stability of the slope in earthquake area thesis mohammad ihsan

Transcription

STABILITY OF THE SLOPE IN EARTHQUAKE
AREA
THESIS
MOHAMMAD IHSAN
0906579992
ENGINEERING FACULTY
POSTGRADUATE PROGRAM
UNIVERSITAS INDONESIA
DEPOK
JULI 2011
Stability of..., Mohammad Ihsan, FT UI, 2011
280/FT.01./TESIS/08/2011
STABILITY OF THE SLOPE IN EARTHQUAKE
AREA
THESIS
Has been created as qualification to get a degree Master of
Engineering in Civil Engineering Program, specificity
Geotechnical Engineering
MOHAMMAD IHSAN
0906579992
ENGINEERING FACULTY
POSTGRADUATE PROGRAM
UNIVERSITAS INDONESIA
DEPOK
JULI 2011
ACKNOWLEDGEMENTS
Praise and gratitude I pray Allah SWT, for all the blessings given him so that I
can finish this thesis. And do not forget to thank me profusely for:
1. Prof. Isham SHAHROUR and Hanbing BIAN as kindness that has guided this
thesis.
2. Prof.. Irwan Katili, as the program coordinator DDIP.
3. Beloved family for all the happiness and support, I have given during my
studies in France
4. Friends DDIP-2010 for all the cooperation and support
Depok, August 10, 2011
Mohammad Ihsan
ABSTRAK
Nama
: Mohammad Ihsan
Program Studi : Teknik Sipil
Judul
: Stabilitas Lereng Di Wilayah Gempa
Penelitian sebelumnya telah menunjukkan bahwa curah hujan dan gempa
bumi adalah dua mekanisme utama yang memicu tanah longsor (Keefer, 1984;
Schuster et
al,
1996;. Crosta, 2004). Untuk tanah
longsor disebabkan gempa, banyak telah dilakukan penelitian mendalam
tentang identifikasi dan
deskripsi tanah
longsor coseismal, terutama
yang
disebabkan oleh gempa bumi bencana ( Keefer, 1984; Harpa et al, 1991;. Jibson et
l, 1994;. Harpa dan Jibson, 1996;
Khazai
dan
Sitar, 2004). Pada Rabu,
September
30,
2009, jam 5:16,
sebuah gempa 7,6 Mw
melanda pantai
barat Sumatera, yang
menyebabkan tanah
longsor bidang di
tiga
desa
di Kanagarian Tandikat dan menelan korban jiwa 360 orang.
Penelitian ini mengkaji metode perkiraan untuk menentukan pengaruh
infiltrasi pada stabilitas lereng dari dua lapisan dan akibat gempa. Ada dua
pendekatan: 1.Analisa matematika dengan kondisi jenuh menggunakan
model Hijau-Ampt, 2.Analisa numerik dengan kondisi jenuh menggunakan
program 3D FLAC.
Hasilnya adalah perpindahan akibat meningkatnya variasi kohesi, Dalam
kondisi hujan lebih besar dari kapasitas infiltrasi, hal ini ditunjukkan oleh respon
yang lebih besar sebelum hujan dan setelah hujan, dan perpindahan pada bagian
lereng lebih besar dari bagian datar. Hal ini berarti variasi kohesi
yang disimulasikan infiltrasi air hujan pada tiga kondisi, menyebabkan amplifikasi
lokal, hal ini lebih berbahaya karena keberadaan air. Yang paling berisiko tanah
longsor jika ada air tanah di lapisan batuan yang memisahkan pasir karena
akan berisiko karena bidang tanah longsor mengikuti aliran air tanah.
Kata kunci: tanah longsor, lereng, infiltrasi, air, jenuh, tak jenuh, kohesi
RÉSUMÉ
Nom
: Mohammad Ihsan
Programme d'études : le génie civil
Titre
: Stabilité du talus en Zone Séisme
Des études antérieures ont montré que les précipitations et les
tremblements de terres ont deux mécanismes principaux qui déclenchent des
glissements de terrain (Keefer, 1984; Schuster et al, 1996;. Crosta, 2004). De
nombreuses études ont porté sur l'identification et la description de glissements de
terrain, en particulier ceux causés par des tremblements de terre (voir, par
exemple, Keefer, 1984; Harpe et al, 1991;. Jibson et al, 1994;. Harpe et Jibson,
1996; Khazai et Sitar, 2004). Par exemple Le Mercredi Septembre 30
2009, à 17h16, un tremblement de terre d'une magnitude de 7,6 sur l'échelle
ouverte de Richter a secoué la côte ouest de Sumatra, qui a provoqué des
glissements de terrain champs dans trois villages en Kanagarian Tandikat ayant
entraîné une perte de vie d'environ 360 victimes.
Cette étude examine une méthode approximative permettant de déterminer
l'influence de l'infiltration de l'eau sur la stabilité superficielle des deux couches
de pente. Il existe deux approches: 1. Analyse mathématique des conditions non
saturées avec le modèle Green-Ampt, 2. Analyse numérique des conditions
saturées en utilisant le programme FLAC 3D.
Les Résulta est déplacement sa augmenté car la variation de la cohésion.
Dans la condition quand la pluie, est supérieure à l'infiltration capacité a montré
une plus grande réponse que les conditions avant la pluie et conditions âpres la
pluie, et sur la section talus déplacement plus grande que la section plane. C'est à
dire variation de la cohésion qui est simuler infiltration des eaux pluviales à tous
les trois conditions, provoque d'amplification des locaux, est plus dangereux à
cause de la présence d'eau. Qui est plus à risque de glissements de terrain s’il
ya des eaux souterraines dans la roche qui sépare le sable il serait risqué car le
champ de glissements de terrain en suivant le flux des eaux souterraines.
Mot clé : glissements de terrain, pente, infiltration, eau, saturées, non saturées,
cohésion
ABSTRACT
Name
Interest Program
Title
: Mohammad Ihsan
: Civil Engineering
: Stability of the Slope In Earthquake Area
Previous studies have shown that rainfall and earthquakes are two main
mechanisms that trigger landslides (Keefer, 1984; Schuster et al., 1996; Crosta,
2004). For earthquake induced landslides, many studies have been concerned with
the identification and description of coseismal landslides, particularly those
caused by catastrophic earthquakes (see, for example, Keefer, 1984; Harp et al.,
1991; Jibson et al., 1994; Harp and Jibson, 1996; Khazai and Sitar, 2004). On
Wednesday September 30, 2009,at 5:16 p.m., an Mw 7.6 earthquake struck the
west
coast
of
Sumatra
that
caused landslides fields in
three
villages in Kanagarian Tandikat a lost life of about360 victims.
This study examines an approximate method for determining the influence
of infiltration on the stability of the two superficial layers of slope. There are two
approaches:
mathematical 1.Analyse unsaturated conditions with
the GreenAmpt model, 2.Numerical analysis of saturated conditions using the
program FLAC 3D.
The result is displacement increased as the variation of cohesion In the
condition when the rain greater than capacity infiltration showed a greater
response conditions before the rain After the rain, and the displacement at the
slope section greater than flat section. its means variation of cohesion which
is simulated rainwater
infiltration at
all three conditions,
causes amplification of the amplification local, is more dangerous because of
the presence of water. Who is most at risk of landslides if there is groundwater in
the rock which separates the sand it would be risky because the field of
landslides following the flow of groundwater.
Keyword: landslides, slope, infiltration, water, saturated, unsaturated, cohesion
TABLE DES MATIERES
PAGE DE TITRE ……………………………………………………………
PAGE AFFIRMATION DE L'ORIGINALITÉ ……………………………..
FICHE D'APPROBATION …………………………………………………
PRÉFACE …………………………………………………………………...
PUBLICATION DE FICHE D'APPROBATION DES TRAVAUX
SCIENTIFIQUES …………………………………………………………...
RÉSUMÉ …………………………………………………………………….
TABLE DES MATIÈRES …………………………………………………..
LISTE DE TABLEAUX …………………………………………………….
TABLE DES FIGURES ……………………………………………………..
i
iii
iv
vi
Chapitre 1. Introduction …………………………………………………….
1.1 Introduction Generale ………………………………………..
1.2 Problème ……………………………………………………..
1.3 Mécanisme de Défaillance de Pente …………………………
1.4 Objectifs de la Recherché ……………………………………
Chapitre 2 Sismiques ………………………………………………………..
2.1 Sismiques de Territoire Indonésien ………………………….
2.2 Sismiques de Sumatra ………………………………………..
2.3 Séisme de Padang …………………………………………….
2.4 Accélération du Séisme ………………………………………
Chapitre 3 Transfer de Masse dans le Sol …………………………………...
3.1 Introduction …………………………………………………..
3.2 Modèle d'Infiltration d'Eau dans la Talus …………………….
3.2.1 Modèle Simple Green–Ampt Model ………………….
3.2.2 Nouveau Modèle Étudier les Variations d'Aspiration
Basé sur le Modèle Green-Ampt ………………………
3.2.3. Numérique Model …………………………………….
3.3 Flux de l'Eau en Sols Non Saturés …………………………….
3.4. Courbe de Rétention ………………………………………….
3.5 Conductivité Hydrique du Sol …………………………………
3.6 Résistance au Cisaillement pour Sols Non Saturés ……………
3.7 Rupture de Pente est Causé par Une Infiltration ………………
Chapitre 4 Modalisation Numérique et Analyse Dynamique ……………….
4.1 Introduction …………………………………………………...
4.2. Approche Géométrie de la Talus ……………………………..
4.3. Propriétés du Sol et de Roche ………………………………..
4.4. Chargement Dynamique ………………………………………
4.5 Variations de la Cohésion …………………………………….
4.6 Résultats ……………………………………………………….
4.6.1. Etude Dynamique Harmonique ………………………..
4.6.2. Etude Dynamique Séismique …………………………..
Chapitre 5 Conclusion ……………………………………………………….
5.1 Sismiques ……………………………………………………...
5.2 Transfer De Masse Dans Le Sol ……………………………….
1
1
2
2
4
5
5
6
9
13
16
16
17
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vii
viii
xi
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37
38
45
46
47
49
49
64
72
72
72
5.3 Analyse Dynamique …………………………………………...
73
Bibliographie ……………………………………………………………….. 74
Annexe A. la prevention …………………………………………………….. 76
TABLE DES TABLEAUX
Tableau 2.1. Les Valeurs Extrêmes de l'accélération, La Vitesse et le
Déplacement de Mw =7.6, 30 Septembre 2009 Tremblement de
Terre de Padang tel qu'enregistré A La Terre HEPP Singkarak….
Tableau 2.2. Des Valeurs Maximum Spectrale (Ζ = 5%) et de Leurs
Fréquences Correspondantes………………………………………
Tableau 2.3. Facteurs de Grossissement Dynamique d'accélération, Vitesse,
Déplacement, et de Pouvoir ………………………………………
Tableau 3.1. Paramètre des Sols Utilisés dans l'Etude…………………………..
Tableau 4.1. Site 1 Moyenne Glissement de Terrain …………………………...
Tableau 4.2. Site 2 Grand Glissement de Terrain ………………………………
Tableau 4.3. Propriétés du Sol et de Roche …………………………………….
Tableau 4.4. Propriétés <Soil Strength>………………………………………..
Tableau 4.5. Variation de la Cohésion dans les Trois Conditions ……………..
Tableau 4.6. Déplacement Maximum Harmonique Sinusoidal ………………..
Tableau 4.7. Le Déplacement Maximum Dynamique Séismique …………….
13
14
14
29
40
40
45
46
48
50
64
TABLE DES FIGURES
Figure. 1.1. Schéma Mécanisme de Défaillance de Pente ……………………...
Figure. 2.1. La Tectonique des Plaques en Asie Du Sud-Est ………………….
Figure 2.2. Sismicité de l'Indonésie Période 1973 – 2004 ...................................
Figure 2.3. La Crise Sismique de « Mega Thrust » Sumatra …………………...
Figure 2.4. Point de Vue la Crise Sismique de « Mega Thrust » Sumatra ……..
Figure. 2.5. Localisation du Séisme Padang du 30 Septembre 2009 …………..
Figure. 2.6 Détail Schématique en Coupe de la Localisation des Séismes et du
Type des Séismes en Fonction de la Profondeur et de la Distance a
la Fosse Océanique …………………………………………………..
Figure. 2.7. Corrigé Dossiers Accélération (A’s), et Leur Vitesse et
Déplacement Correspondant et (V Et D’s) des Séries Pour NS,
EW, et les Composantes Verticales. Montré Aussi sont Leurs
Valeurs Extrêmes. Données d'accélération RAW a été Enregistré
a sous–sol du Singkarak HEPP. Évaluâtes l'effet de la Réduction
de la Résistance au Cisaillement sur le Mécanisme de Rupture de
Pente………………………………………………………………..
Figure. 2.8. L'épicentre de MW = 7,6, Le 30 Septembre 2009. Contour du Pic
d'Accélération de Surface Rapportés par l'USGS et l'Emplacement
de l'Enregistreur de SMA dans a Sous-Sol du Singkarak HEPP ….
Figure 3.1. Mouillage Devant le Développement dans le Modèle Green-Ampt..
Figure 3.2. Mouillage Fronts Développé dans une Pente des Sols Non Saturés..
Figure 3.3. Le Profil Aspiration Prévu dans le Nouveau Modèle ………………
Figure 3.4. Courbe de Rétention ………………………………………………..
Figure 3.5. Deux Zones dans le Profil de Succion a l'intérieur de
Mouillage Avant ……………………………………………………
Figure 3.6. Courbe de Rétention ……………………………………………….
Figure 3.7. Courbe de Rétention (SWCC) des Sols Utilisés dans l'Etude……..
Figure 3.8. Fonction de la Perméabilité des Sols Utilisés dans l'Etude ………..
Figure 3.9. Extended Enveloppe de Rupture de Mohr Coulomb pour les Sols
Non Saturés …………………………………………………………
Figure 3.10 Rupture de Pente Infinie dans un Profil de Sol a Deux Couches….
Figure. 4.1. Localisation Glissement de Terrain ………………………………..
Figure. 4.2. Glissement de Terrain Tandikat Nagari de Pariaman………………
Figure. 4.3. Trois Parties Glissement de Terrain Tandikat Nagari de Pariaman.
Figure. 4.4. Schéma Approche Géométrie de la Talus …………………………
Figure. 4.5. Lieux de Glissement dans Cartes Géologiques ……………………
Figure. 4.6. Observations Directement et Simplifier la Modélisation ………….
Figure. 4.7. Modèle Avec des Conditions de Sol Homogène …………………..
Figure. 4.8. Modèles avec Deux Couches de Sol Avec, la Première Couche
Varie de la Cohésion ……………………………………………….
Figure. 4.9. Accélération Sismique la Direction X Composante Nord-Sud De
l'Enregistrement sur Tremblement de Terre de Padang ……………
Figure. 4.10. Variation de la Cohésion dans Trois Condition …………………..
Figure. 4.11. Contour et Vecteur Déplacement Direction X (a) Condition
Homogène (b) Condition Variation de la Cohésion ………………
3
5
6
8
9
10
11
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19
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38
38
41
42
43
44
44
45
47
49
50
Figure. 4.12. Contour et Vecteur Déplacement Direction X (a) Condition 2
(b) Condition 1 ……………………………………………………
Figure. 4.13. Déplacement Condition Homogen Sand Silt sur la Section Plane
(0,0,0) et Coordonner (0,0,-10);(0,0,-50) …………………………
Figure. 4.14. Vélocités Condition Homogen Sand Silt sur la Section Plane
(0,0,0) et Coordonner (0,0,-10);(0,0,-50) …………………………
Figure. 4.15. Accélération Condition Homogen Sand Silt sur la Section Plane
(0,0,0) et Coordonner (0,0,-10);(0,0,-50) …………………………
Figure. 4.16. Déplacement Condition Variation de la Cohésion sur la Section
Plane (0,0,0) et Coordonner (0,0,-10);(0,0,-50) …………………..
Figure. 4.17. Vélocités Condition Variation de la Cohésion sur la Section Plane
(0,0,0) et Coordonner (0,0,-10);(0,0,-50) …………………………
Figure. 4.18. Accélération Condition Variation de la Cohésion sur la Section
Plane (0,0,0) et Coordonner (0,0,-10);(0,0,-50) …………………..
Figure. 4.19. Déplacement Condition Variation de la Cohésion et Condition
Homogen Sand Silt sur la Section Plane (0,0,0) et Coordonner
(0,0,-10) …………………………………………………………...
Figure. 4.20. Vélocités Condition Variation de la Cohésion et Condition
Homogen Sand Silt sur la Section Plane (0,0,0) ………………….
Figure. 4.21. Accélération Condition Variation de la Cohésion et Condition
Homogen Sand Silt sur la Section Plane (0,0,0) ………………….
Figure. 4.22. Vélocités Condition Variation de la Cohésion et Condition
Homogen Sand Silt sur la Section Plane (0,0,-10) ………………..
Homogen Sand Silt sur la Section Plane (0,0,-10) ………………..
Figure. 4.24. Déplacement Condition Variation de la Cohésion et Condition
Homogen Sand Silt sur la Coordonner ( 25,0,0) ………………….
Homogen Sand Silt sur la Coordonner ( 25,0,0) ………………….
Figure. 4.26. Déplacement Condition Homogen Sand Silt et Condition
Variation de la Cohésion sur la Pente - Coordonner (-40,0,-26) et
(-43.60,0,-20) ……………………………………………………...
Figure. 4.27. Vélocités Condition Homogen Sand Silt et Condition Variation
de la Cohésion sur la Pente - Coordonner (-40,0,-26) ……………
Figure. 4.28. Accélération Condition Homogen Sand Silt et Condition
Variation de la Cohésion sur la Pente - Coordonner (-40,0,-26) ….
Figure. 4.29. Vélocités Condition Homogen Sand Silt et Condition Variation
de la Cohésion sur la Pente - Coordonner (-43,6, 0, -20) …………
Figure. 4.30. Accélération Condition Homogen Sand Silt et Condition
Variation de la Cohésion sur la Pente - Coordonner (-43,6, 0, -20) .
Figure. 4.31. Contrainte de Cisaillement (a) Condition Homogène (b)
Condition Variation de la Cohésion ………………………………...
Figure. 4.32. Principales Contraintes Maximales (a) Condition Homogène (b)
Condition Variation de la Cohésion ………………………………...
Figure 4.33 Contrainte Cisaillement et Principales Contraintes Maximales
Condition 2 ………………………………………………………….
Figure. 4.34. Contour et Vecteur Déplacement Direction X (a) Condition 1
(b) Condition 3 (c) Condition 2 ……………………………………..
51
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Figure. 4.35. Déplacement dans Coordonner (0,0,-50) et (0,0,-10) tous les
Conditions …………………………………………………...……
Figure. 4.36. Déplacement dans Coordonner (0,0,0) …………………………...
Figure 4.37. Evénements Réels Glissement de Terrain Pentes et les Sommets ..
Figure. 4.38. Déplacement dans Chaque Variation de la Cohésion Condition 1
et Condition 3 sur la Section Plane ……………………………….
sur la Section Plane ……………………………………………….
Figure. 4.40. Déplacement dans Coordonner (-43.60, 0, -20.00) sur la Section
Talus ……………………………………………………………….
Et Condition 3 sur la Section Talus ………………………………
sur la Section Talus ………………………………………………..
Figure. 4.43. Condition 1 et Condition 3 (a) Contrainte De Cisaillement (b)
Principales Contraintes Maximales ………………………………..
Figure. 4.44. Condition 2 (a) Contrainte De Cisaillement (b) Principales
Contraintes Maximales ……………………………………………
66
66
67
67
68
68
69
69
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71
CHAPITRE 1
INTRODUCTION GENERALE
1.1 INTRODUCTION GENERALE
Sous la frontière formée par la plaque de Sumatra et
la plaque indo-
australienne est en subduction d'environ 60 mm chaque année dans la direction
Nord-Est110 .Padang (0°57′0″S 100°21′11″E ) située sur la côte ouest de l'île de
Sumatra est la capitale de la province de Sumatra Ouest en Indonésie. Sa Population a
été estimée à 584.833 habitants en 2010 avec une densité de 3,105.4 habitants/km ².
Cette
forte concentration humaine alliée au risque sismique le plus élevé en
Indonésie, fait de Padang une ville exposée à de graves catastrophes humaines.
Le Mercredi Septembre 30 2009 à 17h16 un tremblement de terre d'une magnitude
de7,6 sur l'échelle ouverte de Richter a secoué la côte ouest de Sumatra. Baptisé,
« tremblement de terre de Padang » il a occasionné des glissements de terrain dans
les zones rurales de montagne, détruit
plusieurs villages, endommagé des
routes et causé plus de 600 morts.
Plusieurs jours de fortes pluies ont entrainé une saturation du sol, une
augmentation de la force motrice et l'affaiblissement des résistances, provoquant
ainsi une instabilité du sol et des glissements de terrain lors du séisme. Les terres
situées en bas des collines principalement composées d'un mélange limon, sable et
gravier ont
perdu le soutien latéral ce qui a contribué au déclenchement de
glissements de terrain et de coulées de boue et de débris. Dans les zones
montagneuses la pluie et le tremblement de terre ont entrainé des colluvions près de
la surface terrestre.
Ce tremblement de terre a perturbé et perturbera durant une longue période
les couches du sol. Afin de prévenir d'autres glissements de terrain dans cette région
sujette à des risques sismiques importants, il est nécessaire de procéder à une étude de
ces incidents avec un suivi de la réaction du sol et de la densité des précipitations sur
une longue période.
1.2 PROBLEME
Des études antérieures ont montré que les précipitations et les tremblements
de terres ont deux mécanismes principaux qui déclenchent des glissements de terrain
(Keefer, 1984; Schuster et al, 1996;. Crosta, 2004). De nombreuses études ont porté
sur l'identification et la description de glissements de terrain, en particulier ceux
causés par des tremblements de terre (voir, par exemple, Keefer, 1984; Harpe et al,
1991;. Jibson et al, 1994;. Harpe et Jibson, 1996; Khazai et Sitar, 2004). Les effets du
séisme sur la pression interstitielle et les conditions de stabilité post-sismique
des pentes sans cohésion sont étudiés en utilisant comme référence la pente infinie
schématique. Le ratio de la pression interstitielle induite est introduit pour évaluer
l'effet de la réduction de la résistance au cisaillement sur le mécanisme de rupture de
pente.
1.3 MECANISME DE DEFAILLANCE DE PENTE
Le processus d'infiltration dans une pente en raison de précipitations et de ses
effets sur le comportement des pentes de sol ont été examinées en utilisant une à deux
dimensions par éléments finis d'écoulement pour le programme d'analyse de la
déformation associée. Le critère de rupture de Mohr Coulomb modifié a été
adopté pour la résistance des sols non saturés avec les variations de résistance dues
à la présence matricielle Succion (figure 1.1).
Figure. 1.1 : Schéma Mécanisme de Défaillance de Pente
Les propriétés hydrauliques des sols tels que définis par la courbe de
rétention,
le
coefficient
de saturation de
la
perméabilité et
la
fonction de
perméabilité non saturés sont des propriétés essentielles qui touchent les effets causés
par les pluies sur les ruptures de pentes. Cette étude examine une méthode
approximative permettant de déterminer l'influence de l'infiltration de l'eau sur la
stabilité superficielle des deux couches de pente. Il existe deux approches :
1.Analyse mathématique des conditions non saturées avec le modèle Green-Ampt
La méthode étend le modèle de l'infiltration de Moore, qui est basé sur le
modèle Green-Ampt, pour couvrir des situations plus générales, y compris celles où
l'eau se déplace vers le haut d'une nappe phréatique perchée dans les sols les moins
perméables. Ce modèle suppose qu'un battement de l'eau (Pounding) ne peut pas se
produire dans les pentes du sol et en
conséquence le sol dans cette zone reste
partiellement saturée au point de rupture de pente.
2. Analyse numérique des conditions saturées en utilisant le programme FLAC 3D
Cette analyse utilise une approche nécessitant la variation de la cohésion
avec de multiples couches du sol en reportant les mêmes conditions sur un
sol non saturé. Nous avons aussi les données des charges d'accélération sismique (la
direction X composante nord-sud de l'enregistrement du tremblement de terre de
Padang).
1.4 OBJECTIFS DE LA RECHERCHE
L'objectif
de
la
événements naturels comme
recherche est
de
comprendre
comment des
des glissements de terrain, provoqués par un
tremblement de terre, entrainent la faiblesse de la pente suite à une pluie sur des sols
non saturés. On va créer un modèle numérique à la charge du séisme et de la
modélisation d'infiltrations d'eau de pluies. Par la suite, on donnera des solutions
préventives afin d'éviter la survenue de glissements de terrain après un tremblement
de terre.
CHAPITRE 2
SISMIQUES
2.1 SISMICITE DU TERRITOIRE INDONESIEN
L'Indonésie s'étend sur une région géographique présentant un niveau élevé de
risque sismique, car proche de la zone tectonique des plaques en Asie du Sud-est. La
microplaque de la sonde (SUNDA) est un promontoire au Sud-est de l’Eurasie,
coincé entre les plaques INDE/AUSTRALIE qui « montent » vers le Nord et les
plaques PACIFIQUE/PHILIPPINES qui convergent vers l’ouest. Tout le pourtour de
SUNDA est intensément déformé : la lanière de Sumatra forme la bordure Ouest et la
lanière Philippine forme la bordure Est prolongée au sud par une mosaïque de microblocs autour de la mer de Banda, des Célèbes (Sulawesi) et des Molusques. Le trait
épais jaune/rouge décrit la subduction de Sumatra qui a rompu au cours de la dernière
décennie (Figure. 2.1).
Figure. 2.1 : La Tectonique des Plaques en Asie Du Sud-est
(Source : ENGKON K.KERTAPATI)
L'activité sismique en Indonésie est assez élevée, sur une période de plusieurs
années 1897-2000 il y a eu près de 8237 séismes de magnitude supérieure à 5 (M> 5).
Depuis 1975, 12 séismes ayant une magnitude supérieure à 7,0 se sont produits dans
ouest de l'Indonésie. (Figure. 2.2).
Figure. 2.2 : Sismicité de l'Indonésie Période 1973 - 2004
(Source : BMKG et BARKOSUTANAL)
2.2 SEISME DE SUMATRA
L’ile de Sumatra qui s’étend sur plus de 1900 km du nord-ouest au sud-est,
repose sur une zone de convergence entre la plaque indo-australienne et la plaque Sud
Est asiatique ou bloc de la sonde. Sur cette zone de convergence le mouvement
tectonique entre les plaques en présence est rapide et compliqué, et à l’origine de la
série de très forts séismes qui s’est produit dans la région depuis une décennie. dont
l’un le plus gros est le séisme géant de M. 9,4 en décembre 2004 à Banda Aceh.
Depuis 2000, une succession des séismes se produit sur la zone de subduction SundaAndaman, celui du décembre 2004 à Aceh est sans doute l’un le plus grands de nos
jours par sa magnitude et son effet destructeur, et ce d’autant plus qu’il a provoqué le
tsunami géant qui s’ensuivit, réclamant plus de 300.000 milles victimes.
La (Figure 2.3) montre qu’en à peine une décennie (depuis 2000), 4 gros
séismes ont rompu plusieurs milliers de km de la subduction de Sumatra. Tout
d'abord le séisme de l'Ile d'Enggano (au Sud) en Juin 2000 (Magnitude 7.9) qui est
passé complètement inaperçu, puis le séisme de Banda Aceh en Décembre 2004
(Magnitude 9.2 à 9.4 selon les sources), suivi par le séisme de l'Ile de Nias en Mars
2005 (Magnitude 8.6), et enfin celui de Bengkulu en Septembre 2007 (Magnitude
8.4). Il reste un petit segment de 200-300 km qui n’a apparemment toujours pas
rompu, et qui se trouve juste sur l’équateur, entre les deux grandes ruptures - dites de
Nias en mars 2005 et Bengkulu en septembre 2007. Le 30 septembre 2009, un séisme
de magnitude 7.6 s’est produit très proche de Padang, et beaucoup ont pensé que ce
segment avait enfin rompu et qu’il s’agissait du dernier séisme de la séquence. Il n’en
est rien. Ce séisme particulièrement profond (80km) c’est en fait produit à l’intérieur
de la plaque plongeante et pas du tout sur l’interface de subduction. Le tout dernier
événement, le séisme de magnitude 7,7 qui s’est produit le 25 octobre 2010.
Sur l'image ci-dessous de la crise sismique de Sumatra, les cercles rouges
montrent l’épicentre des séismes, les points jaunes représentent les répliques
enregistrées durant 1 mois après le choc principal. Elles dessinent la surface de la
faille qui a rompu lors du séisme. L'étoile rouge bordée de noir montre l'épicentre du
séisme de Padang du 30 septembre : il est sensiblement plus profond que les autres,
ce n'est pas le même mécanisme. Il n'y a pas encore de série de répliques à montrer.
Le graphe inséré montre le glissement moyen (en mètres) associé à chaque séisme et
le déficit de glissage en face de Padang, qui doit être comblé tôt ou tard par plusieurs
séismes moyens ou plus gros.
Figure. 2.3 : La Crise Sismique de « Mega Thrust » Sumatra
(Source : Christophe Vigny -Laboratoire de Géologie de l’Ecole Normale Supérieure)
Figure. 2.4 : Point de Vue la Crise Sismique de « Mega Thrust » Sumatra
(Source : BMKG)
2.3 SEISME DE PADANG
La Figure 2.5 montre la localisation du séisme de Padang d'après le Service
Géologique National Américain (USGS). Mais, le paramètre important est sa
profondeur. Ce séisme s’est produit à environ 80 km de profondeur, c'est-à-dire bien
en dessous du plan de subduction, et à l’intérieur de la plaque plongeante. C’est un
séisme « intra-slab » de mécanisme complètement différent du séisme précédent et
qui relâche des contraintes à l’intérieur de la plaque plongeante plutôt que dans celles
correspondant à la friction entre les deux plaques (figure 2.6). Dans ce cas, la rupture
ne peut pas arriver jusqu'à la surface, ce qui explique l'absence de Tsunami. Par
contre l'épicentre est situé plus près de la côte, à seulement à 60 km au nord-ouest de
Padang d'où des destructions importantes, causées en particulier par des mouvements
verticaux très forts à cause de sa localisation et du mécanisme particulier de ce
séisme. Par ailleurs, la région est montagneuse et
de nombreux glissements de
terrains sont enregistrés dont l’un les plus gros a eu lieu dans Kanagarian Tandikek
dans le district de Pariaman.
Figure. 2.5 : Localisation du Séisme du 30 Septembre 2009 (Padang)
(Source : Service Géologique National Américain (USGS))
Figure. 2.6 : Détail Schématique en Coupe de la Localisation des Séismes et du Type
des Séismes en Fonction de la Profondeur et de la Distance par rapport à la Fosse
Océanique
(Source :Sengara And Widiantoro 2009)
Figure. 2.7 : Corrigé Dossiers Accélération (a`s), et Leur Vitesse ee Déplacement Correspondant et (v et d`s) des Séries Pour NS, EW, et les
Composantes Verticales. Montré Aussi sont Leurs Valeurs Extrêmes. Données d'accélération RAW a été Enregistré a Sous-Sol du Singkarak HEPP.
Évaluâtes l'effet de la Réduction de la Résistance au Cisaillement sur le Mécanisme de Rupture de Pente.
2.4 ACCELERATION DU SEISME
Deux enregistreurs de fortes secousses ont été installés dans les environs de Padang à
environ
50
Km
de l'épicentre. Un a
été
installé
à l'Université Andalas
(UNAND)
par BMKG et l'autre dans le sous-sol du Singkarak Hydro Electric Power Plant (HEPP)
contrôlée par PLN. Il est néanmoins regrettable que celui situé à l’UNAND n'ait pas été
correctement ancré dans la fondation de sorte qu'il a glissé pendant le tremblement de terre
enregistrant ainsi des données d'accélération peu
fiables. Les données récoltées ont,
cependant, été traitées et analysées par l’USGS. Il a donné trop élevé facteur de grossissement
dynamique pour l'accélération d'environ quatre pour la composante NS, tandis que le reste des
composants ne sont pas disponibles. Les données présentées ici ont été acquis auprès
de l'enregistreur installé le sous-sol du HEPP Singkarak. L’Accélération rapportée par l'USGS
indique que l'accélération de surface de pointe à Padang était d'environ 0,3 g, et à la HEPP a 0,26
g dans ce qui correspond à l'enregistrement de souterrain de 0.090g (Nord Sud), 0.096g (Est Ouest), et 0.051g (Vertical) (figure. 2.8).
En comparant,
sur la figure. II.8, les composantes horizontale et verticale de
l'accélération des données, la composante verticale est relativement plus sensible pour celle de
l'horizontale. Ce qui se passe durant presque toute la durée et, un peu plus loin, mais pour les
pics extrêmes, leur ampleur sont dans le même ordre. Cela montre le fait que la composante
verticale est essentielle dans la dernière épreuve, bien que lorsqu'on effectue une comparaison
de leur maximum le rapport verticale /horizontale est d’environ 55%. (Tableau. 2.1)
Tableau. 2.1 : Les Valeurs maximales de l'Accélération, la Vitesse et le Déplacement
(Source : 30 Septembre 2009 Tremblement de Terre de Padang Enregistrement
HEPP Singkarak, Sindur P. Mangkoesoebroto)
N-S
E-W
VERTICAUX
A max (cm/s2)
88
94
50
V max (cm/s)
7.4
7.3
4.1
d max (cm)
4.9
5.1
3.9
Les spectres de réponse sont générés pour les mouvements du sol enregistrés. Basé
sur l'accélération corrigée donnée dans la Figure. 2.8, la 5% amortie de réponse spectres sont
construits pour trois composantes. Les valeurs maximales spectrales et de leurs fréquences
correspondantes
sont présentées
au
Tableau. 2.2 et
les
facteurs de
grossissement
dynamique définis comme le rapport de spectral maximal à l'égard des valeurs record au
maximum sont indiqués dans le Tableau. 2.3 il est intéressant de noter que les facteurs de
grossissement vertical dynamique sont plus élevés que ceux des composantes horizontales. En
observant la période allant de 0,50 à 0,75 seconde, il peut être envisagé que la formation
rocheuse autour du site d'enregistrement n'est pas du type de roche
compacte que
normalement indiquées par Tc = 0,4 secondes pour le roches.
Tableau. 2.2 : Des Valeurs Maximum Spectrale (Ζ = 5%) et de Leurs Fréquences
correspondantes
(Source : Sindur P. Mangkoesoebroto)
N-S
E-W
VERTICAUX
S a max (T max )
210 cm/s2 (0.15 s)
183 cm/s2 (0.71 s)
138 cm/s2 (0.11 s & 0.47 s)
S v max (T max )
18.4 cm/s (1.5 s)
26.1 cm/s (1.5 s)
15 cm/s (0.75 s)
S d max (T max )
9.7 cm (6 s)
14.4 cm (15.5 s)
9.5 cm (15.5 s)
Tableau. 2.3 : Facteurs de Grossissement Dynamique d'accélération, Vitesse, Déplacement, et de
Pouvoir
(Source : Sindur P. Mangkoesoebroto)
N-S
E-W
VERTICAUX
DMF a
2.38
1.96
2.75
DMF v
2.48
3.59
3.68
DMF d
1.97
2.85
2.42
DMF p
2.37
2.80
2.96
Figure. 2.8 : L'épicentre de MW = 7,6, Le 30 Septembre 2009. Contour du Pic d'Accélération de
Surface Rapportés par l'USGS et l'Emplacement de l'Enregistreur de SMA dans a Sous-Sol du
Singkarak HEPP
CHAPITRE 3
TRANSFER L'EAU DANS LE SOL
3.1 INTRODUCTION
De nombreux glissements sont notés après un tremblement de terre, en
particulier dans la zone du séisme. Par exemple le tremblement de terre du Padang a
provoqué des
glissements
Tandikat faisant
ainsi
de
près
terrain dans
de
trois
villages
en
Kanagarian
360 victimes. Pour comprendre l'apparition de
glissements de terrain une recherche est nécessaire, en raison du rôle des eaux
souterraines dans presque toutes les occurrences de glissements de terrain sur le
bassin de la rivière de Choushui à la suite du tremblement de terre de Chi-Chi. Et les
précipitations sont un des facteurs les plus importants de déclenchement de la pente
survenance dans les régions tropicales. Le mécanisme de précipitations induisant une
rupture de pente est la suivante: des pluies d'infiltration dans une la réduction de la
succion matricielle dans le sol qui à son tour réduit le cisaillement du sol force, et
déclenche par la suite la rupture de pente (Li et al. 2005).
Cette partie concerne une analyse du niveau des eaux souterraines directement
touchées par les changements climatiques (la pluie) avec des fluctuations. Sans
doute plus à l'avenir une table montée des eaux augmente les pressions d'eau
interstitielle dans la pente, réduit la contrainte effective et par conséquent diminue la
stabilité de la pente.
Modalités de calcul pour un talus non saturé souffrant d’infiltration de la pluie
dans
talus
et
son
effet
sur
le
comportement
des talus
de
sol.
Les
processus d’infiltration dans un talus modèle non saturés en raison de précipitations
ont été analysés par un écoulement 2D d'éléments finis. Le critère de rupture de
Mohr-Coulomb modifié a été adopté pour la résistance des sols non saturés en tenant
compte des variations de la résistance due à la présence de la succion matricielle.
3.2 MODELE D'INFILTRATION D'EAU DANS LA TALUS
Estimation de
la variation de
la
teneur en
eau qui
se
produira lors
d'un événement pluvieux donné :
1. Des modèles physiques simples Green-Ampt et Horton équations.
2. Un
modèle
les mesures des
à
éléments finis numérique a
pressions
été
interstitielles de
utilisé pour vérifier
l'eau et la
teneur en
eau volumétrique dans la pente des sols non saturés, l'équation de Richards
avec Courbe de Rétention (soil water characteristic curve -SWCC)
Méthode des éléments Finis est l'approche en détail théoriquement, la
perméabilité des sols non saturés est très variable
lors de l'infiltration et une
technique rigoureuse d'analyse ne peut pas rendre des résultats corrects si les
paramètres d'entrée sont incertaines. Pour cette raison des modèles tels que celui de
Green-Ampt sont utilisés en raison de leur relative simplicité.
3.2.1 Modèle Simple Green–Ampt Model
Le modèle Green-Ampt a été à l'origine dérivé de prédire l'infiltration de l'eau
cumulée en dessous du sol. L'hypothèse de base qui sous-tend ce modèle est que
l'infiltration provoque le développement zone mouillées bien définies (Figure. 3.1).
hp
infiltration de l'eau
z
f
Mouillage devant
aspiration en
raison matricielle
tire l'eau dans le
sol sec
Mouillage devant
se déplace vers
le bas dans le
sol sec
Z
X
Figure. 3.1 : Mouillage Devant le Développement dans le Modèle Green-Ampt
Le sol au-dessus du mouillage avant est entièrement saturé, tout en dessous
du front d'humectage il reste à l’initiale (pré-infiltration), la teneur en eau. La gravité
et les effets d'aspiration matriciels contrôlent le mouvement de l'eau dans la zone de
saturation zone, et le gradient hydraulique (h wf ) est :
hwf =
hp + Z f + S
(3.1)
Zf
où
hwf = gradient hydraulique
hp = profondeur de l'eau stagnante
Z f = la profondeur de front d'humectation
S = l'aspiration à l'avant de mouillage
En utilisant le modèle Green-Ampt dans la Figure 3.1et en négligeant les eaux
stagnantes, Brakensiek (1977) a montré que, en appliquant la Loi de Darcy, la
capacité d'infiltration du sol (sans stagnation) à l'instant t peut être calculée avec :
 Zf +S 
i = Ks 

 Z
f


(3.2)
où
i = la capacité d'infiltration
K s = perméabilité du sol saturé
Dans ce modèle, la capacité d'infiltration converge vers Ks lorsque le sol se
rapproche des conditions totalement saturé. Par conséquent, le ruissellement ne se
produit pas lorsque l'intensité des précipitations Ir est ≤ Ks Mein RG, Larson CL
(1973). . D'après Li et al (2005) Ir≤ 0.2Ks - 0.4Ks, Rahardjo et al (2005). dans les
mesures d'infiltration in situ sur une pente résiduelle avec Ks de5.18 x 106 m/s
l'intensité des précipitations 13 x 106 m/s la capacité d'infiltration de talus 2 x 106 m/s
(≈0.4 Ks) après 70 min.
3.2.2 Nouveau Modèle Étudier les Variations d'Aspiration Basé sur le Modèle GreenAmpt
La principale hypothèse dans le modèle de Green-Ampt est que le sol dans la
zone mouillée est complètement saturé. Les mesures effectuées sur le terrain et
d'autres montrent que « la panne » survient avant que le sol au-dessus du front
d'humectage devient pleinement saturé. Si le sol est partiellement saturée, la phase
aqueuse n'est pas continue (Figure 3.2) et la charge hydraulique dans cette zone
est contrôlée exclusivement par matricielle succion. .La charge hydraulique Z f dans
l'équation 3.2 n’est donc pas applicable à des sols non saturés dans ces conditions.
Surface de la Pente
Sols Mouillés
Front d'Humectation
Sols Plus Secs
Particules du Sol
de l'Eau
de l'Air
Z
Figure. 3.2 : Mouillage Fronts Développés dans une Pente des Sols Non Saturés
Après la Pluie
n
o
cci
Su
ce
a
urf
S
St
a
el
d
nte
Pe
la
nt
a
Av
n
Fro
ion
tat
c
me
'Hu
td
H
Sb
ie
Plu
Succion Profil
Y
Figure. 3.3 : Le Profil Aspiration Prévu dans le Nouveau Modèle
En faisant l'hypothèse qu'une pente reste partiellement saturée à la rupture :
1. Le sol est alimenté en continu avec de l'eau, mais pas complètement
saturé dans la zone humidifiée lorsque toute stagnation est impossible et
queles réserves d'eau dans le sol sont limitées. (Figure. 3.2)
2. Après
la
pluie le profil d'aspiration finale dans la zone humidifiée
est
linéairement réparti dans le front d'humectage (Figure. 3.3). Les
deux profils de succion initiale et finale sont souvent non linéaires, comme
illustré par Zhan et Ng (2004), l'analyse est grandement simplifiée par le
complexe de
modélisation
des
profils d'aspiration non-linéaire avec
plusieurs linéaires discrètes fonctions.
3. La perméabilité du sol au-dessus du front
d'humectage est uniforme avec
la profondeur et le temps.
La variation de la perméabilité (ou teneur en eau) avec le changement de
succion peut être mesurée en utilisant la courbe rétention. Celle-ci dépendra du type
de sol et si le sol subit un mouillage ou un séchage, Zhan et Ng (2004) décrivent la
forme
générale d'un SWCC (Figure. 3.4), qui montre la teneur
en eau variant
de l'état complètement saturé à zéro succion, à une teneur en eau résiduelle à
succion très élevée.
Figure. 3.4 : Courbe de Rétention
(Source : Zhan et Ng)
Dû fait de l'approvisionnement continu en eau au niveau de la surface du sol
(lors des pluies), la succion matricielle à la surface de la terre est égale à
zéro. Surface du sol comme la référence élévation (où la tête hydraulique totale est
égale à zéro) et étant donné la valeur d'aspiration à une profondeur y est Sy (Figure.
3.3), l'hydraulique gradient entre la surface et la profondeur de y est :
=
hi
s − 0)
(=
y
y
sy
(2.3)
y
où
hi = gradient hydraulique
s y = Réglage de la surface du sol que l'altitude de référence
(où la tête hydraulique totale est égale à zéro)
y = la profondeur
La capacité d'infiltration à la profondeur y peut être exprimé comme :
i=K
Sy
(3.4)
y
où
i = Capacité d'Infiltration
K= Perméabilité du Sol Non Saturé dans le Zone Humide
Si
La
capacité d'infiltration est
le gradient hydraulique
contrôlée par la perméabilité du sol et
ceci à cause de la succion matricielle. La capacité
d'infiltration sera plus grande que la perméabilité des sols, lorsque Sy / y> 1.
Si la
précipitations
capacité d'infiltration est supérieure
(i> Ir), toutes
ou égale
à l'intensité des
les précipitations s'infiltrent dans la
pente.
En
conséquence le taux d'infiltration est contrôlé par l'intensité des précipitations.
3.2.3. Numérique Model
Durant
la
phase
initiale d'infiltration lorsque les
valeurs d'aspiration
sont au maximum et la pente à une capacité 'infiltration importante, qui est supérieure
à l'intensité des précipitations. De l'équation 3.4 nous obtenons :
 Sy

 y

 K > Ir

Réécriture
(3.5)
 I 
Sy >   y
K
Les valeurs de succion plus grande que (I r / K) y, indiquent que le la capacité
d'infiltration est supérieure à l'intensité des précipitations. Le ratio de I r /K, l'intensité
relative des précipitations (Ri), décrit le ratio entre l'intensité réelle des précipitations
et la
perméabilité
de
sol.
Si nous
divisons le profil d'aspiration du
sol en
deux zones avec la ligne Sy (Figure. 3.5) dans laquelle les valeurs de succion sont
notées en mètres d'eau. Avec des conditions Les valeurs succion (S) a la même unité
que la profondeur d’ouillage avant (H)
Su
St S
mouillage devant la profondeur
H2
zone1
H1
H
Y
zone2
Sb
Sy =
If
K
y
Figure. 3.5 : Deux Zones dans le Profil de Succion a l'intérieur de Mouillage Avant
Zone 1
Dans cette zone, le taux d'infiltration est contrôlé par l'intensité des précipitations I r et
toute l'eau s'infiltre dans le sol.
I 
Sy >  r  y
K
Conformément à la loi de conservation de la masse, dans la zone 1, nous
avons:
I r dt = ∆θ dy
(3.6)
En réécrivant l'équation et en effectuant une intégration avec la profondeur
(y),
nous avons le
temps
nécessaire
pour former le
front
de
saturation
H 1 profondeur dans la zone 1 (Figure. 3.5).
T1 =
∆θ1 H1
Ir
(3.7)
Zone 2
Dans cette zone, la capacité d'infiltration est inférieure à la l'intensité des
précipitations. L'infiltration est contrôlée par la capacité d'infiltration réelle, lequel
est déterminé par la tête d'aspiration et de la perméabilité du sol. A ce stade, puisque
l'intensité des pluies dépasse la capacité d'infiltration, le ruissellement survient.
I 
Sy <  r  y
K
et
(3.8)
S 
=
i  y  K < Ir
 y 
Comme l'infiltration continue, les valeurs de succion dans le sol diminuent
et finalement tombent
dans la
zone
2. Dans
cette zone, la
la
capacité
d'infiltration est inférieure à l'intensité des précipitations et le taux d'infiltration
réelle (I) est donné par :
I = i= K
Sy
y
(3.9)
ou
 Sy
K
 y

 dt = ∆θ 2 dy

(3.10)
Par intégration, on obtient:
T2 =
∆θ 2 ( H 2 − H 22 )
2 KSb
(3.11)
ou
Sb = la valeur d'aspiration au front d'humectation
Ensuite, le
temps
total nécessaire pour
former le front de
mouillage est
la somme de T 1 et T 2 :
=
T
2
2
∆θ1 H1 ∆θ 2 ( H − H 2 )
+
Ir
2 K .Sb
(3.12)
3.3 FLUX DE L'EAU EN SOLS NON SATURES
Le flux de l'eau à travers les sols non saturés est régi par la loi de Darcy
(équation 3.13), comme flux des fluides à travers les sols saturés. La différence
majeure entre le flux dans les sols saturés et insaturés est que le coefficient de
perméabilité
(conductivité hydraulique), qui est classiquement considéré comme
étant une constante dans les sols saturés, est
fonction du degré de saturation ou
de matricielle succion dans les sols non saturés.
vw = −kw
∂hw
∂y
(3.13)
L'équation différentielle régissant le débit d'eau dans un élément de sol non
saturé en deux dimensions :
∂  ∂h  ∂  ∂h 
 ∂θ w 
 kx  +  k y  + Q =


∂x  ∂x  ∂y  ∂y 
 ∂t 
(3.14)
ou
h = charge hydraulique totale
k = conductivité hydraulique
Q = flux aux limites appliquées
θ w = teneur en eau volumétrique
Dans des conditions où le sol est isotrope, non saturé, stationnaires,
hétérogènes, le débit sol non saturé est :
∂h  ∂ 
∂h 
 ∂h  ∂ 
mw2 γ w g  w  =  −kwx w  +  −kwy w  + q
∂x  ∂y 
∂y 
 ∂t  ∂x 
(3.15)
où
∂hw ∂hw
et
= gradient de charge hydraulique
∂x
∂y
kwx et kwy = coefficient de perméabilité
k w ( ua − u w ) =
supposée être liée à la succion matricielle par la fonction même perméabilité
mw2 = coefficient de variation de volume d'eau avec relativement
au changement de la succion matricielle et t est le temps.
q = est le appliquée flux limite
k wx
= supposé constant en tout point de la masse de sol
k wy
γ w = unit weight of water
3.4. COURBE DE RETENTION
Plusieurs mesures sont utilisées pour définir la teneur en eau du sol. La teneur
en eau (W) est le terme le plus utilisé. Il est défini sur une base de masse (c'est-à-dire,
la masse ou poids de l’eau divisé par la masse ou poids du sol séché au four). La
teneur en eau volumétrique (Ө w ) a été utilisée pour décrire la quantité de l’eau dans
un sol. Elle est égale au produit du degré de saturation de l’eau (S r ) et de la porosité
du sol, θ w = n.S r
La relation entre la teneur en eau et la pression d’eau dans le sol (ou la
succion) est généralement désignée sous le nom de courbe caractéristiques
d’écoulement d’eau et de stockage d’un sol non saturé sont étroitement liées à la
quantité de l’eau contenue dans les pores. La quantité de l’eau dans sol peut être liée
à la succion. La courbe de rétention (SWCC) est devenue la relation principale pour
décrire le comportement du sol non saturé Frundlund et al .(1993) , Frundlund (2006).
Il y a deux composantes pour la succion de sol : la succion matricielle et la
succion osmotique. La somme des deux s’appelle la succion totale. La terme
<succion de sol> exprime généralement la succion matricielle, la succion osmotique
ou la succion totale (Frundlund et al., 1993) . La relation entre la succion de sol et la
teneur en eau a différentes appellations :
1. courbe capillaire de pression du sol
2. La courbe de conservation de l’eau,
3. La courbe capillaire de pression.
Dans la gamme de succion jusqu’au 1500 kPa, la succion matricielle est
tracée en fonction de la quantité de l’eau dans le sol. Pour des valeurs de la succion
de sol au-delà de 1500 kPa, toute la succion est tracée en fonction de la teneur en eau
dans le sol. Une bonne représentation mathématique de cette courbe est donc
importante.
La courbe caractéristique décrit trois étapes de processus de dénaturation des
sols, (Figure. 3.6) Ces condition sont décrites ci-dessous à partir de la saturation du
sol (Frundlund 1999 ; Golder associates, 2006).
1.
La zone du quasi saturation qui se termine à la pression d’entrée d’air, ou la
succion appliquée surmonte les forces capillaires dans les grands pores du sol.
2. La zone de dénaturation ou l’eau est déplacée par l’air dans les pores. L’eau
liquide s’écoulant des pores et est replacée par l’air. Cette étape se termine à
la teneur en eau résiduelle (Ө r ) ou les pores deviennent discontinus et le
coefficient de perméabilité décroit considérablement.
3. La zone de saturation résiduelle ou l’eau est fortement retenue par la surface
des particules et la circulation se produit sous forme de vapeur. Cette étape est
atteinte au four lorsque le sol est chauffé à 105°C, la teneur en eau est égale à
zéro et la succion est égale à environ 1 x 106 kPa (Frudlund et al., 1993). Ce
point constitue une référence pour tous les sols.
Transition Zone
Teneur en Eau Volumétrique (%)
0.7
Inflection Point
0.6
0.5
Air Entry Value
0.4
Residual Zone
0.3
Boundary
Effect Zone
0.2
0.1
Residual Water
Content
0
0.1
1
10
100
1000
10000
Succion (kPa)
Figure. 3.6 : Courbe de Rétention
(Source : Golder Associates 2006)
Modelé pour la définition de la courbe caractéristiques Frudlund et Xing
(1994).






1

θW = θ S C (ψ ) 
n m
 

 ln  e +  ua − uw    
    a    

 
où
(3.16)
θW = Teneur en eau
θ S = Teneur en eau sqturee
Succion ( kPa )
ua − u w =
n = Parametre lie a la pente maximale de la courbe
m = Parametre lie a la courbure de la pente
a = Parametre du sol lie a la pression de lèntre de làir ( kPa )
e = natural number
C (ψ ) = Factor du Correction
Leong et Raharjo (1997 ) = 1

S
ln 1 + 
hr 
C (ψ ) = 1 − 
 106 
ln 1 +

hr 

(3.17)
Paramètres des sols utilisés dans l'étude utilisées ont été calculées à partir des
mesures directes (Gofar et al., 2007)
Tableau. 3.1 : Paramètre des Sols Utilisés dans l'Etude
SANDY SILT
SAND
SILTY
GRAVEL
GRAVEL
SILT
SW
0.44
0.44
0.4
0.61
A
5
1
5
155
M
0.2
0.9
0.2
1.2
N
1.5
1.5
1.5
1.4
7.00E-01
Teneur En Eau Volumétrique
6.00E-01
5.00E-01
4.00E-01
3.00E-01
2.00E-01
1.00E-01
0.00E+00
1.00E-01
1.00E+00
SILTY GRAVEL
1.00E+01
1.00E+02
Succion (kPa)
SANDY SILT
SAND GRAVEL
1.00E+03
1.00E+04
SILT (KAOLIN)
Figure 3.7. Courbe de Rétention (SWCC) des Sols Utilisés dans l'Etude
Les équations présentées ci-dessus ont été utilisées pour modéliser la courbe
caractéristiques sol-eau. La variation de la teneur en eau quand la succion est moins
élevée que la valeur d’entrée d’air est généralement ignorée. Gardner (1964) a
proposé une équation originale pour représenter la perméabilité en fonction de la
succion du sol. L’équation a ensuite été largement utilisée pour représenter la courbe
caractéristique sol eau, Van Genuchten (1980) a présenté une équation à trois
paramètres qui peut etre utilisée pour représenter la courbe caractéristique du sol. Des
simplifications de l’équation de Van Genuchten (1980) ont « t » proposées en
utilisant la condition de Mualem (1976) et la condition de Burdine (1953) afin de
réduire le nombre de paramètres (Sillers, 1997).
Frudlund et Xing (1994) ont présenté une équation à quatre paramètres
capables d’assurer un meilleur ajustement de la courbe caractéristique qui prend en
compte les valeurs élevées de la succion (Frudlund 1999 ; VADOS 2008).L’équation
peut être écrite en termes de la teneur en eau , la teneur en eau volumétrique ou du
degré de saturation. Sillers et al. (2001) ont donné les valeurs des paramètres (a,n,m)
pour plusieurs type de sol. Les courbes caractéristiques en séchage et en mouillage
sont différentes à cause du phénomène d’hystérésis (Pham et al., 2005 ;Li et al.,
2005).
3.5 CONDUCTIVITE HYDRIQUE DU SOL
Nombreuses expressions mathématiques ont été proposées pour la
conductivité hydraulique du sol (K w ). Ces expressions peuvent etre classées en deux
catégories : empiriques et théoriques (Mualem, 1986 ; Kasim et al , 1999). L’équation
de Brooks et Corey (1964) est considérée à la fois comme une analyse empirique et
comme un modèle macroscopique, car des éléments physiques sont utilisés pour lier
la distribution de taille des pores à la perméabilité.
Deux méthodes sont utilisées par les modèles théoriques : macroscopique et
microscopiques. Ces modèles sont basés sur les hypothèses concernant la distribution
du pore et l’interprétation appliquée à la courbe caractéristique. Les modèles
macroscopiques ont la forme générale suivante :
K r = Sen
Se =
θ − θr
θs − θr
(3.18)
ou
K r = La Perméabilité relative
Se = Le dégrée de saturation effective
θs ;θ r = Respectivement le volume saturé et le volume résiduel
η =paramétre
Équations de la conductivité hydraulique du sol non saturé par Frudlund at al,
(1994) modifié par Leong E. C, Raharjo H (1997)






1

Kr = KS 
n mp  
 

 ln  e +  ua − uw    


    a    

 
(3.19)
ou
θW = Teneur en eau
θ S = Teneur en eau sqturee
Succion ( kPa )
ua − u w =
n = Parametre lie a la pente maximale de la courbe
m = Parametre lie a la courbure de la pente
a = Parametre du sol lie a la pression de lèntre de làir ( kPa )
0.1
0.01
0.1
1
10
100
1000
10000
0.001
Permeability (m/s)
0.00001
0.000000
1E-09
1E-11
1E-13
1E-15
1E-17
Suction (kPa)
SANDY SILT
SAND GRAVEL
SILT GRAVEL
SILT (KAOLIN)
Figure 3.8. Fonction de la Perméabilité des Sols Utilisés dans l'Etude
M’effet de la taille des pores est négligé dans les modèles macroscopiques.
Brooks et Corey (1964) ont montré que pour un sol homogène, η est proche de 3, et ,
en général η =
2 + 3λ
λ
; λ est l’indice de distribution de la taille des pores. Mualem
(976) a suggéré d’utiliser η = (3 – 2) x m ; m est un paramètre qui est positif pour les
sols ayant de gros grains et négatif pour les sols fins. Chiu et al., (1998) ont fait des
comparaisons entre les résultats expérimentaux at les équations de Brook- Corey et de
Van Genuchten, pour un mélange de sable kaolin. Ils ont trouvé que les performances
de ces deux modèles diminuent avec l’augmentation de la teneur en kaolin et de S r .
Ils ont trouvé aussi que l’équation de Brook-Corey donne des résultats meilleurs que
ceux de Van Genuchten.
3.6 RESISTANCE AU CISAILLEMENT POUR SOLS NON SATURES
La résistance au cisaillement d'une non satures peut être formulée en termes
d'indépendance des variables d'état de stress (Fredlund et al.1978). Tout deux de l'état
de stress trois possibilités variables peuvent être utilisées pour l'équation de la
résistance au cisaillement. L’variables d'état de stress, (σ n – u a ) et (u a – u w ), ont été
démontré que la combinaison la plus avantageuse pour la pratique. En utilisant ces
variables de stress, l'équation de résistance au cisaillement est rédigée comme suit:
τ =c '+ (σ n − ua ) tan φ '+ ( ua − uw ) tan φ b
(3.20)
où
τ = résistance au cisaillement des sols non saturés
c ' = d'interception de la «étendue» de Mohr-Coulomb enveloppe de rupture sur
la contrainte de cisaillement axe où le stress et le filet de la normale
aspiration matricielle à la rupture sont égales à zéro ou «cohésion efficace»
σ n − ua = Nette état de contrainte normale sur le plan de rupture à la rupture
(Matyas and Radhakrishna)
σ n = total force normale sur le plan de rupture
ua = pression de pore-air sur le plan de rupture
φ ' = angle de frottement interne associé à a variable contrainte normale nette Etat
σ n − ua (Matyas and Radhakrishna)
uw = pression d'eau interstitielle sur le plan de rupture
succion matricielle sur le plan de rupture (Matyas and Radhakrishna)
ua − u w =
φ b = angle indiquant le taux d'augmentation de la résistance au cisaillement par rapport à la succion matricielle (ua − uw )
C = la cohésion totale du sol
L'enveloppe de rupture d'un sol saturé est obtenue par traçant une série
de cercles de Mohr correspondant à l'échec conditions sur une parcelle en deux
dimensions, comme le montre la (Figure. 3.9). ou Extended Mohr-Coulomb Failure
Envelope l'équation 3.21
c ' =C + (σ n − ua ) tan φ '
(3.21)
Figure 3.9. Extended Envelope de Rupture de Mohr-Coulomb pour les
Sols Non Saturés
(Source:Soil Mechanics for Unsaturated Soils-D.G Freund,Ph D et H Raharjo, Ph.D)
3.7 RUPTURE DE PENTE EST CAUSE PAR UNE INFILTRATION
L’eau de pluie s'infiltre à travers une zone non saturée, l’avancement de la
zone humidifiée à proximité de la surface de la pente peut conduire à l'échec lors des
périodes de pluies prolongées. Ces échecs sont généralement caractérisés par des
surfaces non superficielles qui se développent parallèlement à la surface de pente
(Rahardjo et al, 1994, Fourie et al, 1999). Une méthode simple d'analyse infinie pente
peut donc être utilisée pour estimer le facteur de sécurité. Pour les pentes du sol à
deux couches avec une couche de surface de l'épaisseur, la méthode d'équilibre limite
peut être
facilement appliquée
pour
calculer
le facteur
de
sécurité comme
indiqué dans la (Figure 3.10).
La résistance au cisaillement qui est associé avec le stress nette normale et
l'aspirationmatricielle au sein de la masse tranche peut être caractérisé comme
suit par le critèrede rupture de Mohr-Coulomb modifié (Fredlund et al, 1978.)
Pour des sols non saturés:
F
=
s
τ f c '+ (σ n − ua ) tan φ '+ ( ua − uw ) tan φ b
=
τm
τm
(3.22)

  tan φ '
 

2 ( ua − uw ) tan φ b
2ua tan φ '
2c '
=
−
Fs 
+
+

 {γ 1 L1 + γ 2 ( zw − L1 )} sin 2α   tan α {γ 1 L1 + γ 2 ( zw − L1 )} sin 2α   {γ 1 L1 + γ 2 ( zw − L1 )} sin 2α 
ou
Fs = Facteur De Sécurité
τ m = Contrainte de Cisaillement a Tout Point le Long de la Surface de Glissement
τ f = Résistance au Cisaillement au Point Correspondant
W = Poids d'une Tranche de Largeur Unitaire
α = Angle de la Pente
c ' = Interceptent la Cohésion
σ n =Totale de la Contrainte Normale
ua = Pression d'Air des Porespore
uw = Pression d'Eau Interstitielle
(σ n − ua ) = Nette de la Contrainte Normale
( ua − uw ) = Matricielle Succion
φ ' = Angle Effectif de Frottement
φ b = Angle qui Définit Comment la Résistance au Cisaillement Augmente
avec l'Augmentation de la Matricielle Succion
Figure 3.10 Rupture de Pente Infinie dans un Profil de Sol a Deux Couches
CHAPITRE 4
MODALISATION NUMERIQUE ET ANALYSE DYNAMIQUE
4.1 INTRODUCTION
Ce chapitre concerne la modélisation du transfert du fluide (l'eau) dans le sol
non saturé en utilisant comme approche les variations de la cohésion des couches
jusqu'à 10 mètres de profondeur, chaque couche 1 m . Le modèle est étudié en
prenant comme condition que le sol est sature car travaille, sous FLAC 3D, avec
comme condition un
sol non sature est plus complexe. Supplémentaire avec des
charges d'accélération sismique la
direction
X
composante nord-sud de
l'enregistrement sur tremblement de terre de Padang.
On débutera par une présentation du modèle géométrique, des propriétés du
sol et des roches, de la caractéristique du séisme et du calcul de la variation de la
cohésion dans les trois conditions. Pour Analyse numérique des conditions sature en
utilisant le programme FLAC 3D, on commence sur de la géométrie, calculer
l'élasticité mécanique, calcul de la mécanique élastoplastique, avec des variations
cohésion, et le chargement séismique.
En fin de chapitre, on présentera une étude d’analyse sur la réponse structurée
des talus avec une modélisation du transfert de masse dans le sol en cas de
chargement séismique.
Pour les paramètres de température et d'humidité ne sont pas calculées,
car sous les tropiques ne se produisent pas une grande différence et le temps entre le
tremblement de terre et la pluie n'est pas trop long, car le cycle de la saison des
pluies, une fois par an.
4.2. APPROCHE GEOMETRIE DE LA TALUS
La modélisation de la géométrie faite dans les conditions réelles lors des
glissements de terrain, dans Tandikek - Kanagarian Padang Pariaman, déclenchés
par le séisme de Padang du 30 Septembre 2009.
Glissement de Terrain
Epicentre du Séisme
Figure. 4.1 : Localisation Glissement de Terrain
Figure. 4.2 : Glissement de Terrain Tandikat Nagari de Pariaman
En utilisant Google Earth et Bing Map pour plus précision, nous pouvons
déterminer l'emplacement et le contour du terrain. Selon les journaux « Glissement
de
terrain atteint
une hauteur
de 10 mètres. Les
trois villages
de
Pulau
air, Lareh Nan Panjang et Lubuk Laweh ont été transformés en un immense champ
400 mètres de large et 30 km de long ». (Figure. 4.4)
Un rapport par le Earthquake Engineering Field Investigation Team
Institution of Structural Engineers “The Padang, Sumatra – Indonesia Eearthquake
of 30 September 2009”, identifier trois zone de glissement (Figure. 4.3) :
1. La première accessible en voiture avec une distance d'escarpement et de
ruissellement respectivement égale à 65 m et 230 m.
2. Lors du glissement de terrain de Kapalo Koto, une partie du village de
Pulau Air qui a été ensevelie par un éboulement. Le sol recueilli à la
surface des débris dus au glissement de terrain était majoritairement composé
de
grossière résisté ponce. Ces matériaux
légers et
poreux
proviennent
généralement de roches volcaniques qui ont subi un refroidissement rapide
et une dépressurisation
quand ils ont été violemment éjectés d'un volcan.
3. Le glissement de terrain le plus grand site rapportés avec le plus grand
nombre de victimes. Les habitants ont rapporté que les pluies de la semaine
précédant le tremblement de terre n'étaient pas importantes, contrairement à la
nuit précédente le tremblement de terre où comme le jour de la catastrophe de
fortes pluies ont été notées. Les échantillons de roches prélevés sur le site, ont
plus tard été identifiés comme étant de la pierre ponce et leur taille variée, du
gravier à la taille d'un poing, mais la grande majorité mesurée moins de 10
mm.
Tableau. 4.1 : Site 1 Moyenne Glissement de Terrain
Caractéristiques
L'élévation du sommet de la ferraille
247 m
Elévation de la base de la ferraille
182 m
longueur de glissement de terrain
230 m
Largeur des glissements de terrain (max)
120 m
Glissement de terrain d'épaisseur (en moyenne)
5m
Angle de la pente maximale
45o
Le volume des glissements de terrain (en supposant forme
ellipsoïdale)
la vitesse de glissement de terrain
10,210 m3 Cruden et Varnes
(1996)
49 m/s Slingerland et Voight
(1979)
Tableau. 4.2 : Site 2 Grand Glissement de Terrain
Caractéristiques
Elévation de bas en haut de la ferraille
100 m
longueur de glissement de terrain
750 m
Largeur des glissements de terrain (max)
180 m
45o
Angle de la pente maximale
la vitesse de glissement de terrain
88 m/s Slingerland et Voight (1979)
Figure. 4.3 : Trois Parties Glissement de Terrain Tandikat Nagari de Pariaman
Figure. 4.4 : Schéma Approche Géométrie de la Talus
Selon
les cartes
géologiques (Figure. 4.5)
et
les
observations
effectuées directement (Figure. 4.6) sur le terrain il y a deux couches, une première
couche de sable profond 10 m et la souveraineté des couches de roches.
Lieux De Glissement De
Figure. 4.5 : L
ieux de Glissement dans Cartes Géologiques
Breksi Andesit (Rock)
Sand Silt
Figure. 4.6 : Observations Directement et Simplifier la Modélisation
Pour simplifier la modélisation est effectuée uniquement sur la plus robuste
et fait avec symétrie ainsi vous pouvez facilement analyser les dynamiques. Il existe
deux modèles. Le premier modèle avec des conditions de sol homogène, la deuxième
modèle avec deux couches de sol avec la première couche varie de la cohésion.
Figure. 4.7 : Modèle Avec des Conditions de Sol Homogène
Figure. 4.8 : Modèles avec Deux Couches de Sol Avec, la Première Couche Varie de
la Cohésion
4.3. PROPRIETES DU SOL ET DE ROCHE
Selon Dwikorita Karnawati, ces données sont obtenues à partir de résultats de
tests de laboratoire :
Tableau 4.3. Propriétés du Sol et de Roche
ρs
ρd
Gs
Void Ratio
Sand Silt
16.11KN / m3
17.0 KN / m3
11.05KN / m3
12.90 KN / m3
2.58 − 2.63 =
2.6
1.03
2.58 − 2.52 =
2.6
1.01
K
1.57 × 10-7 - 6.31× 10-5 ( m / s )
3.42-6.78 ×10-8 ( m / s )
C`
12.74 ( kPa )
35 ( kPa )
φ
26.840
450
Tableau 4.4. Propriétés « Soil Strength »
Sand Silt
34-69 Mpa = 52 MPa
E= Young's modulus
(DAS 1994)
0,3-0.45=0.3 (DAS 1994)
V= void ratio
C’=Effective Cohesion 12,74 - 13 kPa = 130 kPa =13e4
o
o
o
φ ' = Effective Friction 26,84 – 32,1 = 30
angels
Bulk Modulus
19300 Mpa
(Goodman 1980)
0,38 (Goodman 1980)
9.2 - 35 MPa =34.7e6
(Goodman 1980)
17,6 – 45 o = 32
(Goodman 1980)
43.33MPa = 43.33e6
2680.55MPa = 26.80e8
20 MPa = 20e6
699.275MPa = 6.99e8
E
K=
3(1 − 2ν )
Shear
Modulus G = E
2(1 +ν )
Tension Limite (soil)
=
qu 2c tan(45 + φ / 2)
=
2 ×13kPa × tan(45 + 30 / 2)
= 45,
=
03kPa 45030
Masse Density
c
35MPa
=
= 55.531MPa
tan φ
tan 32
= 55.531e6
t
σ
=
max
TOT
ρ=
ρ DRY + n.s.ρ w
TOT
ρ=
ρ DRY + n.s.ρ w
s =1
s =1
Void Ratio
1.01
Void Ratio
1.03
=
= = 0.502
n
= = 0.507
1+Void Ratio 1 + 1.01
1+Void Ratio 1 + 1.03
ρ w = 10
ρ w = 10
=
n
ρd = 11.05KN / m3
ρd = 12.9 KN / m3
11.05 + 0.507.1.10 =
1612kg / m3
=
=
12.9 + 0.502.1.10 =
1792kg / m3
4.4. CHARGEMENT DYNAMIQUE
Chargement
qui
est
utilisés
d'accélération sismique la
direction
X
composante nord-sud de l'enregistrement sur tremblement de terre de Padang et aussi
dans l'analyse de la charge vélocité dynamique harmonique sinusoïdale.
100
aNS (cm/s 2)
50
0
-50
-100
0
40
80
120
t (sec)
Figure. 4.9 : Accélération Sismique la Direction X Composante Nord-Sud De
l'Enregistrement lors du Tremblement de Terre de Padang
4.5 VARIATIONS DE LA COHÉSION
En utilisant la formule ci-dessous pour définir L'équation de résistance au
cisaillement d'un sol non saturé peut également être exprimée en termes de d'autres
combinaisons de variables d'état de stress, tels que (σ –u w ) et (u a - u w ):
τ ff =c '+ (σ f − uw ) f tan θ '+ ( ua − uw ) f tan φ ''
(4.1)
ou
(σ
f
Nette état de contrainte normale à l'égard des
− uw ) =
f
pression d'eau interstitielle sur le plan de rupture au l'échec
φ ''
Angle de frottement associé à variable d'état d'aspiration du stress, (σ f − uw )
f
lors de l'utilisation (σ − uw ) et ( ua − uw ) variables d'état de stress dans la formulation de la
équation de la résistance au cisaillement.
τ ff =
C + (σ f − uw ) tan θ '
f
(4.2)
C =c '+ ( ua − uw ) f tan φ ''
tan
=
φ '' tan φ b − tan φ '
(4.3)
(4.4)
La valeur U a = 0 suggéré par Rahardjo .la valeur φ b = 15,3 Par Ho and
Frundlund (1992) par test procédure consolidé drainé triaxial à plusieurs étages de
type sol intact granit décomposé (Hong Kong).
Tableau. 4.5 : Variation de la Cohésion dans les Trois Conditions
H
0
-1
-2
-3
-4
-5
-6
-7
-8
-9
-10
Condition 1
Condition 2
Condition 3
Uw (kPa) C (kPa) (Uw) Kpa C (kPa)
C (kPa)
-1000
433.78
0
130
200.00
-900
403.4
-100
160.38
250.00
-800
373.02
-200
190.76
300.00
-700
342.65
-300
221.13
320.00
-600
312.27
-400
251.51
312.27
-500
281.89
-500
281.89
281.89
-400
251.51
-600
312.27
251.51
-300
221.13
-700
342.65
221.13
-200
190.76
-800
373.02
190.76
-100
160.38
-900
403.4
160.38
0
130
-1000
433.78
130.00
Nous allons à présent procéder à une étude pour les trois conditions :
Condition 1 : Avant la pluie, c'est à dire quand la valeur les pressions d'eau est
constante (U a = 0) ou les conditions dans lesquelles les sols secs jusqu'au mouillage
Condition 2 : Quand la pluie est supérieure à la capacité d'infiltration (formation de
flaques), les pressions d'eau restent constantes, (U w =0) sont prescrits sur la
surface de pente pour simuler des situations de terrain (c'est à dire ruissellement)
Condition 3 : Après la pluie c'est à dire entre les deux les conditions précédentes, où
les conditions sont presque similaires avec condition 1, mais la valeur des pressions
d'eau reste constante, mais différent de zéro (U w ≠0).
Figure. 4.10 : Variation de la Cohésion dans Trois Condition
4.6 RESULTATS
4.6.1. Etude Dynamique Harmonique
Condition que la réponse homogène résultante a été l'augmentation de
déplacement à partir du bas de la pente vers le sommet, car la propriété de l’est des
sables (Figure. 4.13), mais à la condition 1 déplacement à la roche ne se produit
pas de manière significative, les changements se produisent à la pointe de ce qui
est une couche de sable (Figure. 4.14). Ce explique pourquoi déplacement dans
condition homogène supérieure à la condition variation de la cohésion. (Figure. 4.12)
(Tableau 4.6).
.
(a)
(b)
Figure. 4.11 : Contour et Vecteur Déplacement Direction X
(a) Condition Homogène (b) Condition Variation de la Cohésion
Mais dans la condition 2, quand la pluie est supérieure à l'infiltration capacité
(flaques se produit), les pressions d'eau constant, (U w =0) sont prescrits sur la
surface de pente pour simuler des situations de terrain (c'est à dire ruissellement),
déplacement supérieur que condition1. (Figure. 4.13)
Tableau. 4.6 : Déplacement Maximum Harmonique Sinusoïdal
Le Déplacement Maximum (m)
Homogène
Condition 1
Condition 2
Condition 3
Harmonique Sinusoïdal
0.32
0.1047
0.02468
0.1047
(a)
(b)
Figure. 4.12. Contour et Vecteur Déplacement Direction X
(a) Condition 2 (b) Condition 1
Si l'on regarde l'analyse des conditions homogènes (figure 4.13; Figure 4.14;
Figure 4.15) alors il sera considéré que la réponse dynamique qui est donné est
global, il semble plus dangereux, mais en fait dans la nature est très rare de
trouver une pente qui a les propriétés d'un matériau homogène immédiate, sauf sur les
pentes artificielles
Figure. 4.13 : Déplacement Condition Homogène Sand Silt
sur la Section Plane (0,0,0) et Coordonner (0,0,-10);(0,0,-50)
Figure. 4.14 : Vélocités Condition Homogène Sand Silt
Figure. 4.15 : Accélération Condition Homogène Sand Silt
Réponse dynamique est donnée sur l'état de deux couches différentes de la
première couche est une couche de roche tandis que la deuxième couche est en forme
de sable (Figure 4.16; Figure 4.17; Figure 4.18). Ont montré que l'amplification s'est
produite localement sur la couche supérieure de la couche de sable. Il est
plus dangereux à cause de glissements de terrain qui se produisent localement et très
rapide.
Figure. 4.16 : Déplacement Condition Variation de la Cohésion
Figure. 4.17 : Vélocités Condition Variation de la Cohésion
Figure. 4.18 : Accélération Condition Variation de la Cohésion
Si la comparaison entre les conditions homogènes et les conditions variation
de la cohésion (Figure 4.19; Figure 4.20; Figure 4.21; Figure 4.22; Figure 4.23;
Figure 4.24), il sera vu dans des conditions de réponse homogène la première
dynamique qui se passe est plus grand que les conditions avec une variation de la
cohésion. Mais dans l'état homogène pas vu un grand changement dans la région
entre
coordinat (0,0,0) à
(0,0, -10) ainsi que
l'amplification
montré de
produire localement sur l'état de la variation de la cohésion.
Figure. 4.19 : Déplacement Condition Variation de la Cohésion et Condition
Homogène Sand Silt sur la Section Plane (0,0,0) et Coordonner (0,0,-10)
se
Figure. 4.20 : Vélocités Condition Variation de la Cohésion et Condition Homogène
Sand Silt sur la Section Plane (0,0,0)
Figure. 4.21 : Accélération Condition Variation de la Cohésion et Condition
Homogène Sand Silt sur la Section Plane (0,0,0)
Figure. 4.22 : Vélocités Condition Variation de la Cohésion et Condition Homogen
Sand Silt sur la Section Plane (0,0,-10)
Homogène Sand Silt sur la Section Plane (0,0,-10)
À l'emplacement du haut bout de la pente donne une plus grande réponse
dynamique en comparaison à l'emplacement de l'appartement, à cet endroit a été la
première occurrence du risque de glissements de terrain. En raison de l'emplacement
de la grande ni chassés de la scène du terrain plat et se trouve être aussi le
sol première pression glisse sur les pentes du site. (Figure. 4.24; Figure. 4.25)
Figure. 4.24 : Déplacement Condition Variation de la Cohésion et Condition
Homogène Sand Silt sur la Coordonner ( 25,0,0)
Homogène Sand Silt sur la Coordonner ( 25,0,0)
Emplacement de la pente est la plus grande réaction est causée par l'insistance
des pentes raides sont en haut et raide (Figure 4.26; Figure 4.27; Figure 4.28; Figure
4.29; Figure 4.30). Sur la condition de déplacement homogènes se passe comme si
pincées des pistes (la partie incurvée de la courbe) alors que la condition du sol sur
les pentes des différents déplacements de la cohésion se produit le long ce qui
explique que l'avalanche est une diapositive qui s'est produite à cause des
variations de
la
cohésion,
qui
simule l'infiltration d'eau
(Figure 4.26; Figure 4.30).
dans
le sol
Figure. 4.26 ; Déplacement Condition Homogène Sand Silt et Condition Variation
de la Cohésion sur la Pente - Coordonner (-40,0,-26) et (-43.60,0,-20)
Figure. 4.27 : Vélocités Condition Homogène Sand Silt et Condition Variation de la
Cohésion sur la Pente - Coordonner (-40,0,-26)
Figure. 4.28 : Accélération Condition Homogène Sand Silt et Condition Variation
de la Cohésion sur la Pente - Coordonner (-40,0,-26)
Figure. 4.29 : Vélocités Condition Homogène Sand Silt et Condition Variation de la
Cohésion sur la Pente - Coordonner (-43,6, 0, -20)
Figure. 4.30 : Accélération Condition Homogène Sand Silt et Condition Variation
de la Cohésion sur la Pente - Coordonner (-43,6, 0, -20)
Dans
l'analyse Contrainte de Cisaillement,
regardez l'état
de cisaillement
homogène se produit plus régulièrement, il montre la contrainte de cisaillement a
également eu lieu dans le monde, tandis que la condition de la cohésion des
variations se produisent localement. Contrainte de Cisaillement peut oublier le point
de repère pour déterminer le champ de glissements de terrain. (Figure 4.31).
(a) Condition Homogène
(b) Condition Variation de la Cohésion
Figure. 4.31 : Contrainte de Cisaillement
Dans
le analyse
du
contour Contrainte
Maximales, les
conditions
semblent variations plus uniforme de la cohésion accepter ce fardeau parce que
les propriétés des matériaux à l'intérieur d'un rocher lors d'une des conditions
homogènes semblent s'accumuler dans une partie de l'expérience la plus grande
pression.
(a) Condition Homogène
(b) Condition Variation de la Cohésion
Figure. 4.32 : Principales Contraintes Maximales
Dans la
condition
2,
le
champ de
glissements
de
terrain survenus
avant l'emplacement du terrain plat jusqu'à la fin des pentes supérieures de cela est dû
à produire quand la pluie est supérieure à la capacité d'infiltration (formation de
flaques), les pressions d'eau restent constantes, (U w =0) sont prescrits sur la
surface de pente pour simuler des situations de terrain (c'est à dire ruissellement)
\
Figure. 4.33 : Contrainte Cisaillement et Principales Contraintes Maximales
Condition 2
4.6.2. Etude Dynamique Séismique
Nous allons à présent procéder à une Étude dynamique sismique pour les trois
conditions. Donc les résultats montrent, condition 3 presque similaires avec
condition 1, vu des résultants Contour Et Vecteur Déplacement Direction X
(Figure. 4.34.), mais pour les conditions 2 montre une plus grande valeur. Car les
pressions d'eau constante, (U w =0) sont prescrites sur la surface de pente pour
simuler des situations de terrain ou bien pondant.
Tableau. 4.7 : Le Déplacement Maximum Dynamique Séismique
Le Déplacement Maximum (m)
Homogène
Condition 1
Condition 2
Condition 3
Dynamique Séismique
0.04927
0.03172
0.03878
0.03172
(a)
(b)
(c)
Figure. 4.34 : Contour et Vecteur Déplacement Direction X (a) Condition 1
(b) Condition 3 (c) Condition 2
Un déplacement au fond ( -50 m ) se produit on obtient la même réponse dans
toutes les conditions (Figure. 4.35 )., avec ce résultat (0.04717 m) le déplacement va
augmenter jusqu'à 0.04754 m en profondeur –10 m. Ces changements ne sont pas
trop grands car les rochers sont plus faibles et le réponse dynamique est plus élastique
(Figure. 4.17 ).
Figure. 4.35 : Déplacement dans Coordonner (0,0,-50) et (0,0,-10) tous les
Conditions
Mais pour un déplacement vers le
haut, il y a une différence entre la
condition 1 (max = 0,0602 m ) et la condition 2 ( max = 0,0643). car cette
section est une partie de sable, où dans la condition 2 est plus dangereuse
(Figure. 4.36 ).
Figure. 4.36 : Déplacement dans Coordonner (0,0,0)
Le déplacement a augmenté car la cohésion varie. Avec la condition 2 nous
notons une réponse plus importante qu'avec les 2 autres (conditions 1 et 3), et sur la
section talus le déplacement plus grand que sur la section plane ( Figure. 4.38 –
Figure. 4.42 ). C'est le même aspect sur un événement réels, où le glissement de
terrain survenu localement et rapidement que c'est seulement sur les pentes et les
sommets. ( Figure. 4.37 ).
Figure 4.37. Evénements Réels Glissement de Terrain Pentes et les Sommets
Figure. 4.38 : Déplacement dans Chaque Variation de la Cohésion Condition 1 et
Condition 3 sur la Section Plane
Figure. 4.39 : Déplacement dans Chaque Variation de la Cohésion Condition 2 sur la
Section Plane
Figure. 4.40 : Déplacement dans Coordonner (-43.60, 0, -20.00) sur la Section Talus
Figure. 4.41 : Déplacement dans Chaque Variation de la Cohésion Condition 1 et
Condition 3 sur la Section Talus
Figure. 4.42. Déplacement dans Chaque Variation de la Cohésion Condition 2 sur la
Section Talus
Avec la condition 2 nous notons une réponse plus importante qu'avec les 2
autres (conditions 1 et 3). C'est à dire que la variation de la cohésion qui est simulée
infiltration des eaux pluviales dans les trois cas, provoque l'amplification
déplacement, ce qui croit les risques de glissements de terrain. S’il y a des eaux
souterraines dans la roche qui sépare le sable il serait risqué car le champ de
glissements de terrain en suivant le flux des eaux souterraines. mais si nous
regardons plus en détail la réponse dynamique entre la condition 1 et la condition 3, il
vous montrera la différence mais pas trop grand et après la réponse maximal.
Analyse précédente (Etude Dynamique Harmonique) montre que le
déplacement dans des conditions homogènes est plus grand que dans les trois
conditions. Dans les trois conditions
le déplacement se produit de manière
significative dans le sable. Ce qui montre l'amplification des locaux, qui est
plus dangereux à cause de la présence d'eau.
(a) Contrainte De Cisaillement
(b) Principales Contraintes Maximales
Figure. 4.43 : Condition 1 et Condition 3
(a) Contrainte De Cisaillement
(b) Principales Contraintes Maximales
Figure. IV.44. Condition 2
Si
ont
regarde la
condition
1 et
la
condition
3, les
contours
de Cisaillement Contrainte, glissement de terrain qui s'est produit au début de
l'appartement, puis versez le sac dans la pente. et continuent à manquer sur les
pistes (Figure 4.43). En contraste à la condition 2, l'avalanche a commencé par le
haut de la pente, car la pièce est reçoit un plus grand déplacement par rapport
à l'appartement
CHAPITRE 5
CONCLUSION
5.1 SISMIQUES
Tremblement de terre de Padang s’est produit à environ 80 km de profondeur,
c'est-à-dire bien en dessous du plan de subduction, et à l’intérieur de la plaque
plongeante. C’est un séisme « intra-slab » de mécanisme complètement différent et
qui relâche des contraintes à l’intérieur de la plaque plongeante plutôt que celles
correspondant à la friction entre les deux plaques. Dans ce cas, la rupture ne peut pas
arriver jusqu'à la surface, ce qui explique l'absence de Tsunami. Par contre l'épicentre
est situé plus près de la côte, à seulement à 60 km au nord-ouest du Padang d'où des
destructions importantes, causées en particulier par des mouvements verticaux
sont plus élevés que mouvements horizontales à cause de sa localisation et du
mécanisme particulier de ce séisme. Par ailleurs, la région est montagneuse Et de
nombreux glissements de terrains sont reportés dont l’un les plus gros a eu lieu dans
Kanagarian Tandikek le district de Pariaman
5.2 TRANSFER DE MASSE DANS LE SOL
Le
champ
de contrainte, qui est
étroitement
liée
à la
stabilité
des
talus, est modifié par le pores répartition de la pression d'eau contrôlée par la
variation spatiale de l'hydraulique conductivité lors de l'infiltration des précipitations.
Si le débit de la baisse des eaux de pluie est empêché près de la surface de la pente en
raison de la faible conductivité hydraulique, la surface de glissement critique tend
à se déplacer vers la pente surface que la diminution de la succion matricielle induit
ne diminution de la résistance eau cisaillement.
5.3 ANALYSE DYNAMIQUE
Le déplacement a augmenté car la cohésion varie. Avec la condition quand la
pluie est supérieure à l'infiltration capacité a montré une plus grande réponse que
les conditions avant la pluie et conditions âpres la pluie, et sur la section talus
déplacement plus grande que la section plane. C'est à dire que la variation de la
cohésion qui est simulée infiltration des eaux pluviales dans les trois cas, provoque
l'amplification déplacement, ce qui croit les risques de glissements de terrain. S’il y
a des eaux souterraines dans la roche qui sépare le sable il serait risqué car le
champ de glissements de terrain en suivant le flux des eaux souterraines. Dans les
trois conditions le déplacement se produit de manière significative dans le sable. Ce
qui montre l'amplification des locaux, qui est plus dangereux à cause de la présence
d'eau.
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Annexe A. la prevention
Les techniques de génie végétal utilisées pour la stabilisation des versants, ont
pour
avantages sleur capacité à améliorer à la fois la pente de colline ou la
stabilité flux et l'état écologique des sites (Mitsch, 1998), ce qui est revêt d'une
grande importance aujourd'hui. En raison de ces avantages environnementaux, ces
techniques ont gagné en popularité au cours des dernières décennies en dépit de
leurs origines antiques (Coppin et al, 1990;. Schiechtl, 1980; Donat, 1995; Gray
et Sotir, 1996; Jones et Hanna, 2004) , et ils sont
maintenant inclus dans
plusieurs manuels organisme (par exemple, l'USDA SCS, 1992;Allen et Leech,
1997; FISRWG, 1998; Lewis, 2000;. Lewis et al, 2001).
Une des techniques de bio ingénierie les plus couramment utilisées pour la
stabilisation des
pentes de
brosses. Fondamentalement,
terrassement, est
de
superposer
les
le « brosse marcottage » est une version plus
ancienne des techniques bien connues en terre armée, et elle consiste à placer les
boutures en direct ou des morceaux de brosse au fond de petits bancs excavés dans la
pente (Figure. 1).
Figure 1. Arrangement en Couches Brosse (Regione Lombardia, 2000)
Les boutures dépassent juste de la surface de la pente, où elles poussent des
bourgeons
et
des feuilles que
les
sédiments des
pluies d'intercepter le
ruissellement lent, et le filtre. Les tiges des boutures s'étendent dans le versant et,
comme les matériaux inertes classiques (par exemple, les géotextiles, geogrids et
des
soil
nailing),
elles
agissent
comme des
inclusions de
traction
ou
de renforts. Après plusieurs semaines ou mois, selon le climat et quand ils sont
plantés (au début ou à la fin de la période dormante), les boutures vivre
et brosses développent des racines le long de leurs tiges et d'augmenter leur action de
renforcement et de leur résistance à l'arrachement.
Dans de nombreux pays, des projets de stabilisation sont effectués (au début
ou à la fin de la période dormante) et vérifiés par des méthodes appropriées. Dans le
cas des techniques de bio ingénierie des sols, il n'est pas simple de définir une
méthode quantitative en raison de la difficulté à quantifier les effets des plantes et
des matériaux naturels. Dans le cas des couches de broussailles, cependant,
quelques tentatives intéressantes ont été réalisées (Florineth, 1994; Schuppener, 1999,
2001), mais une procédure de conception complète fait encore défaut.
A. En Indonésie
L'analyse numérique de la stabilité des pentes par Dwikorita Karnawati
(2006), a prouvé que le mouvement du sol sur les pentes avec une pente de plus de
45o est composé d'argile qui montent au-dessus de la brèche d'andésite se produit
parce qu'il est dominé par le contrôle des conditions géologiques, en particulier les
conditions de la stratigraphie de pente et les conditions géotechniques du sol ou des
roches qui composent la pente. La végétation (surtout lee Bambou et Pandan Wangi
(Figure 2.)) joue un rôle significatif dans le renforcement de la masse de terre ou de
roche contre le mouvement déclenché par des pluies sur les pentes de moins de
45o. Mais sur les pentes douces en d'argile(pente 15o), la culture du riz par l'irrigation
réduit significativement la stabilité des pentes, malgré la faiblesse de la pluviométrie
(20mm/jour).
(a)
(b)
Figure 2. (a) Bambou (b) Pandan Wangi
B. En Malaisie
Normaniza Osman, S.S. Barakbah (2010) au cours 2 ans, les parcelles de
végétation à
la pente
de Rimba Ilmu, Université
augmenté à
46 espèces
de
de
plantes, comprenant des
Malaya avait nettement
herbes, arbustes
et petits
arbres. L'étude implique également que L. leucocephala (Figure 3.) ne présente
une «végétation
ouverte» caractéristique
dans
laquelle il
permet l'afflux et
la
croissance des espèces végétales. Il soutient au milieu de la haute compétition pour
l'espace, des nutriments, l'eau et de lumière dans la communauté végétale. Ainsi, le
processus de succession naturelle est améliorée grâce à l'accroissement de la
biodiversité. Cette étude a montré que la biomasse de la végétation supérieure dans
une situation de culture mixte dans le domaine de L. leucocephala comme, l'usine
de succès a
accéléré
le
processus de
succession naturelle
via l'afflux d'autres
espèces. Dans la phase ultérieure de succession, de nouvelles espèces, par
exemple M. malabathricum,
croissance optimale
est
S.
indica et
comprise répond
D. linearis indica,
à
ce nouvel
conditions (Sebastia, 2004).
dont la
ensemble
de
,
Figure 3. L. leucocephala
Figure 4. Technique de Propagation des Végétaux du Microclimat de la
Profondeur Du Sol modifié Propice à la Croissance des Plantes
(Source : Normaniza, 2004)

stability of the slope in earthquake area thesis mohammad ihsan

Transcription

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