C (classe D non incluse)
Types 1, 2,3 et 4
Installations • Requiert une sous fondation profilée
• Définit le compactage des sols en terme de P.S.
• Compactage uniforme de l’assise
• Ne requiert pas de sous fondation profilée
• Définit le compactage des sols en terme de P.S.
• Le tiers central de l’assise est non compactée.
Matériaux de remblai • Seuls les matériaux granulaires peuvent être utilisés pour l’assise
• Permet l’utilisation du sol d’origine pour le remblai
• Permet l’utilisation de remblai sans retrait
• Matériaux définis à l’aide de la classification USCS
• Permet l’utilisation de
pratiquement tous les types de sols pour l’assise et le remblai
• Ne considère pas l’utilisation de remblai sans retrait
Coûts • Conception structurale conservatrice
• Effort de compactage plus intensif - coût de main d’œuvre plus élevé
• Requiert du matériau granulaire pour l’assise – coût des matériaux plus élevés
• Économie potentielle au niveau de l’acier d’armature
• Plusieurs choix au niveau du degré de compactage – économie potentielle en main d’œuvre
• Permet l’utilisation du sol d’origine pour les assises et le remblai – économie potentielle pour les matériaux et la livraison
La méthode SIDD a été développée à partir de nombreuses analyses par éléments finis d’une grande sélection de types de sol et de configurations. Comparée à la méthode indirecte traditionnellement utilisée, la méthode SIDD permet un plus grand choix de matériaux de remblai et un compactage des sols moindre. Une des améliorations de la méthode SIDD, est l’emploi de la terminologie USCS pour l’identification et la
classification des sols. Selon l’envergure du projet, la méthode SIDD pourrait, dans certain cas, réduire les coûts d’installation.
4. CONCLUSIONS
Les valeurs proposées par la méthode SIDD sont en général près des pressions et moments obtenus à partir des mesures expérimentales. La variation des
caractéristiques de l’installation, soit le degré et l’uniformité du compactage, ainsi que l’effet du compactage plus élevé des couches supérieures de remblai, ont
inévitablement mené à certains écarts par rapport aux valeurs prévues par la méthode SIDD. De plus, la pénétration du gel dans le remblai, plus ou moins importante selon les hivers, a contribué à la variation des résultats dans le temps.
La conception structurale selon SIDD préconise l’optimisation de l’acier d’armature en fonction des contraintes dans la conduite. Ceci suppose donc la fabrication de conduite de classes spéciales et s’applique aux installations particulières. Pour les projets plus conventionnels, l’utilisation de conduites de béton armé de classes standards, installées selon la méthode SIDD, devrait mener à une installation présentant un facteur de
sécurité acceptable et une performance adéquate.
Les relevés de niveau de la surface de la route ont démontré que l’installation d’un ponceau selon la méthode SIDD (Types 2 et 3) respectait les normes de mouvements différentiels au-dessus d’une tranchée restaurée telles que stipulées par la Ville
d’Ottawa.
Quelle est la meilleure méthode ? Tel que souligné par McGrath (1993), il est important de rappeler que la méthode indirecte de Marston et Spangler n’est pas désuète. Cette méthode est plutôt une alternative pratique, valide et simple à utiliser dans la plupart des cas. La méthode SIDD, plus récente et plus précise, peut être appliquée à l’aide d’un logiciel de conception. Le choix de cette méthode peut s’avérer économiquement avantageux pour les projets spéciaux, plus complexes ou de grande envergure. Dans ces cas, l’analyse par éléments finis des conditions particulières du projet devrait être préférée à l’utilisation du diagramme de pression de Heger afin de profiter de la
précision d’un tel type d’analyse. L’utilisation de la méthode SIDD pour les projets plus conventionnels est une nouvelle alternative.
l’Ontario (OCPA), la Ville d‘Ottawa et le Conseil national de recherches Canada (CNRC). Les auteurs tiennent particulièrement à remercier les membres du comité directeur du projet composé de MM. Mark Ayton et Hani Farghaly du MTO, M. Paul Smeltzer du OCPA, MM. Vinni Sahni et Woijciech Gryz de la Ville D’Ottawa et de M. Balvant Rajani du CNRC.
RÉFÉRENCES
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