Étude de la stabilité sismique de trois talus naturels au québec

ADRIANA MARIA BUSTAMANTE

ÉTUDE DE LA STABILITE SISMIQUE DE TROIS TALUS

NATURELS AU QUÉBEC

Mémoire présenté

à la Faculté des études supérieures de l'Université Laval

dans le cadre du programme de maîtrise en génie civil

pour l'obtention du grade de maître des sciences (M.Se.)

DEPARTEMENT DE GENIE CIVIL

FACULTÉ DES SCIENCES ET GÉNIE

UNIVERSITÉ LAVAL

QUÉBEC

2010

Adriana Maria Bustamante Bedoya, 2010

A ma famille

RESUME

Ce travail, porte sur l'évaluation de la stabilité sismique de trois talus naturels

typiques de l'Est du Canada situés à proximité de cours d'eau. Le but poursuivi pour ce

travail est d'appliquer, comparer et évaluer les différentes méthodes de calcul de la stabilité

sismique des talus naturels.

Les principaux termes et concepts de base de la sismologie et les méthodes

d'analyses de stabilité de talus sont d'abord présentés. Ensuite, la sélection des sites

présentant une problématique de stabilité de pente a été effectuée (talus de Saint-Adelphe,

talus de Maskinongé et talus de Baie Saint-Paul). La compilation des données de

références, l'analyse de l'aléa sismique et la modélisation dynamique ont été réalisées sur

chacun des sites. Ces travaux ont étudié le comportement sismique de trois talus naturels et

ont permis de clarifier plusieurs aspects relatifs aux mécanismes de déformation des talus

sous sollicitations sismiques.

AVANT-PROPOS

Je tiens tout d'abord à remercier mon directeur de recherche, le professeur Denis

LeBoeuf, pour ses précieux conseils, ses critiques constructives, sa grande disponibilité

ainsi que sa patience et sa collaboration, qui ont mené à l'aboutissement de cette recherche.

Je remercie monsieur Jean-Robert Pierre, ingénieur de Hydro Québec et messieurs

Denis Demers et Pascal Locat, ingénieurs au ministère des Transports du Québec qui

m'ont fourni des documents très pertinents dans l'élaboration de cette recherche.

Je tiens aussi à remercier les étudiants du département, spécialement Mouez, pour son

soutien et son aide tout au long du projet et Alberto pour sa disponibilité et sa collaboration.

Enfin, je remercie mon conjoint Fabian et ma fille Valentina, ainsi que mes parents

Diego et Alba, mes frères José Marcel et Juan Pablo et ma sœur Maria Alejandra, pour

leurs soutiens, leurs conseils et leurs encouragements continus.

TABLE DES MATIERES

RESUME i AVANT-PROPOS '. ii TABLE DES MATIÈRES iii LISTE DES TABLEAUX vi LISTE DES FIGURES viii

CHAPITRE 1 - INTRODUCTION

1.1 PROBLÉMATIQUE 1 1.2 OBJECTIFS GÉNÉRAUX ET SPÉCIFIQUES 2 1.3 MÉTHODOLOGIE 3

CHAPITRE 2 - REVUE DE LITTÉRATURE

2.1 INTRODUCTION 4 2.2 HISTORIQUE 4 2.3 SISMOLOGIE 6

2.3.1 Ondes sismiques 6 2.3.1.1 Ondes de volume 6 2.3.1.2 Ondes de surface 7

2.3.2 Sismographe 8 2.3.3 Paramètres sismiques 12

2.3.3.1 Paramètres d'amplitude 12 2.3.3.2 Paramètres de fréquence 14 2.3.3.3 Période prédominante ("Predominant Period" - Tp) 17 2.3.3.4 Intensité Arias ("Arias Intensity" - Ia) 17 2.3.3.5 Intensité du spectre de réponse de vitesse ("Response Spectrum

Intensity" - SI) 18 2.3.4 Aléa sismique 18 2.3.5 Code National du Bâtiment Canadien 2005 20

2.4 GLISSEMENTS DE TERRAIN LORS DES SÉISMES 21 2.5 REVUE DES MÉTHODES DE CALCUL DE STABILITÉ 23

2.5.1 Méthodes de stabilité statique des pentes 23 2.5.2 Méthodes de stabilité pseudo-statique des pentes 26 2.5.3 Méthodes en déplacement 27 2.5.4 Méthodes numériques 29

2.6 ORGANISATION ET GESTION DES DONNÉES 29 2.7 CONCLUSION 32

CHAPITRE 3 - ANALYSE DU SITE DE SAINT - ADELPHE

3.1 INTRODUCTION 33 3.2 LOCALISATION ET DESCRIPTION DU SITE 33

m

3.3 DOCUMENTATION ET INVESTIGATIONS GÉOTECHNIQUES 36 3.4 DESCRIPTION DES CONDITIONS GÉOTECHNIQUES 39

3.4.1 Stratigraphie 39 3.4.2 Hydrogéologie 45 3.4.3 Paramètres du sol 47

3.5 PARAMÈTRES SISMIQUES 52 3.5.1 Séisme de Saguenay (25 novembre 1988) 52 3.5.2 Environnement sismique 53 3.5.3 Paramètres du mouvement sismique 53

3.5.3.1 Localisation du site 53 3.5.3.2 Calcul des paramètres sismiques .-. 55

3.6 ANALYSE DE LA STABILITÉ SISMIQUE 64 3.6.1 Introduction 64 3.6.2. Analyse pseudo-statique 64

3.6.2.1 Méthodologie 64 3.6.2.2 Réseau d'écoulement de l'eau souterraine (SEEP) 65 3.6.2.3 Analyse de la stabilité statique (SLOPE) 69 3.6.2.4 Analyse de la stabilité pseudo-statique (SLOPE) 70

3.6.3 Analyse de la stabilité sismique du talus 77 3.6.3.1 Ré-analyse du glissement de 1988 82

3.6.3.2 Analyse de la stabilité sismique du talus selon les paramètres du CNBC 2005( 1 :2 475 ans) 84

3.6.4 Évaluation rigoureuse du coefficient sismique K (Sarma, 1979) 89 3.7 CONCLUSIONS 91

CHAPITRE 4 - ANALYSE DU SITE DE MASKINONGÉ

4.1 INTRODUCTION 93 4.2 LOCALISATION ET DESCRIPTION DU SITE 93 4.3 DOCUMENTATION ET INVESTIGATIONS GÉOTECHNIQUES 96 4.4 DESCRIPTION DES CONDITIONS GÉOTECHNIQUES 99


4.5 PARAMÈTRES SISMIQUES 108 4.5.1 Environnement sismique 108 4.5.2 Paramètres du mouvement sismique 109

4.6 ANALYSE DE LA STABILITÉ SISMIQUE 118 4.6.1 Introduction 118 4.6.2 Analyse pseudo statique 119

4.6.2.1 Méthodologie 119 4.6.2.2 Réseau d'écoulement de l'eau souterraine (SEEP) 119 4.6.2.3 Analyse de la stabilité statique (SLOPE) 125 4.6.2.4 Analyse de la stabilité pseudo - statique (SLOPE) 128

4.6.3 Analyse de la stabilité sismique du talus 131 4.6.4 Réponse dynamique : signaux sismiques uniformes au spectre de

réponse 1 :2 475 ans 139

iv

4.7 CONCLUSIONS 141

CHAPITRE 5 - ANALYSE DU SITE DE BAIE ST-PAUL

5.1 INTRODUCTION 142 5.2 LOCALISATION ET DESCRIPTION DU SITE 142 5.3 DOCUMENTATION ET INVESTIGATIONS GÉOTECHNIQUES 144 5.4 DESCRIPTION DES CONDITIONS GÉOTECHNIQUES 147


5.5 PARAMÈTRES SISMIQUES 150 5.5.1 Environnement sismique 150 5.5.2 Paramètres du mouvement sismique 151

5.5.2.1 Localisation du site 152 5.5.2.2 Calcul des paramètres sismiques , 153

5.6 ANALYSE DE LA STABILITÉ SISMIQUE 160 5.6.1 Introduction 160 5.6.2 Analyse pseudo-statique 161

5.6.2.1 Méthodologie 161 5.6.2.2 Réseau d'écoulement de l'eau souterraine (SEEP) 161 5.6.2.3 Analyse de la stabilité statique (SLOPE) 164 5.6.2.4 Analyse de la stabilité pseudo-statique (SLOPE) 166

5.6.3 Analyse dynamique 1-D 172 5.7 CONCLUSIONS 180

CHAPITRE 6 - CONCLUSIONS 181

BIBLIOGRAPHIE 185

ANNEXE 1 : MÉTHODES D'ANALYSES PAR ÉQUILIBRE LIMITE 193 ANNEXE 2 : SYNTHÈSE DES LOGICIELS UTILISÉS 198 ANNEXE 3 : RÉSULTATS DE CALCUL DE L'ALÉA SISMIQUE SELON LE CNBC

2005 (FICHE TECHNIQUE) 202

LISTE DES TABLEAUX

TABLEAU

2.1 : Principales caractéristiques de l'histoire de traitement des séismes dans le CNBC 21

2.2 : Histoire de cas de certains tremblements de terre et glissements de terrain (Keefer, D. K, 2002) ....22

3.1 : Travaux réalisés sur le site de Saint-Adelphe 37 3.2 : Données piézométriques et gradients d'écoulement (tiré de : l'Ecuyer, 1998) 45 3.3 : Propriétés géotechniques des différentes couches du site de Saint-Adelphe 47 3.4 : Synthèse des résultats pour Saint-Adelphe 62 3.5 : Comparaison entre les mesures piézométriques et les valeurs calculées 69 3.6 : Analyse de la stabilité statique (K=0) par équilibre limite pour le site de

Saint-Adelphe, Section A-A' 69 3.7 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.05) par équilibre limite.

Site de Saint-Adelphe, Section A-A' 71 3.8 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.10) par équilibre limite.



Site de Saint-Adelphe, Section A-A' 72 3.11: Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.25) par équilibre limite.


Site de Saint-Adelphe, Section A-A' 72 3.13 : Résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique - Surface de rupture

circulaire - Méthode de Morgenstern Price 73 3.14 : Analyse de la stabilité pseudo - statique par la méthode S ARMA Site de

Saint-Adelphe, Section A-A' 76 3.15 : Caractéristiques des séismes utilisés pour le développement des signaux

synthétiques 78 3.16 : Caractéristiques des signaux sismiques utilisés pour le développement des

signaux synthétiques 78 3.17 : Amplification sismique au site de Saint Adelphe 84 4.1 : Travaux réalisés sur le site de Maskinongé (Données du MTQ) 97 4.2 : Propriétés géotechniques des différentes couches du site de Maskinongé 105 4.3 : Synthèse des résultats de Maskinongé 118 4.4 : Analyse de la stabilité statique (K=0) par équilibre limite pour le site de

Maskinongé, Section B-B' 125 4.5 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.05) par équilibre limite.

Site de Maskinongé, Section B-B' 128

VI

TABLEAU

4.6:

4.7:

4.8:

4.9:

4.10

4.11

4.12

4.13

4.14 5.1 5.2 5.3 5.4

5.5:

5.6:

5.7:

5.8:

5.9:

5.10

5.11 :

5.12

5.13

5.14

5.15

Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.10) par équilibre limite. Site de Maskinongé, Section B-B' 128 Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.15) par équilibre limite. Site de Maskinongé, Section B-B' 129 Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.20) par équilibre limite. Site de Maskinongé, Section B-B' 129 Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.25) par équilibre limite. Site de Maskinongé, Section B-B' 129 Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.30) par équilibre limite. Site de Maskinongé, Section B-B' 130 Analyse de la stabilité pseudo - statique par la méthode SARMA Site de Maskinongé, Section A-A' 131 Caractéristiques des séismes utilisés pour le développement des signaux synthétiques 132 Caractéristiques des signaux sismiques utilisés pour le développement des signaux synthétiques 132 Amplification sismique au site de Maskinongé 136 Travaux réalisés sur le site de Baie Saint-Paul 144 Propriétés géotechniques des différentes couches du site de Baie-Saint-Paul 149 Synthèse des résultats de Baie Saint-Paul 160 Analyse de la stabilité statique (K=0) par équilibre limite pour le site de Baie Saint-Paul, Section A-A' 164 Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.05) par équilibre limite. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A' 166 Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.10) par équilibre limite. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A' 166 Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.15) par équilibre limite. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A' 167 Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.20) par équilibre limite. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A' 167 Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.25) par équilibre limite. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A' 167

Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.30) par équilibre limite. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A' 168 Résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique - Surface de rupture circulaire - Méthode de Morgenstern Price 168 Analyse de la stabilité pseudo - statique par la méthode SARMA. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A' 172 Caractéristiques des séismes utilisés pour le développement des signaux synthétiques 173 Caractéristiques des signaux sismiques utilisés pour le développement des signaux synthétiques 173 Amplification sismique au site de Baie Saint-Paul 177

Vil

LISTE DE FIGURES

FIGURE

2.1 : Sismicité historique de la région de Charlevoix (Adams et al., 1999) 5 2.2 : Représentation schématique des ondes de volume (séismes et ondes sismiques

(TPE),2009 7 2.3 : Représentation schématique des ondes de surface (séismes et ondes sismiques

(TPE),2009) 8 2.4 : Sismographe vertical - Principe schématique (Dictionnaire visuel, 2009) 9 2.5 : Sismographe horizontal - - Principe schématique : mesure des deux

composantes horizontales orthogonales (Dictionnaire visuel, 2009) 9 2.6 : Les trois composantes de l'accélération du sol mesurées par une station

accélérométrique. (Camelbeeck, et al., 2003) 11 2.7 : Traitement du signal sismographe enregistrant l'accélération du séisme de

San Fernando, près de Los Angeles en 1971. (Parriaux, 2006) 13 2.8 : Décomposition spectrale (Parriaux, 2006) 15 2.9 : Répartition spectrale d'un séisme (Parriaux, 2006) 16 2.10 : Spectres de réponse à 5% d'amortissement pour la composante N,24 de

l'accélérogramme de Chicoutimi-Nord - Saguenay 1988 (Filiatrault, 1996) 17 2.11 : Forces considérées dans la méthode de Sarma 26 2.12 : Analyse pseudo-statique d'équilibre limite pour les charges sismiques 27 2.13 : Analogie entre une pente potentiellement instable et un bloc rigide sur un

plan incliné 28 2.14 : Graphique d'organisation et gestion des données pour les sites d'étude 31 3.1 : Localisation du glissement de Saint-Adelphe. (Base de Données

Topographiques du Québec (BDTQ), 1998) 35 3.2 : Photographie aérienne du glissement de Saint-Adelphe, (Lefebvre et al., 1992) 36 3.3 : Localisation approximative des sondages et des coupes stratigraphiques au

site de Saint-Adelphe 38 3.4 : Caractéristiques géotechniques du dépôt à Saint-Adelphe au droit du forage

F-l (Demers, 2007) 40 3.5 : Caractéristiques géotechniques du dépôt à Saint-Adelphe, forage 1

(Lefebvre et al., 1992) 41 3.6 : Coupe stratigraphique avec localisation des sondages du talus de

Saint-Adelphe à la section A-A' (Delisle et Leroueil, 2000) 42 3.7 : Profils au piézocône F-l et F-3 au site de Saint Adelphe (Demers, 2007) 43 3.8 : Profils au piézocône F-4 et F-5 au site de Saint Adelphe, (Demers, 2007) 44 3.9 : Topographie du site avant glissement (d'après Lefebvre et al., 1992) 46 3.10 : Profils au piézocône F-l et F-3 au site de Saint-Adelphe - Su en fonction de la

profondeur, (Demers, 2007) 49 3.11 : Profils au piézocône F-4 et F-5 au site de Saint Adelphe - Su en fonction de la

profondeur, F-4 et F-5 (Demers, 2007) 50 3.12 : Variation de l'accélération de pointe au roc avec la distance épicentrale

(données provenant de Munro et al., 1989) 52

V l l l .

FIGURE

3.13 : Carte des epicentres pour le centre du Québec 1638-2003 (données de Halchuk (2003), Communication personnelle) 53

3.14 : Localisation du site de Saint-Adelphe par rapport aux zones sismiques du modèle R (Régional) de la CGC 54

3.15 : Localisation du site de Saint Adelphe par rapport aux zones sismiques du modèle H (Historique) de la CGC 54

3.16 : Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle R avec le logiciel Ez-frisk 56

3.17 : Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle H avec le logiciel Ez-frisk 56

3.18 : Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques selon le Modèle R 57

3.19 : Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques selon le Modèle H 58

3.20 : Spectre d'aléa uniforme (UHS) pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle R 59

3.21 : Spectre d'aléa Uniforme (UHS) pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle H , 59

3.22 : Désagrégation du risque sismique pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle R 60

3.23 : Désagrégation du risque sismique pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle H 61

3.24 : Maillage et conditions aux limites utilisées dans le modèle de calcul avec prise en compte des conditions piézométriques du talus de Saint - Adelphe (section A-A') 66

3.25 : Écoulement souterrain dans la pente modélisée par SEEP/W pour des conditions piézométriques (Section A-A') 67

3.26 : Lignes équi-pression dans la pente modélisée par SEEP/W pour des conditions piézométriques (Section A-A') 68

3.27 : Résultat de l'analyse statique à court terme (Morgenstern-Price) Section A-A' 70 3.28 : Résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique (Méthode de Morgenstern-

Price) 73 3.29 : Résultat de l'analyse pseudo-statique (Ky = 0.097) - court terme - Morgenstern-

Price - Section A-A' 74 3.30 : Coefficient de sécurité pour la Méthode SARMA - Rupture non circulaire -

talus complet circulaire - Court terme (Section A-A', calcul avec STABLE) 75 3.31 : Plan de rupture observé vs calculé 76 3.32 : Site de Saint-Adelphe: Ajustement du signal S08L (Saguenay, 25 novembre

1988) au spectre de réponse 2% en 50 ans 79 3.33 : Accélérogramme S08L (séisme du Saguenay, 25 novembre 1988) ajusté au

spectre 2% en 50 ans (modèle R) 79 3.34 : Site de Saint-Adelphe: Ajustement du signal S3-270 (Nahanni, 23 décembre

1985) au spectre de réponse 2% en 50 ans 80

IX

FIGURE

3.35 : Accélérogramme S03-270 (séisme du Nahanni, 23 décembre 1985) ajusté au spectre 2% en 50 ans (modèle R) 80

3.36 : Site de Saint-Adelphe: Ajustement du signal S17L (Saguenay, 25 novembre 1988) au spectre de réponse 2% en 50 ans 81

3.37 : Accélérogramme SAG17L (séisme du Saguenay, 25 novembre 1988) ajusté au spectre 2% en 50 ans (modèle R) 81

3.38 : Résultats des calcules dynamiques 1-D. Signaux naturels du Saguenay 83 3.39 : Spectres de réponse au roc - Amax (roc)=0,08 g (Modèle R) 85 3.40 : Fonction de transfert entre le roc et la surface du dépôt - Amax (roc)=0,08 g

(Modèle R) 85 3.41 : Profils d'accélération en fonction de la profondeur - Amax = 0,08 g (Modèle R) 86 3.42 : Profils de déformation effective en fonction de la profondeur - Amax(roc)

= 0,08 g (Modèle R) 86 3.43 : Résultats des calculs dynamiques 1-D. Signaux conformes au spectre UHS 1 :

2 475 ans : 88 3.44 : Calcul du coefficient sismique rigoureux K par la méthode décrite par Sarma

(1979) 90 3.45 : Résultats de calcule du coefficient sismique limite (ky) par la méthode décrit

pour Makdigi( 1977) 91 4.1 : Carte de localisation générale de la région de Maskinongé

(Demers et al., 1999) 94 4.2 : Localisation des différents glissements récents dans la région de

Maskinongé (Demers et al., 1999) 94 4.3 : Localisation du glissement de Maskinongé (Base de Données Topographiques

du Québec (BDTQ), 1999) 95 4.4 : Localisation approximative des sondages et des coupes stratigraphiques au site

de Maskinongé 98 4.5 : Caractéristiques géotechniques du dépôt de Maskinongé au droit du forage F-

34, (Demers et al., 1999) Coupe A - A ' 100 4.6 : Profil au piézocône au site de Maskinongé, CPTU 7 (Demers, 2007) 101 4.7 : Coupe stratigraphique avec localisation des sondages du talus de Maskinongé à

la section B-B'(Demers et al., 1999) 102 4.8 : Données piézométriques près du glissement de 1990 (les lignes cassées

renseignent sur les dates dans lesquels les glissements se sont produits), Demers étal. 1999 104

4.9 : Profils au piézocône au site de Maskinongé, CPTU 7 Coupe A-A (Demers, 2007) 107

4.10 : Carte des epicentres pour le centre du Québec 1638-2003 - Localisation du site de Maskinongé (données de Halchuk (2003), Communication personnelle) 108

4.11: Localisation du site de Maskinongé par rapport aux zones sismiques du modèle Régional de la CGC 110

4.12 : Localisation du site de Maskinongé par rapport aux zones sismiques du modèle Historique de la CGC 110

4.13 : Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Maskinongé selon le Modèle R avec le logiciel Ez-Frisk 111

FIGURE

4.14: Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Maskinongé selon le Modèle H avec le logiciel Ez-Frisk 112

4.15 : Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques de Maskinongé selon le Modèle R 113

4.16 : Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques de Maskinongé selon le Modèle H 113

4.17 : Spectre d'aléa uniforme pour le site de Maskinongé selon le Modèle R 114 4.18 : Spectre d'aléa Uniforme pour le site de Maskinongé selon le Modèle H 115 4.19: Désagrégation du risque sismique pour le site de Maskinongé selon le Modèle

R 116 4.20 : Désagrégation du risque sismique pour le site de Maskinongé selon le Modèle

H 116 4.21 : Maillage et conditions aux limites utilisées dans le modèle de calcul avec prise

en compte des conditions piézométriques au printemps pour le talus de Maskinongé (section B-B') 121

4.22 : Écoulement souterrain dans la pente modélisée par SEEP/W pour des conditions piézométriques de printemps (Section B-B') 122

4.23 : Maillage et conditions aux limites utilisées dans le modèle de calcul avec prise en compte des conditions piézométriques en été pour le talus de Maskinongé (section B-B') 123

4.24 : Écoulement souterrain dans la pente modélisée par SEEP/W pour des conditions piézométriques d'été (Section B-B') 124

4.25 : Résultat de l'analyse statique à court terme, printemps (Morgenstern-Price) Section B-B' 126

4.26 : Résultat de l'analyse statique à long terme, printemps (Morgenstern-Price) Section B-B' 127

4.27 : Coefficient de sécurité pour la Méthode SARMA - Rupture non circulaire -talus complet circulaire- conditions du printemps (Section B-B', calcul avec STABLE) 131

4.28 : Site de Maskinongé: Ajustement du signal SAG08L (Saguenay, 25 novembre 1988) au spectre de réponse 2% en 50 ans 133


4.30 : Site de Maskinongé: Ajustement du signal S03L (Nahanni, 23 décembre 1985) au spectre de réponse 2% en 50 ans 134

4.31 : Accélérogramme S03L (séisme du Nahanni, 23 décembre 1985) ajusté au spectre 2% en 50 ans (modèle R) 134

4.32 : Site de Maskinongé: Ajustement du signal S17L (Saguenay, 25 novembre 1988) au spectre de réponse 2% en 50 ans 135


4.34 : Spectres de réponse au roc - Amax (rock)=0,19 g (Modèle R) 137 4.35 : Fonction de transfert entre le roc et la surface du dépôt - Amax (roc)=0,19 g

(Modèle R) 137

XI

FIGURE

4.36 : Profils d'accélération en fonction de la profondeur - Amax = 0,19 g (Modèle R) 138 4.37 : Profils de déformation effective en fonction de la profondeur - Amax(roc) = 0,19

g (Modèle R) 138 4.38 : Résultats des calcules dynamiques 1-D. Signaux conformes au spectre UHS 1 :

2 475 ans 140 5.1 : Localisation du site d'étude à Baie Saint-Paul. (Base de Données

Topographiques du Québec (BDTQ), 1999) 143 5.2 : Localisation approximative des sondages et des coupes stratigraphiques au site

de Baie Saint-Paul 146 5.3 : Coupe stratigraphique avec localisation des sondages du talus de Baie Saint-

Paul section A-A' (LeBoeuf, 2004) 148 5.4 : Carte des epicentres pour le centre du Québec 1638-2003 - Localisation du site

de Baie Saint-Paul 151 5.5 : Localisation du site de Baie Saint-Paul par rapport aux zones sismiques du

modèle Régional de la CGC 152 5.6 : Localisation du site de Baie Saint-Paul par rapport aux zones sismiques du

modèle Historique de la CGC 153 5.7 : Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Baie Saint-Paul selon le

Modèle R 154 5.8 : Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Baie Saint-Paul selon le

Modèle H 154 5.9 : Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques de

Baie Saint-Paul selon le Modèle R 155 5.10 : Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques de

Baie Saint-Paul selon le Modèle H 156 5.11 : Spectre d'aléa uniforme pour le site de Baie Saint-Paul selon le Modèle R 157 5.12 : Spectre d'aléa uniforme pour le site de Baie Saint-Paul selon le Modèle H 157 5.13 : Désagrégation du risque sismique pour le site de Baie Saint-Paul selon le

Modèle R 158 5.14 : Désagrégation du risque sismique pour le site de Baie Saint-Paul selon le

Modèle H 159 5.15 : Maillage et conditions aux limites utilisés dans le modèle de calcul avec prise en

compte des conditions piézométriques du talus de Baie Saint-Paul (section A-A') 162

5.16 : Écoulement souterrain dans la pente modélisé par SEEP/W pour des conditions piézométriques (Section A-A') 163

5.17: Résultat de l'analyse statique à court terme (Morgenstern-Price) -Section A-A' 165

5.18 : Résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique (Méthode de Morgenstern-Price) 169

5.19 : Résultat de l'analyse pseudo-statique (Ky = 0.114) - court terme - Morgenstern-Price, Section A-A' 170

5.20 : Coefficient de sécurité pour la Méthode SARMA - Rupture non circulaire -talus complet circulaire - Court terme (Section A-A', calcul avec STABLE) 171

Xll

FIGURE

5.21 : Site de Baie Saint-Paul: Ajustement du signal SAG08L (Saguenay, 25 novembre 1988) au spectre de réponse 2% en 50 ans 174


5.23 : Site de Baie Saint-Paul: Ajustement du signal S03L (Nahanni, 23 décembre 1985) au spectre de réponse 2% en 50 ans 175

5.24 : Accélérogramme S03L (séisme du Nahanni, 23 décembre 1985) ajusté au spectre 2% en 50 ans (modèle R) 175

5.25 : Site de Baie Saint-Paul: Ajustement du signal S17L (Saguenay, 25 novembre 1988) au spectre de réponse 2% en 50 ans 176


5.27 : Spectres de réponse au roc - Amax (roc)=0,08 g (Modèle R) 178 5.28 : Fonction de transfert entre le roc et la surface du dépôt - Amax (roc)=0,19 g

(Modèle R) 178 5.29: Profils d'accélération en fonction de la profondeur - Amax = 0,19 g (Modèle

R) 179 5.30 : Profils de déformation effective en fonction de la profondeur - Amax(roc) = 0,19

g (Modèle R) 179

X l l l

CHAPITRE 1

INTRODUCTION

1.0 INTRODUCTION

1.1 PROBLÉMATIQUE

De nombreux cas ont montré que les tremblements de terre, peuvent avoir des

conséquences indirectes désastreuses comme les glissements de terrain (ex. tremblement de

terre de Chi-Chi en 1999, approximativement 22 000 glissements de terrain ; tremblement

de terre de Northridge en 1994, approximativement 11 000 glissements de terrain; etc.).

Ils peuvent provoquer des dommages importants aux ouvrages, constructions et parfois

causer des victimes. Alors, on constate l'existence d'une problématique à l'échelle

mondiale des glissements de terrain causés par les séismes.

Le Québec n'échappe pas aux tremblements de terre. Durant ces dernières années,

des recherches appliquées en génie parasismique montrent que la province de Québec est

localisée dans une zone à sismicité modérée à forte (catalogue canadien des tremblements

de terre), de plus, la province du Québec est une des régions à plus haut risque sismique en

Amérique du Nord.

Cependant, l'étude du comportement dynamique de talus naturels dans l'Est du

Canada a fait l'objet de relativement peu d'études jusqu'à maintenant (Thèses de

N. L'Ecuyer (1998); M. Martineau (1986)), entraînant de cette façon, un ralentissement du

développement de l'expertise dans le domaine de risque sismique au Québec.

Toutefois, depuis quelques années, certaines institutions ont concrétisé leur

intension de s'impliquer de façons proactive en matière de gestion des risques naturels.

Dans les dernières années, le service de la géotechnique et de la géologie du Ministère de

Transport du Québec (Section des mouvements de terrains) s'est intéressé à la gestion des

problèmes de stabilité de pentes et des risques de glissement de terrains. À l'issue de cette

recherche, le MTQ a réalisé des cartes de zonage des secteurs exposés aux glissements de

terrain, cependant il ne considère pas spécifiquement dans ces cartes les aspects

dynamiques. Dans le même contexte, Hydro Québec a confié en 2004 au professeur Denis

LeBoeuf un mandat sur l'étude de la stabilité sous sollicitations sismiques des pentes

proche de pylônes de transport au site de Baie St Paul

(LeBoeuf, 2004).

1.2 OBJECTIFS GÉNÉRAUX ET SPÉCIFIQUES

Les objectifs généraux de cette étude sont :

1. Étudier et évaluer la stabilité sismique de trois talus naturels typiques de l'Est du

Canada situés à proximité de cours d'eau :

> Saint-Adelphe : talus argileux et site d'un glissement en 1988

> Maskinongé : talus argileux

> Baie Saint-Paul : talus sablo-argileux

2. Comparer et évaluer les différentes méthodes de calcul de la stabilité sismique

des talus.

Pour le site de Saint-Adelphe, les objectifs spécifiques de l'étude sont :

1. Réanalyse du glissement de 1988.

Pour atteindre cet objectif, la démarche adoptée est la suivante :

a. Compilation/synthèse des données et études

b. Modèle géotechnique du site (stratigraphie, paramètres mécaniques statiques

et dynamiques)

c. Réanalyse du glissement de St-Adèlphe:

> Analyse pseudo-statique

> Analyse dynamique 1-D (profils au piézocône)

2. Analyse de la stabilité sismique pour un séisme 1 : 2 475 ans (CNBC, 2005) et

Analyse de l'aléa sismique

3. Procéder à un calcul rigoureux du coefficient sismique K par la procédure de Sarma

(1979)

Les objectifs spécifiques de l'étude de Maskinongé sont

a. Analyse de l'aléa sismique

b. Analyse de la stabilité pseudo-statique

c. Analyse de la stabilité dynamique (1-D)

Les objectifs spécifiques de l'étude de Baie Saint-Paul sont

a. Analyse de l'aléa sismique

b. Analyse de la stabilité pseudo-statique

c. Analyse de la stabilité dynamique (1-D)

1.3 MÉTHODOLOGIE

La méthodologie employée pour la réalisation de la recherche est la suivante :

1. Revue de la littérature concernant les concepts de base de la sismologie et

les méthodes d'analyses de stabilité de talus.

2. Sélection des sites présentant une problématique de stabilité de pente (talus

de Saint-Adelphe, talus de Maskinongé et talus de Baie Saint-Paul).

3. Pour chacun des sites, la démarche suivante est suivie :

> Compilation des données de références.

> Analyse de l'aléa sismique.

> Analyse des données.

> Modélisation dynamique (stabilité et propagation des ondes sismiques).

4. Analyse et évaluation des résultats.

5. Conclusions.

CHAPITRE 2 REVUE DE LITTERATURE

2.1 INTRODUCTION

Le but de ce chapitre est de présenter les principaux termes et concepts de base de la

stabilité sismique des pentes. La revue de littérature présente quelques histoires de cas de

tremblements de terre dans différentes régions. Il y'aura lieu de décrire les concepts

concernant les glissements de terrain déclenchés par des tremblements de terre. Il y'aura

lieu également d'expliquer les méthodes d'analyse de stabilité des pentes. Il y'aura lieu

éventuellement de décrire les différentes méthodes et outils utilisés dans ces analyses.

2.2 HISTORIQUE

Les tremblements de terre se produisent presque sans interruption autour du monde.

Ils constituent une cause importante de glissements de terrain dans de nombreux endroits

du monde. D'importants glissements provoqués par des séismes ont été documentés

pendant des milliers d'années, les premiers qui ont été enregistrés sont les glissements qui

ont eu lieu dans les rivières Lui et Yi dans la province de Hunan en Chine en 1967 A.C.

(Xue-Cai et An-ning, 1986). Pendant le XXe siècle, des glissements provoqués par des

séismes ont engendré des dizaines de milliers de décès et des milliards de dollars de pertes

économiques (Keefer, 1984).

Au Canada, les tremblements de terre se produisent généralement dans les régions

des Rocheuses, le long de la côte Ouest, l'Est du Canada, et le long du littoral Atlantique.

Dans les autres régions du pays, les tremblements de terre sont inhabituels et leurs

magnitudes sont peu élevées (voir Adams et Halchuk, 2003).

Dans l'Est du Canada, il se produit chaque année approximativement 450

tremblements de terre, parmi lesquels, environ quatre (4) dépassent la magnitude 4 et

environ trente (30) dépassent la magnitude 3. Chaque décennie, trois séismes à peu près

dépassent la magnitude 5. La zone sismique de Charlevoix, est la plus active de cette

région de l'Est du Canada (Adams et al., 1999; Adams et Halchuk, 2003).

La plupart des séismes présentés dans la zone sismique de Charlevoix sont produits

sous le fleuve Saint-Laurent, entre le comté de Charlevoix sur la rive Nord et le comté de

Kamouraska sur la rive Sud. La figure 2.1, montre la sismicité historique de cette région.

Sismicité Historique Jaune: < 1900 Orange: 1900 - 1964 Rouge. 1065-1999

Incertitude +A 50km +A 25km +/- 10km

•2.5 _s M < 3 . 0 ° M ï t 3 . 0 O M _ > 4 . 0 O M î _ . 5 . 0 O M * 6 . 0

Figure 2.1 - Sismicité historique de la région de Charlevoix (Adams et al., 1999)

2.3 SISMOLOGIE

Cette section présente les concepts de base de la sismologie nécessaire à la

compréhension du phénomène de tremblement de terre.

2.3.1 Ondes sismiques

Les ondes sismiques sont des ondes élastiques pouvant traverser un milieu sans le

modifier, elles se propagent dans toutes les directions à partir du foyer. L'onde sismique

provoque un déplacement minime de chaque particule minérale qui oscille autour de sa

position d'équilibre. On distingue deux types d'ondes, les ondes de volume et les ondes de

surface.

2.3.1.1 Ondes de volume

Les ondes de volume traversent la Terre, leur vitesse de propagation dépend du

matériau traversé. Ces ondes augmentent avec la profondeur. On distingue les ondes P

(ondes primaires), et les ondes S (ondes secondaires). La figure 2.2 montre ces deux ondes

de volume.

> Ondes P

Ces ondes sont les plus rapides, elles sont les premières à être enregistrées sur un

sismogramme pour un sismographe. Ce sont des ondes longitudinales ou de

compression. Au moment de leur passage, et parallèlement à la direction de leur

propagation, le sol subit des compressions et des dilatations successives (Fig. 2.2).

> Ondes S

Ces ondes sont les plus destructives. Elles arrivent quelques secondes après les

ondes P. Elles sont des ondes de cisaillement ou transversales. Il est à noter que ces

ondes ne se propagent pas dans les milieux liquides.

Ondes P

Ondes de volume

i Ondes S

MMeu non perturbé

Origine de l'onde

Figure 2.2 - Représentation schématique des ondes de volume (séismes et ondes sismiques (TPE), 2009)

2.3.1.2 Ondes de surface

Comme leur nom l'indique, les ondes de surface se propagent parallèlement à la

surface. Elles sont moins rapides que les ondes de volume. On peut distinguer, l'onde de

Love et l'onde de Rayleigh. La figure 2.3 montre les ondes de surface.

> Ondes de Love

Le déplacement des ondes de Love est principalement le même que celui des ondes

S sans mouvement vertical. Ces ondes provoquent une vibration horizontale, ce sont des

ondes de grande amplitude.

> Ondes de Rayleigh

Ces ondes ont un déplacement complexe, il s'agit d'un mouvement elliptique à la

fois vertical et horizontal. Les vibrations produites par cette onde durent plusieurs minutes.

Cette onde est enregistrée sur les trois composantes du sismomètre.

Milieu non perturbé

OndesL

I ' ' ' ' ' ' ' t ' , l ' ' ' ' ' 1 H " ' ' ' ' , , ' » l ' ' ' ' ' ' > ' » ' t l ' » l ' ' ' l l l r

r»„ -, ' M A Oscillations dans un plan perpendiculaire _^ I_I I I_M______________II_. Un aes ae à l a direction de propagation ^ ^ t ^ e ^ B ^ e ^ e ^ e ^ ^ » ^ surface

i Milieu non perturbé

OndesR

Oscillations dans un plan vertical avec un mouvement elliptique des particules

Figure 23 - Représentation schématique des ondes de surface (séismes et ondes sismiques (TPE), 2009)

Lors d'un séisme, les ondes sismiques se succèdent et se superposent sur les

enregistrements des sismomètres qui enregistrent les arrivées successives de

différents trains d'ondes.

2.3.2 Sismographe

Les sismographes enregistrent les tremblements de terre. Ils captent les vibrations

occasionnées par la cassure de la croûte terrestre. Les sismographes sont composés d'une

masse pesante qui reste à peu près immobile quand le boîtier de l'appareil vibre avec le sol.

Pour obtenir, les trois composantes du mouvement, il est nécessaire d'enregistrer trois

directions différentes (en général, une direction verticale, et deux directions horizontales

perpendiculaires), voir figure 2.4 et figure 2.5.

Figure 2.4 - Sismographe vertical - Principe schématique (Dictionnaire visuel, 2009)

Figure 2.5 - Sismographe horizontal Principe schématique : mesure des deux composantes horizontales orthogonales (Dictionnaire visuel, 2009)

Il y a trois types de sismographes, les sismographes à courtes périodes, les

sismographes à longues périodes et les sismographes pour fortes secousses.

Les sismographes à courtes périodes sont des instruments sensibles aux ondes

sismiques qui vibrent plusieurs fois par seconde (T = 1/5 à 1 sec, vitesse

d'enregistrement=15 à 100 sec); ils sont utilisés pour enregistrer des tremblements de terre

locaux.

Les sismographes à longues périodes enregistrent des séismes éloignés, ils

répondent à des ondes de plus basse fréquence (T = 15 à 100 sec, vitesse d'enregistrement

= 0.25 mm/sec).

Les sismographes pour fortes secousses (accélérographes) enregistrent uniquement

les chocs les plus forts. Ils ne fonctionnent pas de façon continue, ces appareils sont mis en

marche par des mouvements violents du sol.

Le traitement du signal est fait en utilisant les fonctions temporelles (accélération,

vitesse, déplacement) et en faisant l'analyse spectrale des vibrations.

Le signal primaire est soit la vitesse, soit l'accélération du sol. Ce signal réalise

l'objet d'un traitement permettant de donner une réponse plus élaborée sur le phénomène.

L'accélérogramme, est la courbe de l'accélération en fonction du temps. La figure 2.6

montre un exemple des trois composantes de l'accélération du sol mesurées par une station

accélérométrique.

10

0.1 n

x (atcue»)

0.1 —,

c o

«5 0.0 —

a i —■

YfrforOSUd)

0.1

Z(\fertic_i_)

*m}xent;,»teeyie. wxeeeteeéjeteetxeexmetemxm

7:45:16 7:46.24 7:45:40

Figure 2.6 Signaux accélérométriques typiques : Les trois composantes de l'accélération du sol mesurées par une station accélérométrique. (Camelbeeck, et al., 2003)

11

2.3.3 Paramètres sismiques

Les paramètres sismiques des terrains sont indispensables pour décrire les

caractéristiques importantes du tremblement de terre. Les paramètres les plus

régulièrement utilisés sont :

> Paramètres d'amplitude

> Paramètres de fréquence

> Période prédominante

> Intensité Arias

2.3.3.1 Paramètres d'amplitude

La manière la plus courante pour décrire un tremblement de terre est une fonction

de temps. Les paramètres de mouvement peuvent être l'accélération, la vitesse ou le

déplacement. Typiquement, seulement un de ces paramètres est mesuré directement, les

autres sont obtenus à partir de l'intégration et/ou differentiation. La figure 2.7 montre le

traitement du signal sismographe enregistrant l'accélération du séisme de San Fernando,

près de Los Angeles en 1971. La fonction temporelle de la vitesse est déduite par une

première intégration de l'accélérogramme. Une deuxième intégration, permet d'obtenir le

déplacement du sol.

12

r |r.v'|

• . _ _ _ . _ ! .JWMIIMIIAJLAJ

!_•%* Mlt_f««TI_h

5 .

te

Vfm'VTvw^

Figure 2.7 - Traitement du signal sismographe enregistrant l'accélération du séisme de San Fernando, près de Los Angeles en 1971. (Parriaux, 2006)

> Accélération de pointe ("Peak Acceleration" - Amax)

L'accélération de pointe (Amax) est la valeur maximale de l'accélération qui est

obtenue à partir d'un enregistrement dans une direction donnée (deux directions

horizontales et une direction verticale).

Généralement, le paramètre d'amplitude le plus utilisé d'un tremblement de terre

particulier est l'accélération de pointe horizontale. Dans la pratique, on distingue

l'accélération de pointe au roc (APR) et l'accélération de pointe à la surface (APS).

L'accélération de pointe horizontale pour une composante donnée du mouvement est

simplement la plus grande valeur (absolue) de l'accélération horizontale obtenue à partir de

l'accélérogramme de cette composante. Les accélérations horizontales sont employées

pour décrire des mouvements de terrains en raison de leur rapport direct avec les forces

d'inertie. En effet, les plus grandes forces dynamiques induites dans certains types de

structures sont étroitement liés à l'accélération de pointe horizontale. L'accélération de

pointe horizontale peut être également corrélée avec l'intensité du tremblement de terre.

13

Les mouvements de sol dont les accélérations de pointe sont élevées sont

généralement (mais pas toujours) plus destructifs que les mouvements de sol associés à des

accélérations de pointe inférieures. Une accélération de pointe très élevée qui ne dure

qu'une courte période peut causer de légers dégâts à plusieurs structures. Bien que,

l'accélération de pointe soit un paramètre très utile, elle ne fournit aucune information sur

le contenu fréquentiel ou la durée du mouvement, par conséquent elle doit être complétée

par des informations supplémentaires pour caractériser exactement un mouvement de

terrain.

> Vitesse de pointe ("Peak Velocity" - Vmax)

La vitesse de pointe (Vmax) est la valeur maximale de la vitesse obtenue à partir d'un

enregistrement dans une direction donnée parmi deux horizontales orthogonales et une

verticale. La vitesse de pointe est un autre paramètre utile pour la caractérisation de

l'amplitude du mouvement de terrain. Puisque la vitesse est moins sensible aux

composantes du mouvement de terrain aux plus hautes fréquences, la vitesse de pointe est

ainsi utilisée pour caractériser l'amplitude du mouvement de terrain aux fréquences

intermédiaires.

> Déplacement de pointe ("Peak displacement" - Dmax)

Le déplacement de pointe (Dmax) est la valeur maximale du déplacement obtenue à

partir d'un enregistrement dans une direction donnée parmi deux horizontales orthogonales

et une verticale. Le déplacement de pointe est généralement associé aux fréquences

inférieures des composantes d'un tremblement de terre. Cependant, il est souvent difficile

d'en déterminer avec exactitude, en raison du bruit de longue période. En conséquence, le

déplacement de pointe est moins utilisé que l'accélération de pointe et la vitesse de pointe

pour mesurer les mouvements du terrain.

2.3.3.2 Paramètres de fréquence

La réponse dynamique des sols est très sensible aux fréquences qui l'affectent. Le

contenu de fréquentiel décrit l'amplitude d'un mouvement de terre en termes de distribution

14

de différentes fréquences. Puisque le contenu fréquentiel d'un tremblement de terre

influencera les effets de ce mouvement, la caractérisation du mouvement ne peut pas être

accomplie sans la considération de son contenu fréquentiel.

> Spectre de Fourier C Fourier Spectra")

La composition spectrale d'un séisme aide à déterminer les vibrations dominantes

qui développent la plupart des secousses enregistrées. Pour le contenu spectral du signal

sismique, l'accélérogramme enregistré est soumis à une décomposition de Fourier. Cette

démarche considère une sinusoïde de longueur d'onde, d'amplitude et de déphasage choisis

à priori. Une corrélation entre cette fonction théorique et la fonction expérimentale est

choisie. On doit trouver une corrélation qui convienne. Après, on doit trouver une autre

fonction sinusoïdale qui explique le mieux le résidu entre la première sinusoïde et la courbe

expérimentale. Le calcul est complet quand la somme des sinusoïdes retenues corrèle

suffisamment avec la courbe réelle (figure 2.8).

tHO U l f . f B I K i K V M M I 'HI«r iK»>»Ar f l t lM. .VIU | .

MWnifv»!

Figure 2.8 - Décomposition spectrale (Parriaux, 2006)

15

Ainsi, un diagramme spectral est obtenu dans lequel la vibration est répartie de

façon homogène, en fonction de la fréquence. Un spectre de Fourier permet de distinguer

les fréquences prédominantes (Figure 2.9).

-np;,i-*ie

I II II

«prcirc dr Fooncf

\ ' ^ y - »

; <, ri»i

Figure 2.9 - Répartition spectrale d'un séisme (Parriaux, 2006)

> Spectre de réponse ("Response Spectra")

Le spectre de réponse est une courbe représentant le maximum de déplacement, de

vitesse ou d'accélération en fonction de la période de vibration d'un système à 1 degré de

liberté excité par le tremblement de terre (Figure 2.10). Les spectres de réponse peuvent

être déterminés pour n'importe quel niveau d'amortissement (i.e. phénomène de dissipation

d'énergie sous forme de chaleur, ayant pour conséquence un décroissement de l'amplitude

d'oscillation) au sein du système structural. Généralement, un amortissement de 5% est

utilisé pour les spectres de réponse.

16

Figure 2.10 - Spectres de réponse à 5% d'amortissement pour la composante N,24 de l'accélérogramme de Chicoutimi-Nord - Saguenay 1988 (Filiatrault, 1996)

2.3.3.3 Période prédominante C Predominant Period' - Tp)

La période prédominante est définie comme la période de vibration correspondant à

la valeur maximale du spectre d'amplitude de Fourier. Généralement, la période

prédominante est obtenue à partir d'un faible spectre pour éviter l'influence anormale des

différentes transitions du spectre d'amplitude de Fourier.

2.3.3.4 Intensité Arias Carias Intensity" - Ia)

L'intensité Arias est un paramètre du mouvement sismique défini comme étant

l'intégrale du carré de l'accélération par rapport au temps. L'intensité Arias a été définie

par Arias (1970) comme suit :

17

00

la=^-\a(tfdt [2.1] 2 S o

où, Ia est l'intensité Arias exprimée dans les unités de la longueur par le temps, a(t)

est l'accélération en fonction du temps du même ordre de grandeur que g, avec g :

l'accélération gravitationnelle. L'intensité Ia permet de quantifier le potentiel destructeur

d'un séisme.

2.3.3.5 Intensité du spectre de réponse de vitesse Ç Response Spectrum

Intensity" - SI)

L'intensité du spectre de réponse de vitesse est l'aire sous le spectre de réponse en

pseudo-vitesse entre les périodes de 0.1 s et 2.5 s. L'intensité du spectre de réponse de

vitesse est définie comme : 2.5

SI(e)= jPSV(e,T)dT [2.2] 01

Elle peut être calculée pour n'importe quelle constante d'amortissement structurale

(généralement 5%). Elle décrit des aspects importants de l'amplitude et du contenu

fréquentiel dans un simple paramètre.

2.3.4 Aléa sismique

Les aléas sismiques sont des phénomènes bien particuliers prenant lieu à la suite

d'une secousse sismique. Les aléas sismiques les plus importants sont décrits ci-dessous.

> Liquéfaction

Le phénomène de liquéfaction des sols se produit quand la résistance du sol est

réduite, souvent rigoureusement, au point où il ne peut pas soutenir des structures ou rester

stable. Puisqu'elle se produit seulement dans les sols saturés, on observe généralement la

liquéfaction près des fleuves, des cours d'eau et d'autres eaux superficielles (Kramer,

1996).

18

Dans certaines conditions de sollicitations dynamiques, certains sols, notamment

des sables fins saturés d'eau peuvent perdre toute portance par annulation des contraintes

effectives (i.e. a' - a-u ~ 0). Les pertes de résistance, par exemple, peuvent se produire

quand la résistance du sol chute au-dessous du niveau requis pour maintenir la stabilité au

repos. Les pertes de résistance sont donc provoquées par les forces statiques de la gravité

et peuvent produire des mouvements très importants. Les pertes de résistance ont causé

l'effondrement et l'écoulement des barrages en terre et d'autres pentes, et la perte des

fondations (Kramer, 1996).

> Glissements de terrain

Souvent, les forts tremblements de terre peuvent provoquer des glissements de

terrain et des chutes de blocs par modification des conditions de l'équilibre géotechnique.

Ainsi un versant en situation statique peut se trouver en déséquilibre sous sollicitation

dynamique (séisme). Dans un certain nombre de cas d'infortuné, les glissements induits par

le tremblement de terre ont enterré des villes et villages entiers. Particulièrement, ces

glissements induits par les tremblements de terre provoquent des dommages en détruisant

des bâtiments, des ponts et d'autres constructions. Parmi ces glissements, plusieurs sont le

résultat du phénomène de liquéfaction, mais d'autres représentent simplement l'instabilité

de pentes qui étaient marginalement sous conditions statiques stables.

> Tsunamis

Les séismes, s'ils se produisent dans la mer ou à proximité de la côte, peuvent être à

l'origine de raz-de-marée ou tsunamis. La plus importante caractéristique d'un tsunami est

sa capacité à se propager à travers un océan entier. Des côtes situées à des milliers de

kilomètres de l'épicentre peuvent être frappées, et de manière très meurtrière et

dévastatrice.

19

2.3.5 Code National du Bâtiment Canadien 2005

Au Canada, la Commission Géologique du Canada (CGC) est l'organisme chargé

d'évaluer l'aléa sismique régional pour le Code National du Bâtiment Canadien (CNBC).

À partir des analyses statistiques des tremblements de terre survenus dans le passé, la

Commission Géologique du Canada (CGC) a réalisé les cartes des zones sismiques.

a. Zonage régional

La Commission Géologique du Canada (CGC) a réalisé deux séries différentes de

cartes de zonage s'appuyant sur deux modèles différents de la séismicité régionale : Le

Modèle historique (H) et le Modèle régional (R).

> Modèle historique (H) (Adams et al., 1999; Adams et Halchuck 2003)

Le Modèle H a été crée par Adam et al. (1999) en s'appuyant sur le catalogue canadien

des séismes historiques. Ce modèle en général défini les petites zones-sources autour des

principaux amas d'epicentres historiques au Canada.

> Modèle régional (R)

Le modèle R combine plusieurs zones-sources historiques définies à partir

d'analyses sismo-tectoniques régionales. La conséquence de ce modèle est que le taux

d'activité sismique est constant à l'intérieur de ces grandes zones et qu'il n'est pas plus

élevé au voisinage des régions où l'activité sismique historique a été très forte. En outre,

les sismologues pensent maintenant que des régions comme Trois-Rivières, qui étaient

auparavant considérées comme relativement asismique, peuvent maintenant générer de

grands tremblements de terre.

b. Code National du Bâtiment Canadien

Le Code National du Bâtiment Canadien (CNBC) est celui qui régit la construction

des nouveaux bâtiments et formule des principes de son application aux bâtiments

20

existants. Il traite, entre autres de la conception des bâtiments en fonction de différentes

charges sismiques. Le CNBC contient des cartes de l'aléa sismique et des lignes directrices

relatives aux charges sismiques, avec lesquels il est possible de concevoir et construire des

bâtiments les plus résistants possibles aux secousses sismiques. Les dispositions du CNBC

ont pour but d'éviter la destruction des structures au cours des forts tremblements de terre

et de protéger des vies humaines.

Le tableau 2.1 montre les principales caractéristiques de l'évolution du traitement

des séismes dans le CNBC.

Tableau 2.1 : Principales caractéristiques de l'histoire de traitement des séismes dans le CNBC

EDITION HISTOIRE

1941 En annexe, rudimentaire

1953 4 zones (0 à 3)

1965 Facteur de fondation et facteur d'importance

1970 4 zones (0 à 3), période de retour de 100 ans

1985 7 zones (0 à 6), période de retour de 475 ans

2005 Valeurs par ville, période de retour de 2 475 ans

2.4GLISSEMENTS DE TERRAIN LORS DES SEISMES

Des nombreux cas ont montré que les tremblements de terre peuvent avoir des

conséquences indirectes désastreuses comme les glissements de terrain. Le tableau 2.2

présente une liste de certains puissants séismes avec leurs caractéristiques les plus

importantes.

21

Tableau 2.2 : Histoire de cas de certains tremblements de terre et glissements de terrain (Keefer, D. K, 2002)

Localisation Date Magnitude Nombre de glissements de

terrains Daly City, Calif. USA

22 mai 1957 5.3 23

Guatemala 4Fév 1976 7.5 -50 000 Mt. Diablo, Calif. USA

24 Jan 1980 5.8 103

Mammoth Lakes, Calif. USA

25 Mai 1980 6.2 5 253

Coalinga, Calif. USA

2 Mai 1983 6.5 9 389

San Salvador, El Salvador

10 Oct 1986 5.7 >216

Loma Prieta, Calif. USA

17 Oct 1989 6.9 -1500

Northridge, Calif. USA

17 Jan 1994 6.7 >11 000

Hygoken-Nanbu, Japan

17 Jan 1995 6.9 674-747

Umbria-Marche, Italy

26 Sep 1997 6.0 100-124

Chi Chi, Taiwan

21 Sep 1999 7.7 22 000

L'information sur le comportement mécanique des pentes naturelles lors de séismes

peut être obtenue par retro-analyse à partir des observations sur le terrain. Les glissements

en liaison avec des tremblements de terre peuvent se produire dans pratiquement tous les

types de sols et même pendant de petits tremblements de terre. Selon Massarsch (1980), les

facteurs les plus importants qui influencent la stabilité dynamique d'une pente sont : le type

de sol ou de roche, la structure du sol et de la formation rocheuse, l'inclination de la pente,

les conditions d'eaux souterraines, le type de végétation, la magnitude, la période et la

durée du tremblement de terre.

Des nombreuses recherches ont été effectuées s'intéressant aux effets des

tremblements de terre sur la stabilité de pentes dans les matériaux secs non cohérents, dans

le roc (Seed et Gooman, 1964) ainsi que dans les sables et silts saturés (Finn et al., 1978,

Seed, 1976). Cependant, l'étude de la stabilité dynamique de pentes argileuses a fait l'objet

de relativement peu d'études jusqu'à présent.

22

Selon Seed (1967), les talus naturels argileux et, particulièrement les argiles

sensibles saturées, sont vulnérables aux secousses et peuvent perdre de la résistance

lorsqu'elles sont soumises à un chargement sismique.

2.5 REVUE DES MÉTHODES DE CALCUL DE STABILITÉ

La stabilité des pentes est influencée par différents facteurs que l'on doit considérer

si l'on veut réaliser une évaluation complète. Des informations sur les caractéristiques

géologiques, hydrogéologiques, topographiques, géométriques et sur les propriétés des

matériaux sont nécessaires pour effectuer et interpréter les résultats des analyses de stabilité

d'une pente particulière. Cette analyse peut être effectuée en conditions statiques ou

dynamiques.

Un bref résumé des procédures d'analyse de stabilité statique et pseudo statique par

équilibre limite des pentes ainsi que l'analyse de la stabilité dynamique est présenté dans

les paragraphes suivants.

2.5.1 Méthodes de stabilité statique des pentes

Une variété de méthodes pour l'analyse de la stabilité statique des pentes a été

développée. Les méthodes d'équilibre limite sont les plus souvent utilisées pour les

problèmes pratiques de géotechnique. Un résume exhaustif des méthodes de stabilité

statique des pentes a été effectué par Duncan et Wright (2005).

Toutes les méthodes d'équilibre limite supposent que le sol se comporte comme un

matériau solide - plastique et utilisent l'expression de Mohr Coulomb pour déterminer la

résistance au cisaillement (if) le long de la surface de glissement. La résistance au

cisaillement (if) est usuellement exprimée par le rapport linéaire de Mohr Coulomb où if est

définie comme suit :

Tf =c'+a' tan $ [2.3]

où :

23

c' et <xV sont respectivement la cohésion et l'angle de frottement en termes de

contraintes effectives.

L'expression du coefficient de sécurité (CS) est :

CS = - L [2.4] r

où x est la contrainte de cisaillement le long du plan de rupture.

Le coefficient de sécurité (CS) peut être défini comme le facteur par lequel la

résistance du sol devrait être divisée pour amener la pente au bord de l'instabilité. La

résistance au cisaillement du sol, peut être obtenue de deux manières : Une approche en

contraintes totales (analyse Su) et une autre approche en contraintes effectives (analyses c'

et </>' ). La façon de considérer la contrainte dépend du type de sol, des conditions de charge

et de drainage du sol.

L'analyse en contraintes totales est employée pour des conditions à court terme dans

les sols argileux alors que les contraintes effectives sont employées pour des conditions à

long terme dans tous les types de sols où toutes les conditions sur la pression interstitielle

sont connues (Janbu, 1973).

Une série de procédures d'équilibre limite a été élaborée pour analyser la stabilité

statique des pentes. Les pentes homogènes sont habituellement analysées par des méthodes

telles que la méthode ordinaire ou la méthode de Bishop modifié (Bishop, 1955), qui

assument les surfaces de rupture circulaires. Quand les conditions du sol ne sont pas

homogènes, les surfaces de rupture sont susceptibles d'être non circulaires. Dans ces cas,

des méthodes comme Morgenstern Price (1965), Spencer (1967), et Janbu (1973) peuvent

alors être employés.

Toutes les méthodes d'équilibre limite sont fondées sur certaines hypothèses

concernant les forces normales inter-tranche (E) et les forces de cisaillement (T). La

différence de base entre les méthodes est la façon de déterminer les forces et leur

estimation. En plus, la forme de la surface de glissement assumée et les conditions

d'équilibre pour le calcul de CS ajoutent d'autres différences.

24

Les principales méthodes d'équilibre limite pour le calcul de stabilité de pentes

(Morgenstern-Price, Bishop et Janbu) sont présentées dans l'annexe 1, par contre cette

section montre de façon particulière la méthode de Sarma. Cette méthode est présente dans

les analyses dynamiques puisqu'elle fournit directement l'accélération critique nécessaire

pour provoquer la rupture.

> Méthode de Sarma

Sarma (1973, 1979) a développé une approche différente pour déterminer le

coefficient de sécurité d'un talus (voir figure 2.11). Cette méthode vérifie toutes les

conditions d'équilibre limite. De plus les limites entre tranches ne sont pas forcément

verticales. La méthode de Sarma fournit le facteur d'accélération Ky correspondant à

l'accélération horizontale nécessaire pour provoquer la rupture (ou ce qui revient au même,

de faire descendre la valeur du coefficient de sécurité à 1). Sarma a proposé ce facteur

d'accélération horizontale (Ky) comme mesure de sécurité d'une pente bidimensionnelle.

De cette façon : si Ky > 0 on dit que la pente est stable, quand Ky = 0 la pente est dans un

état critique et quand Ky < 0 la pente est instable.

Dans la méthode de Sarma, la contrainte de cisaillement inter-tranche (X) est liée à

la force de cisaillement par l'équation suivante :

X = Zf(x)S [2.5]

où S est la contrainte de cisaillement disponible dans la frontière inter-tranche, X est

un paramètre de conversion, et f(x) est une fonction assumée avec des valeurs prescrites à

chaque frontière verticale inter-tranche. La contrainte de cisaillement (S) dépend des

paramètres de résistance du sol (c, c', <f>, </>') le long de la frontière inter-tranche.

», Pour les matériaux frottants (</>, -V > 0), des hypothèses adimensionnelles doivent

êtres faites par rapport aux forces normales inter-tranche (E) le long de la frontière.

Cette méthode a été développée pour les calculs pseudo-statiques.

25

Pente rt suffice typtpue d* glissement Tranche typique

Figure 2.11 - Forces considérées dans la méthode de Sarma

2.5.2 Méthode de stabilité pseudo statique des pentes

La méthode pseudo-statique est l'approche la plus simple pour évaluer la stabilité

d'une pente sous les vibrations d'un tremblement de terre. Dans son exécution, la méthode

d'équilibre limite est modifiée pour inclure les forces sismiques statiques horizontales et

verticales (figure 2.12), qui sont employées pour simuler les forces à inertie potentielle dues

à l'accélération au sol lors d'un tremblement de terre (Sarma, 1979; Kramer, 1996) . Les

magnitudes des forces pseudo-statiques sont :

g a W

F v = ^ = k v W g

[2.15]

[2.16]

ou,

ah et av sont respectivement les accélérations pseudo-statiques horizontale et

verticale, kj, et kv sont respectivement les coefficients sismiques horizontal et vertical (sans

dimensions). W est le poids de la masse de rupture.

26

Accélération du sol

Figure 2.12 - Analyse pseudo-statique d'équilibre limite pour les charges sismiques

Typiquement, la force sismique est prévue pour agir dans la direction horizontale

seulement (kv=0), induisant dans la pente une force d'inertie khW. Le coefficient de

sécurité CS est alors calculé en suivant les méthodes conventionnelles. La plus grande

difficulté avec cette procédure est le choix d'un coefficient sismique approprié donnant une

valeur du coefficient de sécurité CS acceptable.

La magnitude du coefficient sismique (kh) devrait effectivement simuler la nature

des forces prévues de tremblement de terre, lesquels dépendront de : l'intensité du

tremblement de terre, la durée du tremblement, le contenu fréquentiel. Naturellement, dans

un jugement très conservateur, il est possible de choisir un coefficient sismique qui est égal

à l'accélération maximale au sol prévue à la pente. Cependant, ce conservatisme introduira

ensuite une évaluation très peu économique.

2.5.3 Méthodes en déplacement

La stabilité d'une pente après un tremblement de terre est contrôlée par des

déformations. Les analyses qui prévoient des déplacements de pente fournissent une

indication sur la stabilité sismique de pente. Newmark (1965) a considéré le comportement

d'une pente sous ces conditions.

> Méthode de Newmark

Newmark (1965) a développé une méthode basée sur les déplacements pour prévoir

sismiquement les déformations permanentes induites dans les pentes. Newmark a fait une

27

analogie entre le sol dans une pente potentiellement instable et un bloc rigide reposant sur

un plan incliné, comme il est illustré sur la figure 2.13. Dans l'analyse de Newmark, la

masse de sol située au-dessus de la surface critique de rupture est présentée comme un bloc

rigide. Si le bloc n'est pas en l'équilibre, alors il glissera vers le bas de la pente inclinée

puisque le bloc rigide est soumis au mouvement.

Surface de rupture

Masse de soi nstabie

Bloc rigide

plan ndné

a(t) a(t)

Figure 2.13 - Analogie entre une pente potentiellement instable et un bloc rigide sur un plan incliné

L'exactitude de l'analyse de Newmark dans l'estimation des déformations

permanentes, dépend de la façon par laquelle la pente adapte les conditions de la méthode.

En représentant, la masse potentiellement instable de sol comme un bloc rigide, on suppose

que le sol au-dessus de la surface de rupture n'a pas de déformations internes. Cette

condition du matériel rigide implique que la résistance au cisaillement du sol est également

mobilisée le long du plan de rupture critique.

Newmark, en analysant les conditions dans lesquelles le bloc serait à l'équilibre, a

prouvé que les déplacements permanents se produiraient quand un certain niveau de

l'accélération est dépassé. Il calcule l'accélération critique, ay, qui est l'accélération

pseudo-statique minimale exigée pour rendre le bloc instable. L'instabilité, qui se produit

quand le coefficient de sécurité est inférieur à 1.0, permettra au bloc de glisser relativement

sur le plan incliné.

ay = kyg [2.17]

OU,

28

ky, est le coefficient sismique critique et g est l'accélération gravitationnelle

Le coefficient sismique critique, ky, dépend du coefficient sismique horizontal

donnant un coefficient de sécurité égal à 1.0 pendant une analyse pseudo-statique. Le

coefficient sismique vertical est négligé parce que la force pseudo-statique verticale

n'influence pas de manière significative le coefficient de sécurité.

2.5.4 Méthodes numériques

Les méthodes numériques sont employées pour obtenir la distribution de contrainte et de

déformation à un point quelconque d'une grille définie. Elles sont particulièrement utiles

pour l'analyse de la stabilité de pente quand elle est sujette à divers types de chargement ou

quand elle a une géométrie complexe. Toutefois, ces méthodes sont rarement utilisées pour

analyser le problème de stabilité. Cependant, des avancées récentes dans la vitesse des PCs

informatiques permettent d'effectuer de façon plus pratique des calculs de coefficient de

sécurité avec des modèles numériques.

2.6 O R G A N I S A T I O N E T G E S T I O N D E S D O N N É E S

Dans le cadre de ce travail, une grande variété de données et différents logiciels ont

été utilisés dans chaque étape de l'analyse (Figure 2.14). Les données de référence ont

permis d'avoir une connaissance générale des différents aspects du site étudié (géologie,

topographie, hydrogéologie, etc.). Une liste des différents logiciels utilisés est présentée

ci-dessous. L'annexe 2 présente les caractéristiques les plus importantes des logiciels

utilisés. La méthodologie employée pour la réalisation de l'étude sera expliquée dans les

chapitres correspondants à chaque site.

> Maplnfo 8.5 (Pitney Bowes Maplnfo)

> Ez-Frisk 7.26 (Risk Engineering Ltd)

> Calcul de l'aléa sismique dans le CNBC 2005

(www.seismescanada.rncan.gc.ca)

> Pro-Shake (EduPro Civil Systems, Inc.)

29

http://www.seismescanada.rncan.gc.ca

> SEEP/W (GEO-SLOPE 2004)

> SLOPE/W (GEO-SLOPE 2004)

> STABLE 9.03 (Mz Associates Software)

30

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2.7 CONCLUSION

Dans la littérature, on trouve un historique de glissements de terrain lors des séismes.

Cependant, l'étude du comportement dynamique de talus naturels dans les argiles sensibles

de l'Est du Canada a fait l'objet de relativement peu d'études jusqu'à présent, entraînant

ainsi un ralentissement du développement de l'expertise dans le domaine du de l'analyse de

la stabilité sismique des pentes au Québec.

De plus, on trouve dans la littérature qu'il existe différentes méthodes d'analyse de

stabilité de pentes, mais il y a beaucoup d'incertitude concernant la méthode d'analyse à

utiliser, sur la sélection du coefficient sismique (k) et sur la validité du concept.

32

CHAPITRE 3

ETUDE DU SITE DE SAINT - ADELPHE

3.1 INTRODUCTION

Un glissement de terrain important s'est produit à Saint-Adelphe lors du séisme de

Saguenay le 25 novembre 1988. Des reconnaissances géotechniques in situ ont été

effectuées par l'Université Sherbrooke (Lefebvre et al., 1992), le Ministère des Transport

du Québec (Demers, 2007), l'Université Laval (Delisle et Leroueil, 2000).

Ce chapitre comporte deux volets relatifs à l'évaluation de la stabilité sismique d'un

talus naturel situé à Saint-Adelphe. Il décrit tout d'abord les données disponibles

concernant les conditions géotechniques et géologiques au site du glissement de Saint-

Adelphe et procède aussi à une évaluation des paramètres sismiques. Le calcul de la

stabilité sismique est par la suite réalisé pour le glissement de terrain de 1988 et pour la

stabilité du talus pour un séisme 1 :2 475 ans (CNBC 2005). Enfin, nous comparons et

discutons les résultats issus de différentes méthodes (statiques et dynamiques) utilisées pour

le calcul de la stabilité sismique du talus.

L'ensemble de toutes ces données géotechniques est réévalué dans ce travail, d'une

part pour évaluer le comportement du sol à Saint-Adelphe lors du séisme 1988 afin

d'expliquer la rupture, et, d'autre part, pour prévoir le comportement d'un talus identique

soumis à des sollicitations sismiques du niveau de celles prescrites dans le Code National

du Bâtiment du Canada (2005), c'est à dire 1 : 2 475 ans. De plus, ces résultats rendent

possible une évaluation comparative de la performance de diverses méthodes de stabilité

dynamique de talus utilisées dans la pratique.

3.2 LOCALISATION ET DESCRIPTION DU SITE

La ville de Saint-Adelphe se trouve à environ 65 kilomètres au nord-est de

Trois-Rivières. Lors du tremblement de terre de Saguenay (Ms =5.9, mbig=6.5) qui a eu lieu

33

le 25 novembre 1988, à 18h46, un talus de 8 m de haut, se trouvant en bordure d'un petit

ruisseau et situé à environ 175 km de l'épicentre du séisme de Saguenay, avait subi un

glissement de terrain.

La figure 3.1 présente un plan de localisation du glissement et la topographie du

site.

Les coordonnées du site sont :

Latitude : 46,725°

Longitude : 72,362°

La figure 3.2 montre une photographie aérienne du glissement de Saint-Adelphe

prise trois jours après le séisme. Le glissement a impliqué une longueur d'environ 65 m le

long du flanc du ruisseau. La distance entre le ruisseau et le sommet de la pente était de 40

m. La hauteur total de la pente impliquée dans le glissement était d'environ 8 m.

34

Figure 3.2 - Photographie aérienne du glissement de Saint-Adelphe, (Lefebvre et al., 1992)

3.3 DOCUMENTATION ET INVESTIGATIONS GÉOTECHNIQUES

Quatre différentes études géotechniques concernant le talus de Saint-Adelphe ont

été réalisées. Tout d'abord, l'université de Sherbrooke a réalisé en 1989 une première

étude géotechnique dams le cadre d'un recensement des ruptures de pentes associées au

tremblement de terre de Saguenay de 1988 (Lefebvre et al, 1992). Puis, en 1993 le

Ministère de Transport de Québec (Demers, 2007) a effectué des travaux de sondage à

l'intérieur et à l'extérieur du glissement de terrain pour localiser la surface de rupture. En

1996 l'université de Sherbrooke a réalisé différents essais statiques et cycliques en

laboratoire pour élaborer un modèle de résistance de l'argile (L'Ecuyer, 1998). Enfin,

l'université Laval a étudié en 1996 et 1997 une section du talus adjacent à l'ancien cratère

du glissement de terrain, pour mieux localiser la surface de rupture (Delisle et

Leroueil, 2000).

36

Les études antérieures effectuées dans la localité de SaintAdelphe sont résumées

dans le tableau 3.1. Une photographie aérienne, des sondages, des localisations de coupes

et la position approximative du glissement sont présentés sur la figure 3.3.

Tableau 3.1 : Travaux réalisés sur le site de SaintAdelphe.

No Type Date Longueur (m)

Elévation* (m)

Organisation Référence

Fl Piézocône (forage, scissomètre)

1993 12,50 100 MTQ Delisle et Leroueil (2000) ; Demers (2007)

1 Forage, piézomètre 1989 13.20 100 U. Sherbrooke Lefebvre et al. (1992) 2 Piézomètre 1989 12.50 95.20 U. Sherbrooke Lefebvre et al. (1992)

F3 Piézocône 1993 101.65 MTQ Demers (2007) F4 Piézocône 1993 12,14 95,19 MTQ Delisle et Leroueil

(2000) : Demers (2007) F5 Piézocône 1993 12,51 96,37 MTQ Delisle et Leroueil

(2000); Demers (2007) F6 Forage 1996 8.4 95.20 U. Laval Delisle et Leroueil (2000)

CPTU1 Piézocône 1996 12.61 95.20 U. Laval Delisle et Leroueil (2000) CPTU2 Piézocône 1996 95,93 U. Laval Delisle et Leroueil (2000) CPTU3 Piézocône 1996 11.76 96.83 U. Laval Delisle et Leroueil (2000) CPTU4 Piézocône 1996 12.29 97.97 U. Laval Delisle et Leroueil (2000) CPTU5 Piézocône 1996 10.97 102,58 U. Laval Delisle et Leroueil (2000)

1830 Piézomètre 1993 11.10 101,14 MTQ Delisle et Leroueil (2000) 785 Piézomètre 1993 6.0 101.21 MTQ Delisle et Leroueil (2000)

♦Élévation arbitraire

37

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3.4 DESCRIPTION DES CONDITIONS GEOTECHNIQUES

Cette section présente les conditions géotechniques et hydrogéologiques pour le site

de Saint-Adelphe. Les informations utilisées proviennent des travaux décrits dans la section

précédente. La stratigraphie du site sera discutée en premier lieu, en second lieu

l'hydrogéologie et les paramètres du sol.

3.4.1 Stratigraphie

Les figures 3.4 et 3.5 présentent les profils stratigraphiques aux droits des forages #

1 (Lefebvre et al., 1992) et Fl (Demers, 2007).

Les forages # 1 et Fl ont permis de déterminer la stratigraphie du dépôt : le sol à

partir de la surface est constitué d'une croûte argileuse brune et oxydée d'une épaisseur de

deux mètres environ, suivie d'une couche d'argile silteuse grise foncée à plus de douze

mètres et demi de profondeur, suivi d'une autre couche d'un demi-mètre d'épaisseur de

sable fin silteux avec un peu d'argile reposant sur du till. Le socle rocheux n'a pas été

intercepté dans ces forages.

La figure 3.6 présente la coupe stratigraphique à la section A-A' avec localisation

des sondages du talus de Saint-Adelphe.

Les résultats des travaux de terrain réalisés par le MTQ (Demers, 2007) et

l'Université Laval (Delisle et Leroueil, 2000) ont été utilisés pour localiser la surface de

rupture. Les profils de la résistance en pointe (qt) et les profils de la pression interstitielle

mesurée à la base du cône (u__se) à l'intérieur et à l'extérieur du cratère du talus sont

présentés dans les figures 3.7 et 3.8.

39

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Les profils au piézocône obtenus à l'intérieur du cratère ont servi pour localiser la

surface de rupture. Le profil de l'essai F4 montre deux zones où la résistance en pointe qt

est très faible (entre 91,0 et 92,92 m ainsi qu'entre 84,05 et 90,48 m d'élévation). Le profil

F5 montre aussi deux zones où la résistance en pointe qt est également faible (entre 91,58 et

91,98 m ainsi qu'entre 89,4 et 90,41 m d'élévation).

3.4.2 Hydrogéologie

Des piézomètres ont été installés en 1989 par l'université de Sherbrooke dans deux

endroits différents du site du glissement de Saint-Adelphe (1 et 2 dans la figure 3.9). En

1993, deux nouveaux piézomètres hydrauliques (#785 et #1830, voir figure 3.3) ont été

installés le long de la clôture par le MTQ.

Les données piézométriques et les gradients hydrauliques sont présentés au tableau

3.2.

Tableau 3.2 : Données piézométriques et gradients d'écoulement (tiré de : l'Ecuyer, 1998) Informations générales Niveaux piézométriques* el : gradients d'écoulement**

Piézo Date de mise en place

Elév. Surface

(m)

Elév. Pointe (m)

04/10/ 89

24/10/ 89

02/11/ 89

16/11/ 89

20/12/ 89

07/02/ 90

10/04/ 90

07/12/ 93

27/04/ 94

26/10/ 94

1-A 11/08/89 100,00 88,00 97.22 (-0,17)

97,30 (-0,23)

97,35 (-0,21)

97,57 (-0,22)

97,53 (-0,13)

- 97,66 (-0,22)

- - -

1-B 10/08/89 100,00 95,10 98,46 (0,29)

98,92 (0,02)

98,86 (-0,05)

99,10 (-0,21)

98,48 (0,00)

98.65 (0,03)

99,26 (0,03)

- - -

1-C 10/08/89 100.00 97,00 97,90 98.88 98,96 99.50 98,48 98.60 99.20 - - -2-A 07/08/89 94,30 82,30 t - - . -

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2-B 20/12789 94.30 81.80 - - - - 97,30 97.50 97.81 - - -785 29/11/93 101,21 90,11 - - - - - - - 98,08

(-0,19) 97.89

(-0,19) 97,99 (-0,22)

1830 29/11/93 101,21 95.21 - - - - - - - 99.06 98.88 99.09

* Élévation de la surface de l'eau dans le piézomètre

** Un signe négatif signifie un gradient descendant

t Le piézomètre déborde au-dessus de l'élévation 94,80 m

J Gradient calculé en supposant que la nappe phréatique est à la surface du terrain

45

ST-ADELPHE SLIDE

NOVEMBER 25 t h , 1968

Piézomètre

Figure 3.9 - Topographie du site avant glissement (d'après Lefebvre et al., 1992)

46

3.4.3 Paramètres du sol

Les données géotechniques issues des études antérieures ont servi pour l'exécution

des analyses de stabilité pseudo-statique et dynamique.

a) Propriétés géotechniques et paramètres statiques

Les paramètres géotechniques utilisés dans l'analyse de la stabilité statique en

contraintes effectives (tableau 3.3) sont essentiellement issus des travaux de Delisle et

Leroueil (2000) qui ont estimé ces valeurs à partir des corrélations proposées par Lefebvre

(1981) sur des dépôts d'argiles sensibles du Canada.

Tableau 33 : Propriétés géotechniques des différentes couches du site de Saint-Adelphe.

Couche Profondeur au sommet de la

pente (m)

Poids volumique

(kN/m3)

Conductivité hydraulique

(m/sec)

c ' (kPa) (°) Référence

1. Croûte de surface

0-2 17,6 1*10-* 0 32 Delisle et Leroueil (2000)

2. Argile silteuse

2-12 16,3 2*10'9 7,5 30 Delisle et Leroueil (2000)

3. Couche drainante

12-12,5 17,4 1*10"* 0 37 Delisle et Leroueil (2000)

4. Till >12,5 18 1*101U 0 35 Delisle et Leroueil (2000)

b) Eau souterraine

Les mesures piézométriques obtenues en 1989 (voir tableau 3.2) ont été retenues

pour le calcul du réseau d'écoulement dans le sol car elles ont été obtenues dans l'année qui

a suivi le glissement de Saint-Adelphe et elles représentent les plus hauts niveaux

piézométriques.

Les lectures obtenues au piézomètre 1-C montrent une grande différence de

niveaux, qui varient entre 97,90 m et 99,50 m. Cette variation est attribuée aux

47

changements du niveau de la nappe phréatique qui sont influencés par les conditions

climatiques (fonte des neiges, averses, etc.).

c) Paramètres des sols pour l'analyse pseudo - statique (méthode du coefficient sismique)

Il est admis que le comportement du sol soumis à une excitation sismique (de courte

durée) est un comportement non drainé et il est raisonnable de considérer les paramètres de

la résistance non drainée pour effectuer l'analyse pseudo-statique.

Pour les sols argileux la résistance de l'argile serait caractérisée en termes de

contraintes totales avec des valeurs de la résistance au cisaillement (Su) égales à la cohésion

non drainé de l'argile (cu) variant avec la profondeur.

Pour l'évaluation de la cohésion non drainée de l'argile (cu) à partir de l'essai au

piézocône, la résistance en pointe (qt) peut être utilisée selon l'équation suivante (Konrad

et Law, 1987).

q, = NkSu+crV0 [3.1]

où, Nt est un facteur empirique qui dépend du sol ainsi que des appareils utilisés

pour mesurer la résistance en pointe et la résistance au cisaillement, avo est la contrainte

verticale totale due au poids des terres au niveau considéré.

Ainsi, la résistance non drainée obtenue à partir des profils au piézocône sera

considérée comme étant résistance dynamique limite. Les profils obtenus sont montrés

dans les figures 3.10 et 3.11. Le Su maximal est de l'ordre de 52 kPa pour une profondeur

d'environ 10,0 m. On peut remarquer, que dans les forages réalisés à mi-hauteur (F-5) et

au pied de la pente (F-4) se distinguent des zones où la résistance non drainée (Su) est

faible : dans le forage F-5 aux niveaux des élévations comprises entre 89,4 et 90,4 m et

entre 91,6 et 92,0 m, et dans le forage F-04 aux niveaux des élévations comprises entre 84,1

et 90,5 m et entre 91,0 et 92,9 m. Dans ces zones on retrouve des matériaux qui ont glissé.

48

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d) Paramètres dynamiques

Les données géotechniques utilisées pour faire l'analyse dynamique, ont été

sélectionnées sur la base des indices corrigés de pénétration standard pour le sable (Nl)ôoet

de la résistance au cisaillement non drainé (Su), pour les sols cohérents.

Pour l'évaluation du module de cisaillement aux petites déformations (Gmax), la

vitesse des ondes de cisaillement (Vs) peut être utilisée selon l'équation suivante.

Gmax=p(V f)2 . [3.2]

Cette vitesse est aisément évaluée par les méthodes géophysiques.

Des équations empiriques peuvent être utilisées, comme l'équation de Seed et Idriss

(1970) pour les sables:

Gmax = Patm'21,7'K2max(o'm /Ptttm)m [3.3]

où, cr'm est la contrainte effective moyenne, Patm est la pression atmosphérique

(101,3 kPa), et K2m_x est le coefficient de rigidité (K2m_x= 20-Ni1/3, Seed et al., 1986).

Le module de cisaillement dynamique Gmax, d'un sol cohérent est souvent déterminé

par:

Gm a x=k*Su [3.4]

où, k est un coefficient allant de 1 000 à 2 300 (Dobry et Vucetic, 1987;

kramer, 1996), et Su représente la résistance au cisaillement non drainée du matériau.

51

3.5 PARAMETRES SISMIQUES

Cette section présente les paramètres sismiques pour le site de SaintAdelphe. Il

y'aura en premier lieu une description du séisme de Saguenay, en second lieu on présente

l'environnement sismique du site et enfin nous présentons les paramètres du mouvement

sismique du site.

3.5.1 Séisme de Saguenay (25 novembre 1988)

La figure 3.12 présente les accélérations de pointe au roc enregistrées (la plus

grande des deux composantes horizontales) en fonction de la distance épicentrale.

100 SÉISME DU SAGUENAY

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Figure 3.12 Variation de l'accélération de pointe au roc avec la distance épicentrale (données provenant de Munro et al., 1989)

52

http://il-.c_.rr

3.5.2 Environnement sismique

Les distributions des epicentres de magnitudes supérieures à 2.0 pour le centre de

Québec sont montrées à la figure 3.13. On remarque les concentrations importantes

d'épicentres dans le Bas St Laurent et la région de La Malbaie Charlevoix.

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Figure 3.13 Carte des epicentres pour le centre du Québec 16382003 (données de Halchuk (2003), Communication personnelle).

3.5.3 Paramètres du mouvement sismique

Cette section montre les calculs du risque sismique selon l'approche du CNBC

2005. Ils ont tous été effectués avec l'aide logiciel EzFrisk (version 7.26).

Le logiciel EzFrisk a permis d'effectuer l'évaluation de l'aléa sismique. Ce

logiciel incorpore la démarche de Cornell McGuire pour effectuer l'analyse probabiliste de

l'aléa sismique.

3.5.3.1 Localisation du site

La localisation du site de SaintAdelphe par rapport aux zones sismiques des

modèles R (Régional) et H (Historique) (Adams et Halchuk, 2003) est présentée dans les

figures 3.14 et 3.15.

53

http://-._js.5J.jJ_

Figure 3.14 - Localisation du site de Saint-Adelphe par rapport aux zones sismiques du modèle R (Régional) de la CGC

Ontario Background

Figure 3.15 - Localisation du site de Saint Adelphe par rapport aux zones sismiques du modèle H (Historique) de la CGC

54

On remarque, que selon le modèle R, le site se trouve dans la zone du Rift IRB

("Iapetan Rift Background"). Tandis que, selon le modèle H le site est localisé dans la zone

de "SE Canada Background".

3.5.3.2 Calcul des paramètres sismiques

i) Séisme du Saguenay 1988

D'après la figure 3.12 il est possible d'observer la variation de l'accélération de

pointe au roc (Amax) avec la distance épicentrale. Pour le talus de Saint-Adelphe (distance à

l'hypocentre égale à 175 km) on obtient des valeurs de Amax comprises entre 1% et 9% de

g-

ii) Code National du Bâtiment du Canada 2005

La démarche suivie pour effectuer l'analyses probabiliste de l'aléa sismique

du site de Saint-Adelphe selon de CNBC 2005 avec le logiciel Ez-Frisk est la suivante :

> Détermination de l'aléa sismique total

Les figures 3.16 et 3.17 présentent les différents résultats de calcul de l'aléa

sismique total selon les modèles R et H. Les courbes dans ces figures montrent

l'accélération au roc en fonction de la probabilité annuelle de dépassement.

55

ALEA TOTAL - MODELE R LU S LU (0 <0 0.1 *

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LU

LU

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ACCÉLÉRATION DE POINTE AU ROC, (g)

Figure 3.16 - Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle R avec le logiciel Ez-frisk

ALEA TOTAL - MODELE H

0.001 0.01 "-""0.1 1


Figure 3.17 - Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle H avec le logiciel Ez-frisk

56

> Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques

Les calculs de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques selon

les modèles R et H sont présentés dans les figures 3.18 et 3.19.

ALÉA POUR CHAQUE SOURCE SISMIQUE MODÈLE R 1E+O0

UJ S LU OO (O £

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1E-02

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ACCÉLÉRATION DE POINTE AU ROC, (g) 10.00000

Figure 3.18 - Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques selon le Modèle R

57

ALEA POUR CHAQUE SOURCE SISMIQUE MODELE H r - 1E.00

LU 5 LU LO U .

-LU Û LU Q LU

LU 3

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1E-03

1E-04

1E__

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1EJK

1EJ37

10.00000 0.00001 0.00010 0.00100 0.01000 0.10000 u

ACCÉLÉRATION DE POINTE AU ROC, (g) Figure 3.19 - Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques selon

le Modèle H.

> Calcul du spectre d'aléa uniforme (Uniform Hazard Spectra) au rocher

Le spectre d'aléa uniforme (UHS) nous montre graphiquement l'accélération

spectrale (Sa) en fonction de la période spectrale avec une probabilité uniforme de

dépassement.

Le calcul du spectre d'aléa uniforme (UHS) au rocher a été effectué pour les

modèles R et H respectivement (Figure 3.20 et 3.21).

58

SPECTRE D'ALÉA UNIFORME ("Uniform Hazard Spectra") 0.3

X.0ZT

co LU I 021

0.18

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LU

0.09

0.06 O O < 0.03

— Mean for 2475year Return Period












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0.4 0.8 3.2 3.6 1.2 1.6 2 2.4 2.8

PÉRIODE SPECTRALE, (s) Figure 3.20 Spectre d'aléa uniforme (UHS) pour le site de SaintAdelphe selon le Modèle R

SPECTRE D'ALEA UNIFORME ("Uniform Hazard Spectra") 0.3

x*0ZT a» _S 02A CO LU t 0.21

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LU

0.18

CO 0.15

__? 0.12

LU _ l

■LU

0.09

0.06 O O < 0.03

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PÉRIODE SPECTRALE, (s) Figure 3.21 Spectre d'aléa Uniforme (UHS) pour le site de SaintAdelphe selon le Modèle H

59

> Calcul de la désagrégation du risque sismique avec la distance et la magnitude

La désagrégation du risque sismique fourni des informations utiles sur la

distance et la magnitude des tremblements de terre apportant les plus grandes contributions

au risque sismique pour la probabilité de 2% 50 ans pour le site de Saint-Adelphe.

Les figures 3.22 et 3.23 illustrent le calcul de la désagrégation du risque

sismique avec la distance et la magnitude selon les deux modèles R et H.

DESAGREGATION DU RISQUE MAGNITUDE - DISTANCE

Period: PGA Amplitude: 0.08

Hazard: 4.041 e-004 Mean Magnitude: 6.93 Mean Distance: 124.46

Figure 3.22 - Désagrégation du risque sismique pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle R

60

DÉSAGRÉGATION DU RISQUE MAGNITUDE - DISTANCE

Period: PGA Amplitude: 0.09

Hazard: 4.000e-004 Mean Magnitude: 6.87 Mean Distance: 125.55

Figure 3.23 -. Désagrégation du risque sismique pour le site de Saint-Adelphe selon le Modèle H

> Analyse des résultats

Les figures 3.16 et 3.17 montrent l'accélération au roc en fonction de la probabilité

annuelle de dépassement. Pour le modèle R, on trouve que pour une fréquence annuelle de

dépassement de 0,0004 (pour un période de retour de 1 : 2 475 ans) l'accélération de pointe

au roc est 0,08 g. Tandis que pour le modèle H, l'accélération de pointe au roc est 0,093 g.

Les figures 3.18 et 3.19 montrent la fréquence annuelle de dépassement en fonction

de l'accélération de pointe au roc pour chacune des sources sismiques pendant une période

spectrale particulière. Pour le modèle R, on peut remarquer que pour les accélérations de

pointe au roc plus petites que 0,3 g le risque sismique provient de la source de Iapetan Rift

Margin et pour les accélérations plus grandes de 0,3 g le risque provient de la source

Iapetan Rift Background. Pour le modèle H, tant que les accélérations de pointe au roc sont

petites le risque sismique provient de la source de Charlevoix mais pour les plus grandes

accélérations le risque provient de la source de Trois-Rivières.

Les figures 3.20 et 3.21 montrent le Spectre d'aléa uniforme ("Uniform Hazard

Spectra") au roc (Sa (g) en fonction de T (s)) pour des séismes ayant une période de retour

61

de 475, 975 et 2 475 ans (ces figures présentent les ordonnées spectrales pour chacune de

ces trois périodes de retour). Pour le modèle R ayant une période de 2 475 ans et avec une

période spectrale de 0,05 s, l'accélération spectrale maximale Sa trouvée est 0,17 g. Tandis

que pour le modèle H l'accélération spectrale Sa trouvée est 0,19 g.

Les figures 3.22 et 3.23 montrent la désagrégation du risque avec la distance et la

magnitude. Pour le modèle R, le risque sismique provient principalement d'une source

sismique de Magnitude Mw = 6.93 située à une distance hypocentrale de 124.5 km. Pour le

modèle H, le risque sismique provient principalement d'une source sismique de Magnitude

Mw= 6.87 située à une distance hypocentrale de 125.6 km.

Le tableau 3.4 montre la synthèse des résultats des paramètres sismiques pour le site

de Saint-Adelphe dans une période de retour de 2 475 ans.

Tableau 3.4 : Synthèse des résultats pour Saint-Adelphe

2% en 50 ans 50è Centile

Site CLASSE A* Saint-Adelphe (Ez-Frisk 7.25)

Site CLASSE C** Trois Rivières

(Adams et Halchuk, 2003) Modèle H Modèle R Modèle H Modèle R

APR 0,09 0,08 0,20 0,40 S..0.1) 0,19 0,17 0,31 0,61 Sa(0.2) 0,16 0,14 0.35 0,64 Sa(0.5) 0,10 0,09 0,20 0,31 Sad-O) 0,063 0,055 0,10 0,12 S_(2.0) 0,032 0,027 0,032 0,043

* Calculé avec le modèle d'atténuation de Atkinson et Boore (2006) ** Calculé avec le modèle d'atténuation de Atkinson et Boore (1995)

Les données présentes dans les deux premières colonnes du tableau 3.4 ont été

calculées en utilisant le modèle d'atténuation de Atkinson et Boore (2006) avec le logiciel

Ez-Frisk 7.25 pour la classe A. Les dernières colonnes ont été calculés en utilisant le

modèle d'atténuation de Atkinson et Boore (1995) selon Adams et Halchuk (2003) pour un

site de classe situé à Trois Rivières. La catégorisation sismique des sites est faite selon

l'article 4.1.8.4 du CNBC 2005. Ces valeurs sont quelque peu dispersées vu que les

analyses ont été réalisées en utilisant des classes différentes pour le site.

62

Parallèlement, le calcul de l'aléa sismique pour le site de Saint-Adelphe selon le

code National du Bâtiment du Canada 2005 a été réalisé à travers le site web

www.nationalcodes.ca. Les résultats de ces calculs sont présentés dans la fiche technique à

l'annexe 3. Le calcul de AMS pour Saint-Adelphe donne une valeur de AMS égale à 0,203

g (modèle robuste).

63

http://www.nationalcodes.ca

3.6 ANALYSE DE LA S T A B I L I T E S I S M I Q U E

3.6.1 Introduction

Cette section présente l'analyse de la stabilité sismique du talus de Saint-Adelphe.

Dans un premier temps, une réanalyse du glissement de terrain survenu durant le séisme de

1988 sera faite et sera suivie par une évaluation de la stabilité de ce talus pour une

sollicitation définie selon les critères du CNBC (2005). La réanalyse du glissement de

1988 sera faite par des méthodes statique, pseudo-statique et dynamique. De plus, la

stabilité sismique du talus a été évaluée dynamiquement selon les paramètres du CNBC

2005 pour un séisme de 1 : 2 475 ans. Un calcul rigoureux du coefficient sismique est par

la suite réalisé.

3.6.2 Analyse pseudo-statique

La stabilité sismique du talus du site de Saint Adelphe a été analysée par les

méthodes statique et pseudo-statique. L'objectif de ces calculs est de vérifier si la

géométrie du versant naturel est stable sous des conditions de chargement sismique.

3.6.2.1 Méthodologie

Pour réaliser les calculs de stabilité statique et pseudo-statique, le logiciel Slope/W

(Geo-slope International) a été utilisé. Les coefficients de sécurité (CS) ont été calculés en

utilisant les méthodes de Morgenstern-Price, Bishop simplifiée et Janbu. Des surfaces de

rupture circulaires et non-circulaires ont été considérées tandis que les analyses à court et

long terme ont été menées.

En outre, afin d'estimer la stabilité du talus, l'analyse du réseau d'écoulement a été

réalisée avec l'aide du logiciel Seep/W (Geo-slope International).

Les paramètres de sols utilisés pour les analyses statiques et pseudo statiques ont été

présentés à la section 3.4.3.

64

3.6.2.2 Réseau d'écoulement de l'eau souterraine (SEEP)

Les conditions d'écoulement dans le talus de Saint-Adelphe sont estimées avec un

modèle par éléments finis en utilisant le logiciel SEEP/W, permettant d'évaluer les

pressions interstitielles.

La figure 3.24 montre le maillage de la section A-A' et les conditions aux limites.

Ce maillage est composé de 1437 éléments délimités par 1533 nœuds. Les frontières du

maillage sont divisées en 3 segments selon la condition à la limite considérée. Pour le

segment 1 la condition à la limite considérée est la nappe phréatique à 0,5 m sous la

surface, pour le segment 2 la nappe phréatique est assumée à la surface et pour le segment 3

une frontière imperméable est considérée.

Les figures 3.25 et 3.26 montrent le réseau d'écoulement de la section A-A' pour

les conditions piézométriques, en termes de courbes d'égale pression interstitielle et de

courbes de même niveau piézomètrique. Les valeurs de conductivité hydraulique utilisées

sont celles considérés par Delisle et Leroueil (2000).

65

H

S

g a S c

I O

_> b

ZJ

— ■s. zz

— 3

—< ■ >

E ■çj

"S. B C

T3

O ■s.

E o

u Irai < > ' M < 1 §

T3 w

J.JÈ ' U Q .

"Si E < w ,

S3 CS o oo u. <_>

Z J

« 8 S

(LU) U0IJEA3|3

75

'72

13 B O

ZJ OJJ

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ZJ

•3 SX

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r»

S

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* Ô

J I I L

(LU) U_!)EA?|3

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~CJ E o s •o '£ s.

o -J •s CJ — — 3 O

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S. CJ

'CJ

' O -3 O E

CJ

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3

3 O 35 «._ 3 CJ

3 O CJ

- -«T,

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s. ZJ 3 —

CL

— 3

3 Si ZJ —

O C

0-

C3 C

CJ -CJ

CJ T . o

c

72

= — 3 T". 7; CJ

3 CT CJ 7!

I

t S SJ:

se

(LU) uoi)EAa|3

> Résultats

Le tableau 3.5 montre une comparaison entre les mesures piézométriques et les valeurs

obtenues dans la modélisation. Une bonne concordance a été observée entre le modèle et

les mesures ponctuelles in-situ.

Tab eau 3.5 : Comparaison entre les mesures piézométriques et les valeurs calculées Piézomètre Elévation-

Pointe (m) Niveau piézométrique

in-situ* (m) Niveau piézométrique

modèle (m) Différence de Niveau (m)

Fl-Al 88,00 97,35 97,35 0,00 F1-A2 95,10 98.86 98,85 0,01 F1-A3 97,00 98,96 99,20 -0,24

* Mesures piézométriques prises le 2 novembre 1989.

3.6.2.3 Analyse de la stabilité statique (SLOPE)

Les analyses de stabilité ont été effectuées pour la section A-A'. A cet endroit la

hauteur totale du talus est de 8 m.

Les résultats des analyses de la stabilité statique par les trois méthodes utilisées

(méthode de Morgenstern-Price, Bishop et Janbu) sont présentés au tableau 3.6, pour les

surfaces de rupture circulaire et non circulaire ainsi que les résultats à long et à court terme.

Le profil stratigraphique utilisé est celui présenté dans la figure 3.6 section A-A'.

Tableau 3.6 : Analyse de la stabilité statique (K=0) par équilibre limite pour le site de Saint-Adelphe, Section A-A'

Condition Méthode C S . Rupture circulaire

C S . Rupture non circulaire

Condition Méthode

Talus - base (superficiel)

Talus complet (superficiel

Talus complet (superficiel)

Talus complet (profond)

Long terme Morgenstern-Price 1.738 2.479 2.474 3.242

Long terme Bishop 1.740 2.480 2.784 3.622 Long terme Janbu 1.411 2.458 2.459 2.642

Court terme Morgenstern-Price 1.126 1.717 1.698 2.460

Court terme Bishop 1.240 1.722 1.918 2.811 Court terme Janbu 1.045 1.701 1.683 2.042

Voir tableau 3.3 pour les paramètres des sols

69

Par rapport aux résultats obtenus dans l'analyse de la stabilité statique, on peut

remarquer que pour la condition à long terme le coefficient de sécurité est élevé (de l'ordre

de 2.5) tandis que pour les conditions à court terme il est égal à 1.7.

La figure 3.27 montre les résultats de l'analyse statique à court terme, utilisant la

méthode de MorgensternPrice (talus complet superficiel). On peut dire que, les résultats

des analyses de stabilité montrent que la pente de SaintAdelphe est stable sous les

conditions statiques.

115

110

135

K»

î » "

I ■ 4 " ■iU

sa

75

?_

== 0 10 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 4 0 45 50 55 «3 55 70 75 33 3 5 9 0 9 5 1 0 0

Distance horizontals (m)

Figure 3.27 Résultat de l'analyse statique à court terme superficiel (MorgensternPrice) Section AA'

3.6.2.4 Analyse de la stabilité pseudo statique (SLOPE)

Les analyses de stabilité ont été effectuées pour la section AA'. Le coefficient de

sécurité a été calculé pour différentes valeurs du coefficient sismique horizontal (K ou Kh).

Les résultats des analyses de la stabilité pseudostatique sont présentés aux tableaux

3.7 à 3.12. Les schémas dans les tableaux présentent le plan de rupture critique (i.e. celui

résultant d'un coefficient de sécurité minimal).

70

Tableau 3.7 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.05) par équilibre limite. Site de Saint-Adelphe, Section A-A'



Condition Méthode





Long terme Morgenstem-Price 1.538 1.821 1.835 2.375


Court terme Morgenstem-Price 1.010 1.248 1.257 1.802


Tableau 3.8 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K Site de Saint-Adelphe, Section A-A'

0.10) par équilibre limite.



Condition Méthode




Talus complet (profond) s. \





Tableau 3.9 : Analyse de la stabilité pseudo Site de Saint-Adelphe, Section A-A'

statique (K = 0.15) par équilibre limite.



Condition Méthode









71

Tableau 3.10 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.20) par équilibre limite. Site Saint-Adelphe, Section A-A'



Condition Méthode









Tableau 3.11 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K Site de Saint-Adelphe, Section A-A'



es. Rupture non circulaire

Condition Méthode









Tableau 3.12 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.30) par équilibre limite. Site de Saint-Adelphe, Section A-A'



Condition Méthode





Long terme Morgen stem-Price 0.858 0.782 0.800 1.022




À partir des analyses de la stabilité pseudo statique pour les surfaces de rupture

circulaires calculées avec la méthode de Morgenstern-Price, le coefficient sismique limite

72

(Ky) est de 0.097, les coefficients sismiques supérieurs à cette valeur présentent un

coefficient de sécurité inférieur à 1 (tableau 3.13, figure 3.39).

Tableau 3.13 : Résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique - Surface de rupture circulaire superficielle - Méthode de Morgenstern Price

K* es. -0,00 1,6S8

0,05 U48 0,10 0,990 0,15 0,820 0,20 0,700 0,25 0,611 0,30 0,542

* K = Confieiert.-_rm__-us (harizorunb

* CSà = Coqfficixsrt de zéruriié dyntmwàjue

Ky = 0.097

1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

(

1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

(

. 1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

(

Coefficient sismique limite i

1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

(

1 1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

(

1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

(

—-—-___

1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

(

i -

1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

(

1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

(

■

1,8-

1,6 -

| 1,4

| 1,2 (0 0) 1 -■o E 0,8 5 1 ° ' 6 " S 0,4-o

0,2 0

( ) 0,05 0,1 0,15 0,2

Coefficient sismique

0,25 0,3 0, 35

Figure 3.28 - Résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique (Méthode de Morgenstern-Price)

73

La figure 3.29 montre les résultats de l'analyse pseudostatique à court terme,

utilisant la méthode de MorgensternPrice (talus complet superficiel), avec le coefficient

critique (Ky = 0,097).

On peut dire que, les résultas des analyses statiques et pseudo statiques par équilibre

limite effectuées par les méthodes de Bishop et MorgenstersPrice montrent des valeurs des

coefficients de sécurités presque égales. Cependant, les valeurs des coefficients de sécurité

trouvés par la méthode de Janbu sont quelque peu inférieures aux autres. Cette différence

est due à la sensibilité des forces d'équilibres présentées dans les intertranches. D'autre

part, les résultats obtenus aux conditions de court terme sont plus faibles que ceux obtenus

à long terme. Cette différence s'explique par le fait que les conditions non drainées sont

plus critiques que les conditions drainées.

iisr

110 -îos -

100

95

■

ES i 3_

75

TOr-

r-

CS =1.002

_L _L J- J_ J- J_ 10 1 5 2 0 2 5 3 0 35 « 45 53 55 50 55

Distança rtorizantate (m)

70 75 SO SS 90 95 100

Figure 3.29 Résultat de l'analyse pseudostatique (Ky = 0.097) court terme MorgenstemPrice Section AA'

74

> Analyse de la stabilité pseudo statique (SARMA)

Les analyses de stabilité à l'aide du logiciel STABLE (Version 9.03.00) en utilisant

la méthode SARMA ont été effectuées pour la section AA'. Les calculs ont été réalisés

pour les conditions à long et court terme ainsi que pour le grand rayon superficiel non

circulaire.

La figure 3.30 montre le résultat d'analyse de la stabilité pseudo statique par la

méthode SARMA pour les conditions à court terme. Les résultats des analyses de la

stabilité pseudostatique pour la méthode SARMA sont présentés au tableau 3.14. Le profil

stratigraphique utilisé est celui présenté dans la figure 3.6 section AA'.

Plan de glissement Ky =0.1095 Plan de glissement

" x ~I"^^*. ___ /

/ f

^ ^ . T ^ ^ _ x / ^ ~ ' ' i . ' ' i i— /

f

^ ~ ^ ^ ^ = Z T ^

/ f

^ ~ ^ ^ ^ = Z T ^

_?r£5_J & ~ — _._____.— _%.__._> 3. p l i a !_ •__■= .__ ?_ _ « _:_._— — a . r c . s _ r . i i y î i i _.■ _■_!■ _.■ _■_!■

Figure 3.30 Coefficient de sécurité pour la Méthode SARMA Rupture non circulaire talus complet circulaire Court terme (Section AA', calcul avec STABLE)

75

Tableau 3.14 : Analyse de la stabilité pseudo - statique par la méthode SARMA Site de Saint-Adelphe, Section A-A'

COEFFICIENT SISMIQUE HORIZONTAL

(K)

COEFFICIENT DE SECURITE (CS)

Long terme 0.2630 1.0000 CRITIQUE

Court terme 0.1095 1.0000 CRITIQUE

Les analyses effectuées par la méthode Sarma donnent directement la valeur des

coefficients de sécurité avec le coefficient critique. L'analyse à court terme effectuée

donne un coefficient sismique horizontal égale à 0.1095 pour un coefficient de sécurité

égale à 1.

> Résumé : Plans de rupture observé vs calculé

La figure 3.31 montre le résumé des résultats d'analyse de la stabilité pseudo statique

avec la surface de glissement déduite d'après les CPTU du MTQ (1993).

Surface de glissement déduit d'après

iesCPTUduMTQ-1993

f "

Analyse pseudo-stat ique Sarma

Analyse pseudo-stat ique Morgenstern-Price

J I I I ' ' I ' I ' I I I I L J I I • « «

m

Figure 3.31 - Plan de rupture observé vs calculé

76

La figure 3.31 montre l'approximation de la surface de glissement déduite après les

CPTU du MTQ (1993) avec les analyses de stabilité pseudo-statique par les méthodes de

Morgenstern-Price et Sarma. On peut observer une bonne concordance entre les résultats

des analyses et les mesures in-situ.

3.6.3 Analyse de la stabilité sismique du talus

a. Introduction

Cette section présente les résultats de calculs de la réponse dynamique 1-D du site

de Saint-Adelphe. Pour le calcul dynamique, cinq signaux sismiques ont été utilisés (3

signaux synthétiques et 2 signaux californiens). Ces calculs ont été faits en utilisant les

données du forage F-l.

b. Méthodologie et modèle

Les calculs de la réponse dynamique ont été réalisés à l'aide du logiciel Pro-Shake.

Avec l'utilisation de ce logiciel, le modèle linéaire équivalent de Seed et Idriss (1970) a été

utilisé pour les calculs. Les couches argileuses, ont été analysées avec une variante de ce

modèle proposée par Dobry et Vucety (1987).

c. Signaux sismiques

Les signaux sismiques utilisés pour l'analyse sont représentatifs de l'environnement

tectonique de l'est du Canada.

Avant de réaliser les calculs dynamiques, il faut obtenir les accélérogrammes

synthétiques. Le logiciel Ez-frisk utilise la technique du « Spectral Matching » pour

obtenir ces accélérogrammes. Les calculs sont effectués en utilisant l'algorithme de

superposition spectrale RSPM99 de Norm Abrahamson, qui est intégré dans le logiciel Ez-

Frisk.

Pour cette étude trois accélérogrammes synthétiques ont été obtenus à partir de 2

séismes. Deux signaux ont été utilisés à partir du séisme de Saguenay du 25 novembre

77

1988 (Magnitude Ms = 6) et un autre signal à partir du séisme de Nahanni du 23 décembre

1985 (Magnitude Ms = 6,9).

Les caractéristiques des séismes utilisés son présentées dans le tableau 3.15, tandis

que les caractéristiques des signaux sismiques utilisés sont présentés dans le tableau 3.16.

Tableau 3.15 : Caractéristiques des séismes utilisés pour le développement des signaux synthétiques EVENEMENT DATE Hfover (km) MN M s

Saguenay 25/11/1988 29 6,5 6,0 Nahanni 23/12/1985 18 6,1 6.9

Tableau 3.16 : Caractéristiques des signaux sismiques utilisés pour le développement des signaux synthétiques

SIGNAL SEISME M s STN COMP. 1 Saguenay 6,0 8

La Malbaie L

2 Nahanni 6,9 3 Battlement Creek

L

3 Saguenay 6,0 17 St-Andre du Lac-St-Jean

L

Les figures 3.32 à 3.37 présentent les ajustements du signal au spectre de réponse

2% en 50 ans avec l'ajustement des accélérogrammes

78

a.) Signal S08L

1.0000

ro 0.1000 LU

& fc 0.0100

5 or i l l LU 0.0010 o

0.0001

— 1 1 1

Saguenay Station S08L

j ^ y y . A A

Saguenay Station S08L

j ^ y y . ^

v ^ ^ 1 - ^ ^ ^

v ^ ^

l \ y N i

\ \x Y^V \

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original W i

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

0.001 0.010 0.100 PÉRIODE (sec)

1.000 10.000

Figure 3.32 - Site de Saint-Adelphe: Ajustement du signal S08L (Saguenay, 25 novembre 1988) au spectre de réponse 2% en 50 ans

0.2

S .2

J__ s u

<

0

-0.2 10 15 20

Time (sec) 25 30

Figure 3.33 - Accélérogramme S08L (séisme du Saguenay, 25 novembre 1988) ajusté au spectre 2% en 50 ans (modèle R)

79

b.) Signal S3-270

1.000

o>

co LU "j 0.100 : < en LU û -CO

< 0.010 Û-411 _ i -LU O

0.001 0.01 0.1 1 10

PÉRIODE (sec) Figure 3.34 - Site de Saint-Adelphe: Ajustement du signal S3-270 (Nahanni, 23 décembre 1985) au

spectre de réponse 2% en 50 ans

0.2

tz .2 __.

..y

§

o

-0.2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Time (sec)

Figure 3.35 - Accélérogramme S03-270 (séisme du Nahanni, 23 décembre 1985) ajusté au spectre 2% en 50 ans (modèle R)

80

c) Signal S17L

1.00000

S 0.1a (0 co LU _ l < en \-o UJ CL CO

0.01000 ::

_=_ 0.00100 -< Û_ LU

LU U U <

0.00010

0.00001 0.01 0.1 1

PÉRIODE (sec) Figure 3.36 - Site de Saint-Adelphe: Ajustement du signal S17L (Saguenay, 25 novembre 1988)

au spectre de réponse 2% en 50 ans

0.2

E ___.

g <

0

-0.2

Final

n 'TT' rT

1 \ r— \ \

10 15 20 Time (sec)

25 30

Figure 3.37 - Accélérogramme SAG17L (séisme du Saguenay, 25 novembre 1988) ajusté au spectre 2% en 50 ans (modèle R)

81

3.6.3.1 Ré-analyse du glissement de 1988

Les calculs dynamiques ont été effectués avec le logiciel Pro-Shake. Deux signaux

naturels du Saguenay (S08Let S17L) ont été utilisés. Les calculs ont été effectués au

sommet, mi-hauteur et au pied de la pente.

La figure 3.38 montre l'évolution de la contrainte de cisaillement (kPa) et de la

résistance au cisaillement non drainée (kPa) en fonction de la profondeur (m). Cette figure

montre des zones où la résistance non drainée au cisaillement est inférieure aux contraintes

sismiques calculées à mi-hauteur et au pied de la pente. Alors, il est possible que la

surface de glissement se soit développée à l'intérieur des ces zones.

Notons que, le profil initial de Cu avant le séisme n'est pas exactement connu.

Alors, la valeur mesurée est celle de l'argile dans des conditions post-rupture. On peut donc

supposer qu'il y a eu un certain degré de distorsion dans le massif de sol au voisinage du

plan de cisaillement. Le profil mesuré in-situ représente donc la borne minimale de la

résistance du sol.

82

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3.6.3.2 Analyse de la stabilité sismique selon les paramètres du CNBC

2005 (1 :2 475 ans)

Avec l'aide du logiciel Pro-Shake les calculs dynamiques ont été réalisés. Les trois

signaux synthétiques ajustés au spectre de réponse au roc du modèle sismique régional 1 :

2 475 ans ont été utilisés. Également, deux signaux californiens ont été utilisés pour les

calculs. Les signaux sismiques, fixés à 0,08 g sont appliqués au rocher et propagés ensuite

dans la colonne de sol.

Le tableau 3.17 présente une synthèse de résultats des accélérations maximales

obtenues à la surface du dépôt (APS) pour les 5 signaux utilisés. En moyenne, rAmax à la

surface est 0,118 g, soit donc une amplification du signal sismique de l'ordre de 183% de

l'accélération de pointe au roc (0,08g).

Tableau 3.17 : Amplification sismique au site de Saint Adelphe

Signal Séisme Station Amax (g) surface

ou APS

APS/APR

1 El Centro El Centro - comp. 180 0.162 2.02

2 Taft Taft-comp.lll 0.127 1.59

3 Saguenay Site 8, Comp. L 0.101 1.26

4 Nahanni Station 3, Comp. L 0.083 1.04


MOYENNE 0.118 1.47

Avec le logiciel Pro-Shake, les profils suivants ont été obtenus :

> Spectres de réponse au roc

Les calculs des spectres de réponse au roc (5% amortissement) pour les cinq

signaux selon le modèle R (Amax (roc)=0,08 g) sont présentés dans la figure 3.39.

84

Response Spectra (5%) 0.4-

0.0 0.5 1.5 Z 0 2.5 3.0 3.5 4.0 Period (sec)

EL-Cf_OTRO / TAFT / SAGUENAY SOSL/ NAHANM S3L SAGUENAY S17L

Figure 3.39 - Spectres de réponse au roc - Amax (roc)=0,08 g (Modèle R)

> Rapports d'amplification spectrale (RAS) en fonction de la période T (sec)

Le calcul de l'amplification spectrale en fonction de la période spectrale a été

effectué selon le modèle R (Figure 3.40).

1

10-

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/ ELC-EJVIRO • TAFT

1.5 2.0 2 5 3.0 3.5 -4.0

Period (sec) . SACXJE-SIAY-CS-. MAHAMVI S3L SA3UENA.YS17L

Figure 3.40 - Fonction de transfert entre le roc et la surface du dépôt - Amax (roc)=0,08 g (Modèle R)

> Profils de l'accélération maximale (g) et de la déformation effective de cisaillement

en fonction de la profondeur

Les figures 3.41 et 3.42 illustrent le calcul de l'accélération maximale (g) et de la

déformation effective en fonction de la profondeur selon le modèle R.

85

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0-30

Figure 3.41 - Profils d'accélération en fonction de la profondeur - Amax = 0,08 g (Modèle R)

0.00 0.05

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0.10 __ffec_ve Shear Strain («N>)

y SJGLENAYS08L N4HAMM S3L

0.15

S.J_jU__s^Vi-S17L

0_20

Figure 3.42 - Profils de déformation effective en fonction de la profondeur - Amax(roc) = 0,08 g (Modèle R)

> Interprétation des résultats

La figure 3.39 présente les spectres de réponse au roc (5% amortissement) pour les

cinq signaux. Ces courbes montrent quatre périodes avec des amplifications spectrales

significatives. Ces périodes sont : pour 0,1 s (Sa-maximun = 0,32 g); 0,4 s (Sa-maximun = 0,26g);

0,6 S (Sa.m_ximun = 0 ,21 g) e t 0 ,8 S (Sa.maximun = 0 ,13g) .

La figure 3.40 montre le rapport d'amplification spectrale (RAS) entre les

accélérations spectrales Sa à la surface et au niveau du roc (RAS = (Sa(T)Surface/Sa(T)r0c)).

Le maximum atteint une valeur de 8.2 à une période de 0,6 s pour le signal de Nahanni.

86

Les profils d'accélération en fonction de la profondeur - Amax sont présentés dans la

figure 3.41. On remarque, pour les cinq signaux synthétiques étudiés, une amplification

moyenne de l'accélération maximale à la surface du dépôt de l'ordre de 183%.

Le profil de déformation effective de cisaillement montré dans la figure 3.42

indique que le seuil critique en déformation de 10" % est dépassé pour les signaux

sismiques el Centro et Taft uniquement, ce qui signifie que les autres signaux ne peuvent

pas entraîner une génération de surpressions interstitielles dans la colonne de sol.

> Réponse dynamique : signaux conformes au spectre de réponse 1 : 2 475 ans.


résistance au cisaillement non drainée (kPa) en fonction de la profondeur (m). On peut

observer des zones où la résistance non drainée au cisaillement est inférieure aux

contraintes sismiques calculées à mi-hauteur et au pied de la pente. De plus, pour certains

signaux (El Centro et Taft) le dépassement de la résistance au cisaillement est plus

remarquable. Alors, selon le CNBC 2005 le talus de Saint-Adelphe ne sera pas stable pour

un séisme de 1 : 2 475.

87

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3.6.4 Évaluation rigoureuse du coefficient sismique K (Sarma, 1979)

Le coefficient sismique limite (Ky) a été également calculé en utilisant le modèle

décrit par Sarma (1979). Le calcul rigoureux du coefficient sismique Ky permet de valider

le coefficient sismique critique (à la rupture).

Selon Sarma, les effets de la réponse de pente sur la force à inertie qui s'agit sur une

masse de rupture potentielle peuvent être calculés utilisant des analyses dynamiques par

éléments finis.

Nous avons considéré une surface de rupture obtenue à partir de la méthode par

équilibre limite Morgenstern-Price (Figure 3.44). La masse de sol au-dessous de la surface

de rupture a été divisée en tranches horizontales. Dans ces analyses, les composantes

horizontales des contraintes dynamiques, agissant sur la surface de rupture potentielle sont

intégrées au-dessus de la surface de rupture pour produire une force résultante variable dans

le temps qui agit sur la surface de rupture potentielle. Cette force résultante peut alors être

divisée par la masse du sol au-dessus de la surface de rupture potentielle pour produire

l'accélération moyenne de cette masse.

L'histoire de temps d'accélération moyenne, qui peut être de plus grande ou plus

petite amplitude que l'histoire de temps de l'accélération de basse, fournit le mouvement

d'entrée le plus réaliste pour une analyse de glissement de la masse de rupture potentielle.

Alors, à l'aide du logiciel matlab on fait le calcul du coefficient sismique pour

différents intervalles de temps.

89

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K= coefficient sismique

P T O . = For

c e d'inertie maximal

W= Poids total du sol audessus de la surface de rupture

û(t) = Accélération absolue

Figure 3.44 Calcul du coefficient sismique rigoureux K par la méthode décrite par Sarma (1979)

Le coefficient sismique K rigoureux a été calculée en fonction des signaux de

réponse sismique de Saguenay et El Centro. Ces signaux ont été sélectionnés pour la

prédominance des basses et hautes fréquences respectivement.

La figure 3.45 montre les résultats obtenus en utilisant la méthode décrite par

Sarma (1979) pour les signaux de Saguenay et El Centro. Une bonne concordance a été

observée entre le modèle et le résultat obtenu à partir de l'analyse pseudostatique

(Morgenstern Price). De plus, le coefficient sismique rigoureux est équivalent au k selon la

méthode de Sarma.

90

1. El Centro: Kmax = 0.14 2. Saguenay S08L: Kmax = 0.12

Saguenay S08L: Kmax = 0.12 y APS suiiacc

K„_« = 0.12 y Kyj.,. Sarma(0.11 )

Figure 3.45 - Résultats de calcule du coefficient sismique limite (ky) par la méthode décrit pour Makdisi(1977)

3.7 CONCLUSIONS

Ce chapitre fait la réanalyse de la stabilité sismique du glissement de terrain de 1988

à Saint-Adelphe. Les calculs pseudo-statiques et dynamiques prédisent correctement le

plan de rupture identifié par le MTQ (1993) : rupture peu profonde, à travers de la couche

d'argile (non pas à la base du dépôt).

Les résultats obtenus à partir de l'approche dynamique 1-D ont permit de bien

reproduire le mécanisme observé sur le terrain et ils ont permit d'arriver aux mêmes

conclusions que la méthode pseudo-statique. Ces résultats prédisent correctement le plan

de rupture identifié par le MTQ (1993).

La stabilité sismique du talus de Saint-Adelphe a été vérifiée pour un séisme

1 :2 475 ans (CNBC-2005) et on peut conclure que le talus ne sera pas stable pour ces

conditions.

91

Le coefficient sismique critique (à la rupture) Ky (= 0,11) a été validé par un calcul

rigoureux du coefficient sismique par la procédure de Sarma.

L'étude du talus de Saint-Adelphe a permis d'améliorer les connaissances dans le

domaine des mouvements de terrain et d'avoir une idée sur le comportement dynamique

dans les sols argileux.

92

CHAPITRE 4 ANALYSE DU SITE DE MASKINONGE

4.1 INTRODUCTION

Ce chapitre présente les résultats d'une évaluation de la stabilité sismique d'un talus

naturel situé à Maskinongé, analysé pour une sollicitation sismique du CNBC 2 005 (1 :

2 475). Il décrit tout d'abord les différentes données concernant les conditions

géotechniques et géologiques au site du glissement de Maskinongé. Ensuite, nous

analysons le risque sismique et déterminons les paramètres sismiques. Le calcul de la

réponse dynamique est ensuite réalisé. Enfin, nous comparons et discutons les

méthodologies pouvant être utilisées pour le calcul de la stabilité sismique du talus par les

méthodes pseudo-statiques et dynamiques.


La région de Maskinongé est située à environ 90 kilomètres au nord-est de Montréal

sur la rive nord du fleuve Saint-Laurent et de la rivière Maskinongé. L'écoulement de la

rivière Maskinongé se fait en direction sud à travers les argiles postglaciaires déposées dans

le bassin de la mer de Champlain il y a environ 10 000 ans. Environ 1 kilomètre au nord du

village de Maskinongé, la rivière coupe la terrasse supérieure à une altitude moyenne de 30

mètres.

La terrasse inférieure se prolonge entre le pied de la falaise supérieure et le fleuve

Saint Laurence. Près de la route 138, son élévation est environ 13 mètres et les bancs de la

rivière Maskinongé sont environ 11 mètres de hauteur.

Le site d'étude est situé sur la terrasse inférieure près de l'intersection de la route

138 et de la route Rivière - Est le long du banc gauche de la rivière Maskinongé

(figure 4.1 et 4.2). Le glissement de terrain du site d'étude a eu lieu le 10 août 1990 après 3

93

jours de pluie (38 millimètres) succédant à deux semaines de sécheresse (Demers et al.

1999)

Cliff Landslide scar Sand ridge

Figure 4.1 - Carte de localisation générale de région de Maskinongé (Demers et al., 1999)

0 100 200m

Figure 4.2 - Localisation des différents la glissements récents dans la région de Maskinongé (Demers et al., 1999)

La figure 4.3 présente un plan de localisation du glissement et de la topographie du

site (la localisation du site a été effectuée à l'aide du logiciel Maplnfo).


Latitude : 46,222°

Longitude : -73,013°

94

e l Z>

4.3 DOCUMENTATION ET INVESTIGATIONS GÉOTECHNIQUES

Le talus a 9,50 mètres de hauteur, et la surface de rupture (déterminée à partir des

sondages au piézocône) a été située à environ 1,5 mètres au-dessous du fond de la rivière.

Pendant les travaux réparateurs en octobre 1990, le matériau de glissement s'est déplacé

encore le long de la même surface de rupture, et l'escarpement principal a été légèrement

agrandi. Les travaux de réparation du glissement ont été terminés en février 1992.

Les études effectuées dans la localité de Maskinongé après le glissement de 1990

sont résumées dans le tableau 4.1. Une photographie aérienne, les sondages, les

localisations de coupes et la position approximative du glissement sont présentés dans la

figure 4.4.

96

Tableau 4.1 : Travaux réalisés sur le site de Maskinongé. (Données du MTQ)

No Type Date Longueur

(m)

Elévation*

(m)


CPTU1 Piézocône 1990 MTQ Demers et al. (1999)

CPTU 2 Piézocône 1990 MTQ Demers et al. (1999)

CPTU 3 Piézocône 1990 8 5 MTQ Demers et al. (1999)


CPTU 5 Piézocône 1990 9.5 5.5 MTQ Demers et al. (1999)


CPTU 7 Piézocône 1992 20 13.02 MTQ Demers et al. (1999)






CPTU 15 Piézocône 1992 13.02 MTQ Demers et al. (1999)





F-l Forage 1992 MTQ Demers et al. (1999)

F-2 Forage 1992 MTQ Demers et al. (1999)

F-34 Forage 1990 20 13.02 MTQ Demers et al. (1999)

90-4 Scissomètre 1990 MTQ Demers et al. (1999)












1 Piézomètres 1990 MTQ Demers et al. (1999)



•Élévation arbitraire

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4.4 DESCRIPTION DES CONDITIONS GEOTECHNIQUES


de Maskinongé. Les informations géotechniques utilisées proviennent des investigations

géotechniques réalisées pour le MTQ conjointement avec l'Université Laval (Demers et al.,

1999).

4.4.1 Stratigraphie

La figure 4.5 présente le profil géotechnique du dépôt obtenu en 1990 au droit du

forage F-34, situé près du glissement de 1990. Au droit du forage F-34, une couche de

sable lâche silteux et argileux a été retrouvée jusqu'à une profondeur de 2,70 mètres, suivie

d'un dépôt d'argile grise et homogène. Des bandes noires de 1 à 2 cm d'épaisseur ont été

observés et quelques fossiles de coquilles marines. L'épaisseur totale est inconnue mais

elle est plus grande que 46 mètres. Dans le forage réalisé, le socle n'a pas été intercepté.

L'indice de plasticité varie entre 35 et 48%, et la teneur en eau diminue lentement avec la

profondeur de 80% au dessus du dépôt à 65% à une profondeur de 20 mètres. On note de

légères diminutions de l'indice de liquidité avec la profondeur, mais il est généralement aux

alentours de 1.0. La résistance au cisaillement mesurée avec le scissomètre Nilcon ont

illustré de légères augmentations avec la profondeur : de 20 kPa au-dessus du dépôt

d'argile jusqu'à 50 kPa à 20 mètres de profondeur.

Les profils de la résistance de pointe (qt) et de la pression interstitielle mesurée à la

base du cône (ub__e) pour le talus (CPTU 7) obtenus à partir des travaux de terrain effectués

au profit du MTQ et de l'Université Laval sont présentés dans la figure 4.6. Comme le

terrain est homogène et les différents profils au piézocône obtenus sont semblables, seul le

profil au piézocône CPTU 7 sera utilisé dans cette étude.

La figure 4.7 présente la coupe stratigraphique B-B' utilisée dans les calculs de

stabilité.

99

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Figure 4.6 - Profil au piézocône au site de Maskinongé, CPTU 7 (Demers, 2007)

101

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Le profil du piézocône CPTU-7 montre que pour l'argile intacte, la résistance de

pointe qt augment linéairement avec la profondeur de 300 kPa jusqu'à environ 1000 kPa à

une profondeur de 20 mètres.


Des piézomètres ont été installés aux endroits 1, 2 et 3 (Figure 4.4) à environ 20

mètres au sud du glissement de 1990. Ils ont été localisés dans une section très semblable à

la pente affectée par le glissement. Onze piézomètres ont été installés après le glissement

de 1990. Trois piézomètres à tube ouvert ont été placés à environ 12 mètres derrière la

pente (endroit 1, figure 4.8) aux profondeurs 3, 8 et 17 mètres. Trois autres piézomètres à

tube ouvert ont été installés à l'endroit 2 au milieu de la pente aux profondeurs 4,8 et 14

mètres. Au pied de la pente, deux piézomètres à tube ouvert et trois piézomètres

pneumatiques ont été installés à l'endroit 3. Malheureusement, les derniers piézomètres

n'ont jamais fonctionné. Les deux piézomètres à tube ouvert ont été placés aux

profondeurs de 8 et 14 mètres.

Les conditions de l'eau souterraine ont été surveillées entre novembre 1990 et

janvier 1996. Pendant les 4 premiers mois de 1991, des mesures fréquentes ont été prises

pour enregistrer le pic dans les pressions interstitielles lié à la fonte de neige. Plus tard, les

piézomètres ont été surveillés sur une base irrégulière.

Les données obtenues des piézomètres sont montrées dans la figure 4.8

103

■ 1990

• 1S91

♦ 1992

A 1993

X 1994

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P3c i 'i i i i i i i i i i i i i '

4$i*i**eïfê£i s$$*i4*fiê$s 4tj*ff*f*fff Figure 4.8 Données piézométriques près du glissement de 1990 (les lignes cassées renseignent sur les

dates dans lesquels les glissements se sont produits), Demers et al. 1999.

4.4.3. Paramètres du sol

Les données géotechniques issues des études antérieures ont servi pour l'exécution

des analyses des stabilités statique, pseudo statique et dynamique.

a) Propriétés physiques et paramètres statiques

Le tableau 4.2 présente les propriétés géotechniques des différentes couches pour

l'analyse de la stabilité statique en contraintes effectives. Ces paramètres sont issus des

travaux de Demers et al. (1999).

104

Tableau 4.2 : Propriétés géotechniques des différentes couches du site de Maskinongé

Couche Profondeur

au sommet de la pente (m)

Poids volumique

(KN/m3)


(m/sec)

c' (kPa) O Référence

Sable silteux

3.02 19.2 l*10-6m/s 0 35 Demers et al. (1999)

Argile silteuse

15.7 15.6 2*10-9 5 24 Demers et al. (1999)

b) Eau souterraine

La figure 4.8 montre les niveaux d'eau mesurés dans les piézomètres. Pour les

piézomètres PI a, Plb et Pic situés au dessus de la pente (endroit 1), les variations

saisonnières sont clairement observables pour les deux piézomètres supérieurs mais sont

presque négligeables pour le piézomètre plus profond. On a observé le plus haut niveau de

la nappe phréatique le 4 avril 1991 à une profondeur de 0,60 mètre dans la couche de sable.

Au milieu de la pente, le régime hydraulique pour les piézomètres P2a et P2b ne présente

pas des changements cruciaux au cours de l'année. Près du pied de la pente, les

piézomètres P3b et P3C ont indiqué un écoulement ascendant au cours de l'année.

Les conditions d'été (de juillet au début octobre) correspondent toujours aux plus

bas états de la pression d'eau interstitielle, même si c'est la période la plus pluvieuse.

Selon Lafleur et Lefebvre (1978), ce phénomène est dû à l'évapotranspiration importante

pendant l'été dans les terres en contre-bas du fleuve Saint Laurence.


Les paramètres de la résistance non drainée ont été considérés pour effectuer

l'analyse pseudo-statique.

Dans le cas de l'analyse des sols argileux, la résistance au cisaillement serait

calculée en termes de contraintes totales, en utilisant les valeurs de la résistance au

cisaillement (Su) obtenues à partir du piézocône CPTU 7. Les valeurs de la résistance au

cisaillement (Su) sont égales à la cohésion non drainée de l'argile (cu) qui varie avec la

profondeur. Alors, la résistance non drainée obtenue à partir du profil au piézocône sera

considérée comme étant résistance dynamique limite. Le profil obtenu est montré dans la

105

figure 4.9. La résistance au cisaillement (Su) maximale est de l'ordre de 43 kPa pour une

profondeur de 5,7 mètres.

Pour les sols pulvérulents, l'équation 3.1 (S = aVTan <(>') sera utilisé dans le calcul

de la résistance au cisaillement des matériaux. Les caractéristiques de la résistance au

cisaillement seront calculées en termes de contraintes effectives.

Deux conditions de pression interstitielles ont été considérées : à la rupture (états

d'été) et pour les conditions de pressions interstitielles mesurées les plus élevées (printemps

1991).

106

ESSAI AU PIÉZOCÔNE SITE Maeirionge ESSAI: CPTU7 _____.'.«_-CN : 11.76 m PR3F. ATrBNTE:1SUS4ni

. SuflcPs.

0 100 . . . . 1 .

200 300 4< . . . i . . . . i . . .

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Figure 4.9 - Piofils au piézocône au site de Maskinongé, CPTU 7 - Coupe A-A, (Demers, 2007)

107


Pour réaliser l'analyse dynamique, certaines données géotechniques ont été

évaluées. Dans les sols cohérents, la résistance au cisaillement non drainé (Su) a été utilisée

ainsi que les indices corrigés de pénétration standard (Nl)6o dans le sable.

L'équation empirique de Seed et Idriss (1970) (Gmax = P__m"21,7K2m_x(a'm/P__m)1/2),

a été utilisée pour l'évaluation du module de cisaillement aux petites déformations dans le

sable.

Dans les sols cohérents, le module de cisaillement aux petites déformations a été

déterminé par l'équation : Gmax= k * Su

4.5 PARAMETRES SISMIQUES


La figure 4.10 montre les distributions des epicentres de magnitudes supérieures à

2.0 pour la province du Québec. La région de Maskinongé est présentée dans cette figure.

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Figure 4.10 Carte des epicentres pour le centre du Québec 16382003 Localisation du site de Maskinongé (données de Halchuk (2003), Communication personnelle).

108

Trois analyses probabilistes du risque sismique ont été effectuées pour obtenir les

paramètres caractéristiques du mouvement sismique au site de Maskinongé. La première

approche utilisée est celle proposée dans le Code National du Bâtiment du Canada (2005)

et les principes de cette approche sont exposés par Atkinson et Adams (2003). Elle

s'appuie sur un nouveau zonage sismique du Canada (Adams et Halchuk, 2003). La

deuxième approche utilisée est celle proposée dans le Code National du Bâtiment du

Canada (1995), les principes de cette approche sont exposés par Basham (1992). La

troisième approche utilisée est celle proposé pour l'Amérique du Nord centrale et orientale

(Toro et al, 1997). Les calculs de risque sismique seront effectués avec le logiciel Ez-

FRISK, développé par la Société Risk Engineering Ltd dirigée par le Dr. R. McGuire.


Les calculs du risque sismique selon les trois approches ont été effectués par l'outil

du logiciel Ez-Frisk faits avec la méthode de Cornell McGuire. Cette méthode est intégrée

dans le logiciel Ez-Frisk.

i) Localisation du site

Les figures 4.11 et 4.12 montrent la localisation du site de Maskinongé par rapport

aux zones sismiques des modèles Régional et Historique (Adams et Halchuk, 2003).

109

Figure 4.11 - Localisation du site de Maskinongé par rapport aux zones sismiques du modèle Régional de la CGC

Figure 4.12 - Localisation du site de Maskinongé par rapport aux zones sismiques du modèle Historique de la CGC

110

On remarque, que dans le modèle R, le site est situé dans la zone du rift IRM

("Iapetan Rift Margin") tandis que dans le modèle H, le site se retrouve directement dans la

zone de Trois Rivières.

ii) Calcul des paramètres sismiques

La démarche suivie pour l'étude du site de Maskinongé avec le logiciel EzFrisk est

la suivante :


Les différents résultats de calcul de l'aléa sismique total selon les modèles R et H

sont présentés dans les figures 4.13 et 4.14. Les courbes dans ces figures montrent

l'accélération au roc en fonction de la probabilité annuelle de dépassement.

ALÉA TOTAL MODÈLE R

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ACCELERATION DE POINTE AU ROC, (g)

Figure 4.13 Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Maskinongé selon le Modèle R avec le logiciel EzFrisk

111

ALEA TOTAL MODELE H

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— Sources using AtkinsonBoore (2006) ENA Hard Rock __=



— Sources using AtkinsonBoore (2006) ENA Hard Rock i I I I | j j __=

— Sources using Toro (1999) Midcontinent mbLg (Sit e Class A) __=

— Sources using Toro (1999) Midcontinent mbLg (Sit __=

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0.0001 0.001 0.01 0.1 ACCELERATION DE POINTE AU ROC, (g)

Figure 4.14 Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Maskinongé selon le Modèle H avec le logiciel EzFrisk


Les figures 4.15 et 4.16 présentent les calculs de l'aléa sismique total pour

chacune des sources sismiques selon les modèles R et H.

112

ALÉA POUR CHAQUE SOURCE SISMIQUE MODÈLE R 1E+00

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ACCELERATION DE POINTE AU ROC, (g)

Figure 4.15 Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques de Maskinongé selon le Modèle R

ALEA POUR CHAQUE SOURCE SISMIQUE MODELE H 1E+00

LU S LU tn w g LU a LU

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ACCÉLÉRATION DE POINTE AU ROC APR, (g) 10.00000

Figure 4.16 Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques de Maskinongé selon le Modèle H.

113

> Calcul du spectre d'aléa uniforme (Uniform Hazard Spectra) au rocher

Les figures 4.17 et 4.18 montrent les résultats de calcul du spectre d'aléa

uniforme au rocher qui a été effectué selon les modèles R et H respectivement.

SPECTRE D'ALÉA UNIFORME ("Uniform Hazard Spectra")

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PERIODE SPECTRALE, (s)

Figure 4.17 Spectre d'aléa uniforme pour le site de Maskinongé selon le Modèle R

114

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PÉRIODE SPECTRALE, (s) 3.2 3.6

Figure 4.18 Spectre d'aléa Uniforme pour le site de Maskinongé selon le Modèle H


Le calcul de la désagrégation du risque sismique avec la distance et la magnitude

selon les deux modèles R et H est montré dans les figures 4.19 et 4.20.

115

DESAGREGATION DU RISQUE MAGNITUDE-DISTANCE

Période: PGA Amplitude: 0.19 Aléa: 6.405e-004

Mean Magnitude: 6.00 Mean Distance: 27.88

Figure 4.19 - Désagrégation du risque sismique pour le site de Maskinongé selon le Modèle R

DESAGREGATION DU RISQUE MAGNITUDE-DISTANCE

Période: PGA Amplitude: 0.10 Aléa: 5.610e-004


Figure 4.20 - . Désagrégation du risque sismique pour le site de Maskinongé selon le Modèle H

116


Les figures 4.13 et 4.14 montrent l'accélération au roc en fonction de la probabilité

annuelle de dépassement. Pour le modèle R, on trouve que pour une fréquence annuelle de

dépassement de 0,0004 (pour un période de retour de 1 : 2 475 ans) l'accélération de pointe

au roc est 0,19 g. Tandis que pour le modèle H, l'accélération de pointe au roc est 0,10 g.



spectrale particulière. Pour le modèle R, on peut remarquer que le risque sismique provient

de la source de "Iapetan Rift Margin". Pour le modèle H, on peut remarquer que pour des

accélérations de pointe au roc plus petites que 0,015 g le risque sismique provient de la

source Charlevoix alors que pour des accélérations plus grandes que 0,015 g le risque

provient de la source de Trois-Rivières.

Les figures 4.17 et 4.18 montrent le Spectre d'aléa uniforme C Uniform Hazard

Spectra") au roc (Sa (g) en fonction de T (s)) pour des séismes ayant une période de retour

de 475, 975 et 2475 ans respectivement (ces figures présentent les ordonnées spectrales

pour chacune de ces trois périodes de retour). Pour le modèle R ayant une période de 2 475

ans et avec une période spectrale de 0,05 s, l'accélération spectrale Sa trouvée est 0,58 g.

Tandis que pour le modèle H l'accélération spectrale Sa trouvée est 0,28 g.

Les figures 4.19 et 4.20 montrent la désagrégation du risque avec la distance et la

magnitude. Pour le modèle R, le risque sismique provient principalement d'une source

sismique de Magnitude Mw = 5.00 située à une distance hypocentrale de 27.9 km. Pour le

modèle H, le risque sismique provient principalement d'une source sismique de Magnitude

Mw= 6.18 située à une distance hypocentrale de 64.48 km.

Le tableau 4.3 montre la synthèse des résultats des paramètres sismiques pour le site

de Maskinongé pour une période de retour de 2 475 ans.

117

Tableau 4.3. Synthèse des résultats de Maskinongé


Site CLASSE A* Maskinongé

(Ez-Frisk 7.25)

Site CLASSE C " Trois Rivières


APR 0,10 0,19 0,20 0,40 S..0.1) 0,18 0,33 0,31 0,61 S..0.2) 0,15 0,23 0,35 0,64 S.(0.5) 0,095 0,12 0,20 0,31 S.(1.0) 0,059 0,066 0,10 0,12 Sa(2.0) 0,029 0,031 0,032 0,043

* Calculé avec le modèle d'atténuation d'Atkinson et Boore (2006) ** Calculé avec le modèle d'atténuation d'Atkinson et Boore (1995)

Le tableau 4.3 présente une synthèse des résultats du site de Maskinongé. Les résultats montrés dans les deux premières colonnes ont été calculés avec le logiciel Ez-Frisk 7.25 en utilisant le modèle d'atténuation d'Atkinson et Boore pour un site de classe A. Les résultats montrés dans les deux dernières colonnes ont été exposés par Adams et Halchuk (2003) en utilisant le modèle d'atténuation d' Atkinson et Boore (1995) pour un site de classe C situé à Trois Rivières.

Également, le calcul de l'aléa sismique pour le site de Maskinongé selon le Code National du Bâtiment du Canada 2005 a été réalisée à travers le site web www.nationalcodes.ca. Les résultats de ces calculs sont présentés dans la fiche technique 2 à l'annexe 3. Le calcul de AMS pour la Commission géologique du Canada pour le site de Maskinongé donne une valeur de AMS égale à 0,397g (modèle Robuste)

4.6 ANALYSE DE LA STABILITÉ SISMIQUE

4.6.1 Introduction

Cette section présente les résultats de l'analyse de la stabilité sismique du talus de Maskinongé sous sollicitation sismique. Elle montre les calculs de la stabilité sismique du talus par les méthodes statiques et pseudo-statiques. Il y aura lieu également d'une analyse dynamique du site.

118


4.6.2 Analyse pseudo statique

Les méthodes des stabilités statique et pseudo-statique ont été utilisées pour

analyser la stabilité sismique du talus du site de Maskinongé. Ces calculs serviront à

vérifier si la géométrie du versant naturel est stable sous les conditions de chargement

sismique.


À l'aide du logiciel Slope/W (Geo-slope International) les calculs de stabilité

statique et pseudo-statique ont été réalisés. Les méthodes d'équilibre limite Morgenstern-

Price, Bishop et Janbu ont été utilisés pour le calcul des coefficients de sécurité (CS). Les

analyses à court et à long terme ont été effectuées ainsi que les analyses pendant l'été et le

printemps. Des surfaces de rupture circulaires ont été considérées.

Pour réaliser l'analyse du réseau d'écoulement, le logiciel Seep/W (Geo-slope

International) a été utilisé.

Les paramètres des sols utilisés pour les analyses statiques et pseudo statiques ont

été présentés dans la section 4.4.3.


Les conditions d'écoulement dans le talus de Maskinongé sont modélisées par

éléments finis en utilisant le logiciel SEEP/W. Permettant d'évaluer les pressions

interstitielles.

Les figures 4.21 et 4.23 montrent le maillage de la section B-B' et les conditions

aux limites. Ce maillage est composé de 2945 éléments délimités par 3052 nœuds. Les

conditions aux limités considérées sont la nappe phréatique à 0.6 m au-dessous de la

surface (pendant le printemps) et 2m (pendant l'été) et des frontières imperméables.

119

Les figures 4.22 et 4.24 montrent le réseau d'écoulement de la section B-B' pour les

conditions piézométriques (printemps et été), en termes de courbes de même niveau

piézométrique.

120

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Les analyses de stabilité ont été effectuées pour la section B-B'. Les résultats des

analyses de la stabilité statique par les trois méthodes d'équilibre limite (Morgenstern-

Price, Bishop et Janbu) sont présentés dans le tableau 4.4, avec des surfaces de rupture

circulaires et pour les saisons de printemps et d'été et pour des estimations à long et à court

terme. Le profil stratigraphique utilisé est celui présenté dans la figure 4.8 section B-B'.

Tableau 4.4 : Analyse de la stabilité statique (K=0) par équilibre limite pour le site de Maskinongé, Section B-B' Condition Méthode C S . Printemps

Rupture circulaire C S

Rupture Eté

circulaire Condition Méthode

Talus - complet (superficiel)




Long terme

Morgen stem-Price 0.805 0.652 0.856 0.672 Long terme

Bishop 0.779 0.640 0.833 0.656 Long terme Janbu 0.665 0.579 0.715 0.584

Court terme

Morgenstem-Price 1.115 2.006 1.124 2.174 Court terme

Bishop 1.116 2.006 1.125 2.174 Court terme Janbu 0.996 1.957 1.007 2.179

•Voir tableau 4.2. pour les paramètres des sols

Les figures 4.25 et 4.26 montrent les résultats de l'analyse statique à court et à long

terme, utilisant la méthode de Morgenstern-Price (talus complet superficiel).

Par rapport aux résultats obtenus dans l'analyse de la stabilité statique, on peut

remarquer que pour les conditions à long terme et à court terme (été et printemps) les

coefficients de sécurité sont faibles, de l'ordre de 0.8 et 1.1 respectivement. Ces résultats

nous renseignent sur une instabilité statique de la pente. Une bonne concordance a été

observée entre les résultats obtenus dans cette analyse et ceux obtenus par Demers et al.,

1999 (CS = 0.82 pour le printemps et CS = 0.99 pour l'été, dans les conditions à long

terme).

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4.6.2.4 Analyse de la stabilité pseudo-statique (SLOPE)

Les analyses de stabilité ont été effectuées pour la section B-B'. Le coefficient de

sécurité a été calculé pour différentes valeurs du coefficient sismique horizontal (K ou Kh).

Les résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique sont présentés dans les

tableaux 4.5 à 4.10. Les schémas dans les tableaux présentent le plan de rupture critique

(i.e. celui résultant d'un coefficient de sécurité minimal).

Tableau 4.5 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.05) par équilibre limite. Site de Maskinongé, Section B-B'

Condition Méthode C S . Printemps Rupture circulaire

es Rupture

Eté circulaire

Condition Méthode





Long terme

Morgenstem-Price 0.718 0.601 0.765 0.618 Long terme


Court terme





C S . Eté Rupture circulaire

Condition Méthode





Long terme



Court terme

Morgenstern-Price 0.859 1.664 0.861 1.859 Court terme


128



C S . Eté Rupture circulaire

Condition Méthode





Long terme



Court terme





es Rupture

Eté circulaire

Condition Méthode


V s .




Long terme



Court terme

Morgenstern-Price 0.678 1.421 0.677 1.617 Court terme


Tableau 4.9 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K Site de Maskinongé, Section B-B'



es Rupture

Eté circulaire

Condition Méthode





Long terme



Court terme



129



es Rupture

Eté circulaire

Condition Méthode




V\_. Talus - base (superficiel)

Long terme



Court terme



Les analyses des stabilités pseudo-statiques effectuées au site de Maskinongé

confirment l'instabilité sismique du talus. Les coefficients de sécurité obtenus sont tous

inférieurs à 1 pour les différentes valeurs du coefficient sismique (K).

> Analyse de la stabilité pseudo - statique (SARMA)

Les analyses de la stabilité pseudo-statique en utilisant la méthode SARMA ont été

effectuées à l'aide du logiciel STABLE (Version 9.03.00). Les calculs ont été effectués

pour les conditions à long terme pour le grand rayon superficiel non circulaire dans les

conditions de printemps.

Le résultat de l'analyse pseudo-statique par la méthode SARMA est montré dans la

figure 4.27. Les résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique par la méthode

SARMA sont présentés dans le tableau 4.11.

130

\

Plan de glissement

D m t - i f i l a A n a l y a i *

D

*K

Plan de glissement


D

*K o . e i a


D

*K

"*-. ^_——


/ l i i . i r . c r . ? .

S__._rrr.__ D

*K

"*-.

Figure 4.27 - Coefficient de sécurité pour la Méthode SARMA - Rupture non circulaire talus complet circulaire- conditions du printemps (Section B-B', calcul avec STABLE)

Tableau 4.11 : Analyse de la stabilité pseudo - statique par la méthode SARMA Site de Maskinongé, Section A-A'


(K)


Long terme

0.0000 0.8129 STATIQUE

Long terme -0.0642 1.0000 CRITIQUE

Les résultats obtenus avec la méthode SARMA donnent un coefficient sismique

horizontal négatif égal à -0.0642 pour un coefficient de sécurité (CS) équivaut à 1. Ces

résultats confirment l'instabilité du talus.

4.6.3 Analyse de la stabilité sismique du talus

a. Introduction

Cette section présente les résultats de calcul de la réponse dynamique 1-D du site de

Maskinongé. Une série de cinq signaux sismiques ont été utilisés (3 signaux synthétiques

et 2 signaux californiens). Les calculs ont été faits en utilisant les données du forage F-

34.

131

http://S__._rrr.__


À l'aide du logiciel Pro-Shake les calculs de la réponse dynamique ont été réalisés.

Les calculs ont été effectués en utilisant le modèle linéaire équivalent de Seed et Idriss

(1970). Le modèle proposé par Dobry et Vucety (1987) a été utilisé pour les couches

argileuses.

Les cinq signaux sismiques utilisés pour l'analyse dynamique sont représentatifs de

l'environnement tectonique de l'est du Canada.


À partir des séismes de Saguenay du 25 novembre 1988 (Magnitude Ms=6) et de

Nahanni du 23 décembre 1985 (Magnitude Ms=6.9), trois accélérogrammes synthétiques

ont été obtenus.

Les caractéristiques des séismes utilisés et des signaux sismiques utilisés sont

présentés dans les tableaux 4.12 et 4.13 respectivement.

Tableau 4.12 : Caractéristiques des séismes utilisés pour le développement des signaux synthétiques EVENEMENT DATE Hfover (km) MN Ms

Saguenay 25/11/1988 29 6,5 6,0 Nahanni 23/12/1985 18 6,1 6,9


SIGNAL SEISME Ms STN COMP. 1 Saguenay 6,0 8

La Malbaie L


L


L

Les ajustements du signal au spectre de réponse 2% en 50 ans avec l'ajustement des

accélérogrammes sont présentés dans les figures 4.28 à 4.33.

132

a.) Signa

1.0000:

l SAG08L

_.*— *— ' -~~ xZ^\,

s\. _ Saguenay Station S08L - * ' ' , w S ^ \ / -^ ** - * ' ' , w S ^ \ / -^ ** r\5j^.V ^s_^

_ r\5j^.V ^s_^

(/) 0.1000 : LU _i

V . ^ ^ v < en i -o LU U) 0.0100 ^

i -o LU U) 0.0100 ^ 2 V. \ \ 2 O ^v \ \

en 2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

en 2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

•LU __J -W 0.0010 -

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original o

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original >v ^

<

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original <

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

2%: 50 ans

— Début

— Ajusté

— Original

0.0001 -0.01 0.1 1

PÉRIODE (sec) 10

Figure 4.28 - Site de Maskinongé: Ajustement du signal SAG08L (Saguenay, 25 novembre 1988) au spectre de réponse 2% en 50 ans

0.3

.2

U u

<

0

-0.3 10 15 20

Time (sec) 25 30


133

b.) Signal S3

10.000

3 ro

CO LU

U LU Û. CO

l tu _ l LU O o <

1.000

0.100

0.010

0.001

NAHANNI S03L 23 DEC 1985

i i . « » . — i t i i 1 t t i i t t t t t «

0.01 0.1 1 PÉRIODE (sec)

Figure 4.30 Site de Maskinongé: Ajustement du signal S03L (Nahanni, 23 décembre 1985) au spectre de réponse 2% en 50 ans

10

C ■ I^H

J_

<

u.o

Final

0

0.3 1 1 \ r— \ \ 1 1 1

2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Time (sec)

Figure 4.31 Accélérogramme S03L (séisme du Nahanni, 23 décembre 1985) ajusté au spectre 2% en 50 ans (modèle R)

134

c.) Signal S17L

1.0000

Q 0.0010 o <

0.0001 0.1 1

PÉRIODE (sec) Figure 4.32 - Site de Maskinongé: Ajustement du signal S17L (Saguenay, 25 novembre 1988) au


0.3

3 •x-t

2 M

xx)

< -0.3

10 15 20 25 30 Time (sec)


135

d. Analyse dynamique 1 -D selon les paramètres du CNBC 2005

Les calculs dynamiques ont été effectués en utilisant le logiciel Pro-Shake. Cinq

signaux sismiques représentatifs de l'environnement tectonique de l'est du Canada ont été

utilisés pour les calculs (deux signaux californiens et trois signaux synthétiques ajustés au

spectre de réponse au roc du modèle sismique régional 1 : 2 475). Les signaux sismiques,

fixés à 0,19 g sont appliqués au rocher et propagés ensuite dans la colonne de sol.

Une synthèse des résultats des accélérations maximales obtenues à la surface du

dépôt (APS) pour les cinq signaux sismiques utilisés est présentée dans le tableau 4.14.

Tableau 4.14 : Amplification sismique au site de Maskinongé

Signal Séisme Station Am_x (g) surface owAPS

A P S / A P R


2 Taft Taft - comp. 111 0.227 1.19




MOYENNE 0.118 0.78

En général, on observe une atténuation du signal sismique: Amax à la surface de 0,15

g, soit donc, en moyenne, 79% de l'accélération de pointe au roc (0,19 g).

L'amplification des vibrations sismiques ne sera donc pas un problème pour le site

de Maskinongé.

Les profils suivants ont été obtenus à l'aide du logiciel Pro-Shake :


La figure 4.34 montre les résultats des spectres de réponse au roc (5%

amortissement) pour les cinq signaux selon le modèle R (Amax (roc)=0,19 g).

136

o.&

5

0.0

Spectra (5^o)

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

EL C E S T R O y T A F T Period (sec)

y S A G U E N A Y SOSLy N A H A N N I S3L S A G U E N A Y S17L

4.0

Figure 4.34 - Spectres de réponse au roc - An,_x(rock)=0,19 g (Modèle R)


Le calcul de l'amplification spectrale en fonction de la période spectrale a été

effectué selon le modèle R et présenté dans la figure 4.35.

4.0

EL CENTRO y TAFT Period (sec)

y SAGUENAYSOSL y NAHANM SÎL SAGUENAY SI7L

Figure 4.35 - Fonction de transfert entre le roc et la surface du dépôt - Amax (roc)=0,19 g (Modèle . R)



137

Les calculs de l'accélération maximale (g) et de la déformation effective en fonction

de la profondeur selon le modèle R sont illustrés dans les figures 4.36 et 4.37

respectivement.

-150

0.00 0.05

/ EL CENTRO / TAFT

0.10 .Aoceleratioti (2)

• SAGUENAY SOSL

0.15 0.20 0.25

NAHANM S3L SAGUENAYS17L


ace y EL CENTRO • TAFT

a 15 CL20

Effective Shear Strain (%) y SAGUENAY S08L NAHANNI S3L

0.25

SAGUENAY SI 7L

0.30



Les spectres de réponse au roc (5% amortissement) pour les cinq signaux sont

présentés dans la figure 4.34. Ces courbes montrent quatre périodes avec des

amplifications spectrales significatives. Ces périodes sont : pour 0,1 s (Sa-maximmi = 0,48 g);

0 , 4 S (Sa .maximun = 0 , 6 0 g ) ; 0 , 6 S (Sa-maximun " 0 , 4 8 g ) e t 0 , 8 S (Sa-maximun = 0 , 3 2 g ) .

138

Le rapport d'amplification spectrale (RAS) entre les accélérations spectrales Sa à la

surface et au niveau du roc (RAS = (Sa(T)surface/Sa(T)ro_)) est montré dans la figure 4.35. Le

maximum atteint une valeur de 8.2 à une période de 2.0 s pour les deux signaux de

Saguenay et le signal de Nahanni.

La figure 4.36 présente les profils d'accélération en fonction de la profondeur - Amax

On remarque, pour les cinq signaux synthétiques étudiés, une atténuation moyenne de

l'accélération maximale à la surface du dépôt de l'ordre de 79%.

La figure 4.37 montre le profil de déformation effective de cisaillement, il indique

que le seuil critique en déformation de 10" % est dépassé pour les signaux sismiques el

Centro, Taft et Saguenay S17L, ce qui signifie que les autres signaux ne peuvent pas

entraîner une génération de surpressions interstitielles dans la colonne de sol.

4.6.4 Réponse dynamique : signaux conformes au spectre de réponse

1 : 2 475 ans.


résistance au cisaillement non drainée (kPa) en fonction de la profondeur (m). On peut

observer une zone où la résistance non drainée au cisaillement est inférieure aux contraintes

sismiques. Alors, selon le CNBC 2005 le talus de Maskinongé ne sera pas stable pour un

séisme de période de retour égale à 1 : 2 475.

139

ANALYSE DYNAMIQUE 1-D Site de Maskinongé

Signaux conformes au spectre UHS 1 : 2 500 ans

Contrainte de cisaillement QcPa)

10

c o et—* CD > _5 -•LU

-5 —

0 — Signal El Centro Tall S06L- 1:2 5001_..) Nahanni - S3L 1: 2 500 la, I S17L -1:2 5001-,.) CPTU 7

40 80 120 160 Résistance au cisaillement non-drainé (kPa)

200

Figure 4.38 - Résultats des calcules dynamiques 1-D. Signaux conformes au spectre UHS 1 : 2 475 ans.

140

4.7 CONCLUSIONS

Ce chapitre fait l'analyse de la stabilité sismique du talus de Maskinongé. Les

calculs statiques et pseudo-statiques montrent l'instabilité du talus de Maskinongé; les

résultats des calculs statiques sont notamment en concordance avec ceux obtenus par

Demers et al, 1999.

De plus, la stabilité sismique du talus de Maskinongé a été vérifiée par une analyse

dynamique 1-D avec des signaux synthétiques conformes à un spectre UHS pour des

mouvements sismiques dont la période de retour est 1 :2 475 ans (CNBC 2005). Ces

résultats indiquent également que le talus ne sera pas stable dans ces conditions.

En général, il est recommandé de procéder à des analyses dynamiques non-linéaires

plus avancées si les approches simplifiées, telles que celles utilisées dans ce chapitre, si un

certain potentiel d'instabilité sismique a été observé.

141

CHAPITRE 5 ANALYSE DU SITE DE BAIE SAINT-PAUL

5.1 INTRODUCTION

L'objectif de ce chapitre est d'étudier la stabilité dynamique d'un talus situé à Baie

Saint-Paul. La sollicitation sismique considérée correspondra aux prescriptions du CNBC

2005, à savoir des mouvements sismiques associés à une probabilité de dépassement de 2%

en 50 ans.

Dans ce chapitre, nous décrivons tout d'abord les différentes données concernant les

conditions géotechniques et géologiques au site de Baie Saint-Paul. Ensuite, nous

analysons le risque sismique et déterminons les paramètres sismiques. Le calcul de la

réponse dynamique est par la suite réalisé. Enfin, nous comparons et discutons les

méthodologies pouvant être utilisées pour le calcul de la stabilité sismique du talus par les

méthodes pseudo-statiques.


La ville de Baie Saint-Paul se trouve dans la région de Charlevoix, à une centaine de

kilomètres de la ville de Québec. Le site d'étude concerne le talus de la rive Est de la

rivière du Gouffre à Baie Saint-Paul.

Le plan de localisation du site d'étude à Baie Saint-Paul et la topographie de ce site

sont montrés dans la figure 5.1.


Latitude : 47,47°

Longitude : 70,54°

142

f l —

s_ 9

a — CQ y ZJ _5 J 3

c 3

p. 2 S C o H ■si U

O c a o

2 OH

rt zr. o

'rt .2 rt T. 3 w

Z J

= O

'■§ s

"rt u C

«T,

t s SX

5.3. DOCUMENTATION ET INVESTIGATIONS GEOTECHNIQUES

En 1989 et 1990, la Société SODAT a effectué une campagne d'exploration

géotechnique du site d'étude. Le tableau 5.1 résume les travaux effectués par la Société

SODAT au site de Baie Saint Paul. Une photographie aérienne avec la localisation des

sondages et des coupes stratigraphiques au site de Baie Saint Paul est montrée dans la

figure 5.2.

Tableau 5.1 : Travaux réalisés sur le site de Baie Saint-Paul.

No Type Date Longueur (m)

Elévation* (m)


F-l -Forage -Tube d'observation et piézomètres

1989 15,90 73,53 Hydro-Québec Hydro-Québec Dossier : 1064

F-2 -Forage -Tube d'observation et piézomètres


F-3 -Forage 1989 30,15 56,57 Hydro-Québec Hydro-Québec Dossier : 1064

F-3A

-Forage 1989 21,30 66,49 Hydro-Québec Hydro-Québec Dossier : 1064

F-4 -Forage -Pénétromètre dynamique -Tube d'observation et piézomètres









1989 41,50 58,00 Hydro-Québec Hydro-Québec Dossier :T064


1989 47,00 51,52 Hydro-Québec Hydro-Québec Dossier: 1064



F-l 1 -Forage -Tube d'observation et piézomètres


F-12 -Forage -Tube d'observation et


144

piézomètres F-l 3 -Forage

-Tube d'observation et piézomètres




F-l 5 -Forage -Tube d'observation et piézomètres










'Elévation arbitraire

145

T

3 rt û.

rt zr. • j 'rt (0 o — 3 rt Bl 'J 3

1E CL

I s. b C-3 C CJ s. O — O s. ZJ tù rt

T3 3 O 75 CA

-o o >

X G E. O. C rt 3

pO *_ rt o.

" r t "_> O

E 3 SX

5.4. DESCRIPTION DES CONDITIONS GEOTECHNIQUES


de Baie Saint-Paul. Les données utilisées proviennent particulièrement de la campagne

géotechnique réalisée au profit de SODAT (1990) et du rapport d'Hydro-Québec (No de

référence 10618-04007C)

5.4.1 Stratigraphie

Les forages réalisés par Hydro-Québec (1989) ont permis d'établir la stratigraphie

suivante :

De façon générale, le terrain naturel est constitué d'une couche d'argile et silt brune

à grise, de consistance raide à très raide; suivie d'une couche de sable de compacité

compact. En dessous de ces matériaux, un épais dépôt d'argile et de silt de consistance

ferme à raide suivi d'une couche de sable compact a été identifié. Il est à noter que dans

tous les forages réalisés le socle n'a pas été intercepté.

La figure 5.3 présente la coupe stratigraphique A-A' utilisée dans les calculs de

stabilité.

147

■ 1

1 3 / 1 © / 1 1 "C 1 1 <•* \

■ t

i — : s

! c _ ~ ! *

■1

c

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., *

(■ ) I1MMASIJ


Des tubes d'observation ont été logés dans chacun des forages pour mesurer le

niveau de l'eau souterraine pendant les travaux de 1989. De plus, des piézomètres de type

Casagrande ont été installés dans la plupart des forages afin de déterminer les conditions

piézométriques à différents niveaux dans le sol. Les niveaux de la nappe phréatique ont été

surveillés entre septembre 1989 et juin 1990.

5.4.3. Paramètres du sol

Pour l'exécution des analyses des stabilités statique, pseudo statique et dynamique,

les données géotechniques citées ci-avant ont été utilisées.

a) Propriétés physiques et paramètres statiques

Les propriétés géotechniques des différentes couches pour l'analyse de la stabilité

statique en contraintes effectives sont montrées dans le tableau 5.2. Ces paramètres sont

issus des travaux de LeBoeuf (2004).

Tableau 5.2 : Propriétés géotechniques des différentes couches du site de Baie-Saint-Paul

Couche Profondeur au sommet de la pente

(m)

Poids volumique

(KN/m3)


(m/sec)

c' (kPa)

O ' ( 0 ) Référence

Sols argileux supérieurs

3 16,5 2*10A-9 3,0 38,0 Hydro-Québec Dossier : 1064

Sable supérieur

2 17,5 1.32*10^-7 0,0 30,0 Hydro-Québec Dossier : 1064

Sols argileux profonds

25 17,0 3.47*10A-9 3,0 38,0 Hydro-Québec Dossier: 1064

Sable dense profond

30 20,0 3.36*10^-7 0,0 34,0 Hydro-Québec Dossier: 1064

b) Eau souterraine

Les lectures piézométriques obtenues en 1989 et 1990 ont été utilisées pour le calcul

du réseau d'écoulement de Baie Saint-Paul. Ces mesures ont été présentées et discutées

dans le rapport de SODAT (1990).

149

Pour effectuer les analyses, deux lignes piézométriques ont été considérées (pour la

couche de sable inférieure, une nappe artésienne a été appliquée; tandis que pour les autres

couches une nappe phréatique a été utilisée).


Pour réaliser l'analyse pseudo-statique, des paramètres de la résistance non drainée

ont été considérés dans les différents matériaux. Dans les cas de sols pulvérulents, la

résistance au cisaillement a été calculée en termes de contraintes effectives en utilisant la

formule 3.1 (Su = oVc'Tan ()>'). Dans le cas des sols argileux, les valeurs de la résistance au

cisaillement seront égales à la cohésion non drainée (cu) de l'argile qui varie avec la

profondeur. Ainsi, la résistance non drainée obtenue à partir des mesures au scissomètre de

chantier sera considérée comme étant résistance dynamique limite.


Les indices corrigés de pénétration standard (Nl)6o pour le sable et la résistance au

cisaillement non drainé (Su) pour les sols cohérents ont été utilisés pour effectuer l'analyse

dynamique.

L'évaluation du module de cisaillement aux petites déformations (Gmax) a été

effectuée en utilisant l'équation 3.3 de Seed et Idriss 1970

(Gmax = Patm'21,7K2max'(o"'m/Patm)1/2) pour le sable, et en utilisant l'équation 3.4 de Dobry et

Vucety 1987 (Gmax= k * Su) pour les sols cohérents.

5.5 P A R A M È T R E S S I S M I Q U E S


Les distributions des epicentres de magnitudes supérieures à 2.0 pour la province du

Québec sont présentées dans la figure 5.4. La région de Baie Saint-Paul est montrée dans

cette figure.

150

_*6_mjŒ

< ■ : . : : 0 )

• 5 J U 7 0 Ol

• SOaSJ) (M)

• 4J) à s 0 (1Ï1)

• 00à4.0 '2325

• A

. »s—aifcdm aos_iwi. °S_>*H«» •s»*PTi«!r»*.«cF'on»"«kilometres

_ _ ù _ 1 J J _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _

Figure 5.4 Carte des epicentres pour le centre du Québec 16382003 Localisation du site Baie SaintPaul.

Pour obtenir les paramètres caractéristiques du mouvement sismique au site de

Baie SaintPaul, trois analyses probabilistes du risque sismiques ont été effectuées. La

première approche utilisée est celle proposée dans le Code National du Bâtiment du Canada

(2005), les principes de cette approche ont été exposés par Atkinson et Adams (2003). La

deuxième approche utilisée est celle proposée dans le Code National du Bâtiment du

Canada (1995), les principes de cette approche ont été exposés par

Basham (1992). La troisième approche utilisée est celle proposée pour l'Amérique du

Nord centrale et orientale (Toro et al, 1997). Ces analyses ont été effectuées avec le

logiciel EzFrisk.


Les trois approches ont été utilisées pour effectuer les calculs du risque sismique à

l'aide du logiciel Ezfrisk et la méthode de Cornell McGuire.

151

5.5.2.1 Localisation du site

La localisation du site de Baie Saint-Paul par rapport aux zones sismiques des

modèles R et H (Adams et Halchuk, 2003) est montrée dans les figures 5.5 et 5.6

Figure 5.5 - Localisation du site de Baie Saint-Paul par rapport aux zones sismiques du modèle Régional de la CGC

152

Ontario Background

Figure 5.6 - Localisation du site de Baie Saint-Paul par rapport aux zones sismiques du modèle Historique de la CGC

On remarque, que le site de Baie Saint-Paul est situé dans la zone du rift IRM

("Iapetan Rift Margin") pour le modèle R, tandis qu'il se situe dans la zone de Charlevoix

pour le modèle H.

5.5.2.2 Calcul des paramètres sismiques

La démarche suivie pour l'étude du site de Baie Saint-Paul avec le logiciel Ez-Frisk

est la suivante :


Les figures 5.7 et 5.8 montrent les résultats de calcul de l'aléa sismique pour les

modèles R et H. Les courbes dans ces figures montrent l'accélération au roc en fonction de

la probabilité annuelle de dépassement.

153

ALEA TOTAL MODELE R

LU 5 LU CO co ■LU Q LU û LU

LU

< LU U z LU O -LU Q.

PÉRIODE SPECTRALE = APR PÉRIODE SPECTRALE = APR

0.10.1

^"^S \ ^ I :

0.01 0.01 ^ ^ ■ ^ ^ ^ T ^ ^ .

^v^^^v^

0.001 I % 0.001

^OOv "\_





N ) \ \ — Total of mean hazard for each source




^vv\_ 0.0001





|wU 0.0001








— Sources using Toro (1999) Midcontinent mbLg (Site Class A) \ V / \ N.




— Sources using Toro (1999) Midcontinent mbLg (Site Class A) N \ V >




— Sources using Toro (1999) Midcontinent mbLg (Site Class A) \ \ \

.00001 0.0001 0.001 0.01 0.1

ACCELERATION DE POINTEAU ROC, (g)

Figure 5.7 Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Baie SaintPaul selon le Modèle R

ALÉA TOTAL MODÈLE H

LU S LU tn tn

t -LU S LU Û o.oi LU -I -I LU __■ 0.001

0.1

< LU O z LU O -LU Û_ LU

0.0001

0.00001

3^4 : I—

PÉRIODE SPECTRALE s APR ■ p T PÉRIODE SPECTRALE s APR ■ p T * *

""' " ' : " ■ " ^ ' _ _ ,

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\ — ^^«V'v/X. i— ' ' V V x.

| j | | ""ï = —\— . | 1—:. . . I : ^ X V ^ J

\ \ \ — Total of mean hazard for each source


— Sources using AtkinsonBoore 199S













— Sources using Toro (1999) Midcontinent mbLg (Site Class A) .::_:_ ::._ —i > —




— Sources using Toro (1999) Midcontinent mbLg (Site Class A) l — i — i r— i




— Sources using Toro (1999) Midcontinent mbLg (Site Class A) i ! I





—0.0001 0.001 0.01 0.1


Figure 5.8 Détermination de l'aléa sismique total pour le site de Baie SaintPaul selon le Modèle H

154

On peut observer dans les figures 5.7 et 5.8 que pour une fréquence annuelle de

dépassement de 0,0004 et pour un période de retour de 1 : 2 475 ans, l'accélération de

pointe au roc est égale à 0,19 g dans le modèle R et 0,78 g dans le modèle H.


Les calculs de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques selon les

modèles R et H sont présentés dans les figures 5.9 et 5.10.

ALÉA POUR CHAQUE SOURCE SISMIQUE MODÈLE R

LU

S LU 1E-01

Période s pectrale = API LU

S LU 1E-01

Période s pectrale = API < - ---

co - T ' ^ v ^ tn

S 1E

-°2

Û

tn

S 1E

-°2

Û

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tn

S 1E

-°2

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LU ' \ \ s s* v

, 1E-A3 \ -N h 'N , 1E-A3 LU - ^ S -J _ l - S/--J _ l

— Northern Adirondacks

— Coastal Main FuntJy

— Gatineau

— Iapetan Rift Margin

— Southern Labrador

— Northem Appalachians lnt€

— Iapetan Rift Background

— Total Hazard

\ o , v ^ LU 3 1E-04 -



— Gatineau





— Total Hazard

^: N \ V, Z



— Gatineau





— Total Hazard

' C V - ^ - — v Z



— Gatineau





— Total Hazard

\ . v Z



— Gatineau





— Total Hazard

V V . N \ N. <



— Gatineau





— Total Hazard

\W \ \



— Gatineau





— Total Hazard



— Gatineau





— Total Hazard

\ N * \ o



— Gatineau





— Total Hazard

v \ \ z LU 3 1E-06 -



— Gatineau





— Total Hazard

\ \ \ z LU 3 1E-06 -



— Gatineau





— Total Hazard

\ \ 'v \ O



— Gatineau





— Total Hazard V 7 V \— O



— Gatineau





— Total Hazard \ V \ \ \ -LU tn " - 1E-07J



— Gatineau





— Total Hazard ■

N\ \ \ -LU tn " - 1E-07J



— Gatineau





— Total Hazard

* 1 ^ \ -LU tn " - 1E-07J

1 .. 1 1 i M i l l 1 —1 i * 1 ^ \ 0.00001 0.00010 0.00100 0.01000 0.10000 1.00000 10.00000

ACCELERATION DE POINTE AU ROC APR, (g)

Figure 5.9 - Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques de Baie Saint-Paul selon le Modèle R

155

ALÉA POUR CHAQUE SOURCE SISMIQUE MODÈLE H t 1E+O0

LU S UJ

m -LU Q LU O 1E-02 LU

LU

Z 1E-03 Z < : LU

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a -UJ

a. LU 1E-05

1E-04

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1—1 ! 1 ! ! i l : 1—H Period* spectrale ■ APR Period* spectrale ■ APR Period* spectrale ■ APR

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- - - \ - f t > V

J

""==G . . . ^ _ . \ ' _ _ — BAS Saint Laurent — Champlain

— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal

— Northem Appalachians

— Passamaquoddy Bay

— Saguenay

— SE Canada Background

— Trois-Riwieres

— Total Hazard

. . . ^ ^ — BAS Saint Laurent — Champlain

— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard

— ^ ^ -*>f -L. "i 4 1

— BAS Saint Laurent — Champlain

— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard

V


— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard

s ■


— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard

W


— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard


— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard


— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard

-V- -0>.


— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard \ \ \ \ \


— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard V , \ \


— CharlevoiK

— Gatineau

— Montreal



— Saguenay


— Trois-Riwieres

— Total Hazard

\ \ \ \ \ V \ \ 1 1 1 1 1 MU 1 \ \ \ \ \ \

0.00001 0.00010 0.00100 0.01000 0.10000 1.00000 10.00000 ACCÉLÉRATION DE POINTE AU ROC APR, (g)

Figure 5.10 - Détermination de l'aléa sismique total pour chacune des sources sismiques de Baie Saint-Paul selon le Modèle H.



spectrale particulière. Dans le modèle R, on peut remarquer que le risque sismique provient

principalement de la source de "Iapetan Rift Margin". Dans le modèle H, on peut observer

que le risque sismique provient de la source de Charlevoix.

> Calcul du spectre d'aléa uniforme ("Uniform Hazard Spectra") au rocher

Les résultats de calcul du spectre d'aléa uniforme au rocher qui a été effectué selon

les modèles R et H respectivement sont montrés dans les figures 5.11 et 5.12.

156


0.9

«5. LU

0.8

0.7

0.6

LU 0 .

0.5

0.4

0.3 i UJ J

•LU O 02

O « o .

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— Mean for 475year Return Period 1 ,




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K. \ W _ ^ W nvb ,

_ ! :

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0.4 0.8 1.2 1.S 2 2.4 2.8


Figure 5.11 Spectre d'aléa uniforme pour le site de Baie SaintPaul selon le Modèle R

SPECTRE D'ALEA UNIFORME ("Uniform Hazard Spectra")

2.7

a2 4

LU 2.1

1.8 o LU co 1.5

__: 1.2

i LU I UI O o <

0.9

0.6

0.3

, — Mean for 2475year Return Period





















. . . . ■i

I

IA W \ w \ \ \ l \ \ Ix v ' i ^ \ >

s_ ;>^__ ' ! !

—.—L—— ^ — 0.4 0.8 1.2 1.6 I 3 4 2.8


Figure 5.12 Spectre d'aléa uniforme pour le site de Baie SaintPaul selon le Modèle H

157

Les figures 5.11 et 5.12 montrent la variation de l'accélération spectrale Sa (g) par

rapport à la période spectrale T (s) pour des séismes ayant des périodes de retour de 475,

975 et 2 475 ans respectivement. Ainsi, pour une période de retour de 2 475 ans et une

période spectrale de 0,05 s, l'accélération spectrale obtenue vaut 0,60 g pour le modèle R et

2,18 g pour le modèle H.


Les figures 5.13 et 5.14 illustrent le calcul de la désagrégation du risque sismique

avec la distance et la magnitude selon les modèles R et H.

DESAGREGATION DU RISQUE MAGNITUDE - DISTANCE

Période: PGA Amplitude: 0.19 Aléa: 6.717»-004


Figure 5.13 - Désagrégation du risque sismique pour le site de Baie Saint-Paul selon le Modèle R

158

DESAGRÉGATION DU RISQUE MAGNITUDE-DISTANCE

Période: PGA Amplitude: 0.78 Aléa: 6.120«-004


Figure 5.14 -. Désagrégation du risque sismique pour le site de Baie Saint-Paul selon le Modèle H

Dans la figure 5.13, on peut observer que pour le modèle R le risque sismique

provient principalement d'une source sismique située à une distance hypocentrale de 28.19

km et ayant une magnitude Mw = 6.94. Dans la figure 5.14, on peut noter que pour le

modèle H le risque sismique provient principalement d'une source sismique située à une

distance hypocentrale de 15.98 km et ayant une magnitude Mw = 6.54.

Une synthèse des résultats des paramètres sismiques est présentée dans le tableau

5.3 pour le site étudié à Baie Saint-Paul et pour un autre site à La Malbaie. Notons que ces

résultats ont été obtenus pour les modèles sismiques R et H et pour une période de retour de

2 475 ans.

159

Tableau 5 J . Synthèse des résultats de Baie Saint-Paul


Analyse CLASSE A* Baie St-Paul

(Ez-Frisk 7.25)

Analyse CLASSE C " La Malbaie


APR 0,78 0,19 1,10 0,41 S..0.1) 1,23 0,34 1,90 0,62 S..0.2) 0,81 0,23 2,30 0,66 S.(0.5) 0,38 0,12 1,20 0,32 S.(1.0) 0,18 0,065 0,60 0,13 S.(2.0) 0,080 0,030 0,19 0,043

* Calculé avec le modèle d'atténuation d'Atkinson et Boore (2006) ** Calculé avec le modèle d'atténuation d'Atkinson et Boore (1995)

Dans le tableau précédent, les résultats des deux premières colonnes ont été calculés

en utilisant le modèle d'atténuation d'Atkinson et Boore (2006) à l'aide du logiciel Ez-

Frisk 7.25 pour un site de classe A. Alors que les résultats des deux dernières colonnes ont

été issus des travaux d'Adams et Halchuk (2003). Ces derniers ont utilisé le modèle

d'atténuation d'Atkinson et Boore (1995) pour un site de classe C situé à La Malbaie.

Parallèlement, le calcul de l'aléa sismique a été réalisé selon le Code National du

Bâtiment du Canada 2005 à travers le site web www.nationalcodes.ca pour le site de Baie

Saint-Paul. Les résultats de ces calculs sont présentés dans la fiche technique à l'annexe 3.

Notons que les paramètres sismiques dans cette méthode sont calculés pour un sol de classe

C selon le CNBC 2005. Le calcul de AMS pour le site de Baie Saint-Paul donne une valeur

égale à 1,019 g (modèle Robuste).

5.6 ANALYSE DE LA STABILITE SISMIQUE

5.6.1 Introduction

L'analyse de la stabilité sismique du talus de Baie Saint-Paul est présenté dans cette

section. De plus, nous analysons la stabilité sismique du talus par les méthodes statique et

pseudo-statique.

160


5.6.2 Analyse pseudo-statique

Les méthodes de stabilités statique et pseudo-statique sont utilisées pour l'analyse

de la stabilité sismique du talus de Baie Saint-Paul. L'objectif de ces calculs est de vérifier

si la géométrie du versant naturel est stable sous des conditions de chargement sismique.


Le logiciel Slope/W (Geo-slope International) a été utilisé pour réaliser les calculs

de stabilités statique et pseudo-statique. Les coefficients de sécurité (CS) ont été calculés

en utilisant les méthodes de Morgenstern-Price, Bishop simplifiée et Janbu. Des surfaces

de rupture circulaires et non-circulaires ont été considérées tandis que les analyses à court

et à long terme ont été menées.

En outre, afin d'estimer la stabilité du talus, l'analyse du réseau d'écoulement a été

réalisée à l'aide du logiciel Seep/W (Geo-slope International).

Les paramètres des sols utilisés pour les analyses statiques et pseudo statiques ont

été présentés dans la section 5.4.3.


Les conditions d'écoulement dans le talus de Baie Saint-Paul sont modélisées par

éléments finis en utilisant le logiciel SEEP/W.

La figure 5.15 montre le maillage de la section A-A' et les conditions aux limites.

Ce maillage est composé de 5095 éléments qui sont délimités par 5219 nœuds. Les

conditions aux limites considérées sont la nappe phréatique à 5.5 m sous la surface et des

frontières imperméables. La figure 5.16 montre le réseau d'écoulement de la section A-

A' pour les conditions piézométriques.

161

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Les analyses de la stabilité statique du site de Baie SaintPaul à la section AA' ont

été effectuées pour des surfaces de rupture circulaire et non circulaire en conditions de long

et court terme.

Les résultats des analyses de la stabilité statique par les méthodes de Morgenstern

Price, Bishop et Janbu sont présentés dans le tableau 5.4.

Tableau 5.4 : Analyse de la stabilité statique (K=0) par équilibre limite pour le site de Baie SaintPaul, Section AA' Condition Méthode C S .

Rupture circulaire C S .

Rupture non circulaire Condition Méthode

Talus complet (superficiel) Talus complet (superficiel)

Long terme

MorgenstemPrice 3.330 2.914 Long terme

Bishop 3.323 2.922 Long terme Janbu 3.170 2.728

Court terme

MorgenstemPrice 2.201 1.848 Court terme

Bishop 2.201 1.892 Court terme Janbu 2.119 1.769

♦Voir tableau 5.2. pour les paramètres des sols

On peut remarquer, que les coefficients de sécurité (CF) obtenus par les trois

méthodes d'analyses sont élevés dans les conditions à court et à long terme que ce soit en

considérant les ruptures circulaires que les ruptures non circulaires. Alors, on peut dire que

le talus de Baie SaintPaul est stable sous les conditions statiques.

Le résultat de l'analyse statique à court terme, utilisant la méthode de Morgenstern

Price (talus complet superficiel) est montré à la figure a figure 5.17.

164

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3 SX

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5.6.2.4 Analyse de la stabilité pseudo - statique (SLOPE)

L'analyse de la stabilité pseudo - statique par les méthodes de Morgenstern-Price,

Bishop et Janbu a aussi été effectuée pour la section A-A'. Dans ce cas, le coefficient de

sécurité a été calculé pour différentes valeurs du coefficient sismique horizontal (K ou Kn).

Les résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique sont présentés dans les

tableaux 5.5 à 5.10.

Tableau 5.5 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.05) par équilibre limite. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A' Condition Méthode C S .



Talus - complet (superficiel) Talus complet (superficiel) \ _ _ \ ^

Long terme

Morgenstem-Price 2.146 1.969 Long terme


Court terme

Morgenstem-Price 1.440 1.224 Court terme



Rupture circulaire CS .


Talus - complet (superficiel) Talus complet (superficiel)

Long terme



Court terme



166


Rupture circulaire CS .


Talus - complet (superficiel) \ s.

Talus complet (superficiel) \ N\_^

Long terme



Court terme



Tableau 5.8 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K = 0.20) par équilibre limite. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A' Condition Méthode CS.




Long terme



Court terme



Tableau 5.9 : Analyse de la stabilité pseudo - statique (K Site de Baie Saint-Paul, Section A-A'



es. Rupture non circulaire

Condition Méthode


Long terme



Court terme



167




Talus - complet (superficiel) Talus complet (superficiel) \ _ _ \ ^

Long terme



Court terme



D'après les analyses précédentes de la stabilité pseudo - statique et pour des

surfaces de rupture circulaires calculées par la méthode de Morgenstern Price en conditions

à court terme (conditions plus critiques), on a trouvé que le coefficient sismique limite (Ky)

est de l'ordre de 0.114. Ainsi, pour des coefficients sismiques (K) supérieurs à 0.114, le

coefficient de sécurité (C.S_) sera inférieure à 1 (voir tableau 5.11, figure 5.18).

Tableau 5.11 : Résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique - Surface de rupture circulaire - Méthode de Morgenstern Price

K* CSd

-0.00 2.201

0.05 1.440

0.10 1.070

0.15 0.852

0.20 0.707

0.25 0.605

0.30 0.528

Ky = 0.114

168

2 , 5 -

.Q) 2. j g ' C 3 U w 1,5 d)

"D C

2 , 5 -

.Q) 2. j g ' C 3 U w 1,5 d)

"D C

v

2 , 5 -

.Q) 2. j g ' C 3 U w 1,5 d)

"D C

Coefficient sismique limite

2 , 5 -

.Q) 2. j g ' C 3 U w 1,5 d)

"D C

> v

Coef

fici

o o

en

-

Coef

fici

o o

en

-

Coef

fici

o o

en

-

) 0,05 0,1 0,15 0,2 • 0,25 Coefficient sismique

0,3 0,35

Figure 5.18 - Résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique (Méthode de Morgenstem-Price)

Le résultat de l'analyse pseudo-statique à court terme avec la méthode de

Morgenstern-Price, avec un coefficient critique égal à 0.114 est montré dans la figure 5.19

suivante.

169

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> Analyse de la stabilité pseudo - statique (SARMA)

Finalement, des analyses de la stabilité pseudo-statique ont été effectuées pour la

section A-A' en utilisant la méthode SARMA. Cette dernière a été appliquée à l'aide du

logiciel STABLE (Version 9.03.00). Les calculs ont été réalisés pour la condition à long

terme ainsi que pour le grand rayon superficiel non circulaire.

La figure 5.20 montre la surface de rupture de la section A-A' selon la méthode

SARMA.

Plan de glissement

P r ô j i e t D«.T.»__r_L_L« A n a l y s i s

B i n * SmzLr A n s l y i i s S s n t u i

Figure 5.20 - Coefficient de sécurité pour la Méthode SARMA - Rupture non circulaire talus complet circulaire - Long terme (Section A-A', calcul avec STABLE)

Les résultats des analyses de la stabilité pseudo-statique par la méthode SARMA

sont présentés au tableau 5.12.

171

Tableau 5.12 : Analyse de la stabilité pseudo - statique par la méthode SARMA. Site de Baie Saint-Paul, Section A-A'


(K)


Long terme

0.2198 1.5000 SPECIFIQUE

Long terme 0.1132 1.0000 CRITIQUE Long terme

0.0000 4.2282 STATIQUE

5.6.3 Analyse dynamique 1-D

a. Introduction

Les résultats de calcul de la réponse dynamique 1 -D du site de Baie Saint-Paul sont

présentés dans cette section. Cinq signaux sismiques représentatifs de l'environnement

tectonique de l'est canadien ont été utilisés pour l'analyse dynamique. Les calculs ont été

réalisés en utilisant les donnés des forages F-3, F-4, F-5, F-8 et F-l 7.


Le logiciel Pro-Shake a été utilisé pour effectuer les calculs de la réponse

dynamique 1-D du site de Baie Saint-Paul. Pour les couches de sable, le modèle linéaire

équivalent de Seed et Idriss (1970) a été utilisé, tandis que pour les couches argileuses on a

opté pour le modèle proposé par Dobry et Vucety (1987).

L'analyse dynamique a été effectuée en utilisant 3 signaux synthétiques et deux

signaux californiens.


Les trois signaux synthétiques utilisés dans les calculs ont été obtenus à partir des

séismes de Saguenay du 25 novembre 1988 (Magnitude Ms=6) et de Nahanni du 23

172

décembre 1985 (Magnitude Ms=6.9). À partir du séisme de Saguenay deux signaux ont été

utilisés, et un troisième signal a été utilisé à partir du séisme de Nahanni.

Les caractéristiques des séismes utilisés et des signaux sismiques utilisés sont

présentés dans les tableaux 5.13 et 5.14 respectivement.

Tableau 5.13 : Caractéristiques des séismes utilisés pour le développement des signaux synthétiques

EVENEMENT DATE Hfover ( k m ) MN M s Saguenay 25/11/1988 29 6,5 6,0 Nahanni 23/12/1985 18 6,1 6.9


SIGNAL SEISME M s STN COMP. 1 Saguenay 6,0 8

La Malbaie L


L


L

Les figures 5.21 à 5.26 montrent les ajustements du signal au spectre de réponse

2% en 50 ans avec l'ajustement des accélérogrammes pour les deux signaux de Saguenay et

pour le signal de Nahanni. Ces ajustements ont permis obtenir les accélérogrammes

synthétiques utilisés pour le calcul de la réponse dynamique présenté dans la section

suivante.

173

a.) Signal SAG08L

1.0000

UJ O 0.0010 o <

0.0001 0.1 1

PÉRIODE (sec) Figure 5.21 - Site de Baie Saint-Paul: Ajustement du signal SAG08L (Saguenay, 25 novembre 1988) au


.2 Jemx

2

<

0.3

0

-0.3 0 10 15

Time (sec) 20 25 30


174

b.) Signal S03L

10.000

0.1 1 PÉRIODE (sec)

Figure 5.23 - Site de Baie Saint-Paul: Ajustement du signal S03L (Nahanni, 23 décembre 1985) au spectre de réponse 2% en 50 ans

0.3 r j i

S ju 8 <

0

-0 .3 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Time (sec)

Figure 5.24 - Accélérogramme S03L (séisme du Nahanni, 23 décembre 1985) ajusté au spectre 2% en 50 ans (modèle R)

175

c.) Signal S17L 1.0000

ro 01000

LU

S3 LU 0_ CO 0.0100

LU _ l

-UJ O 0.0010

0.0001 0.01 0.1 1 10

PÉRIODE (sec) Figure 5.25 - Site de Baie Saint-Paul: Ajustement du signal S17L (Saguenay, 25 novembre 1988)

au spectre de réponse 2% en 50 ans

0.3

Q.

C O

E _3_ eu u

0

-0.3 10 15 20

Time (sec) 25 30


176

d. Réponse dynamique

Les calculs dynamiques ont été effectués à l'aide du logiciel Pro-Shake. Les deux

signaux californiens et les trois signaux synthétiques ajustés au spectre de réponse au roc de

modèle sismique régional 1 : 2 475 ont été utilisés.

Le tableau 5.15 présente une synthèse des résultats des accélérations maximales

pour les cinq signaux utilisés. Ces valeurs ont été obtenues à la surface du dépôt (APS).

Tableau 5.15 : Amplification sismique au site de Baie Saint-Paul

Signal Séisme Station Amax (g) surface

ou APS

A P S / A P R


2 Taft Taft - comp. 111 0.306 1.61




MOYENNE 0.233 1.23

Selon le tableau précédente, l'accélération maximale à la surface (Amax) est en

moyenne égale à 1,23 g, soit donc 121% de l'accélération de pointe au roc (APR) estimée à

0,19 g, produisant ainsi une amplification du signal sismique.

À l'aide du logiciel Pro-Shake et pour la valeur de l'accélération de pointe au roc

(APR) de 0,19 g obtenue à partir du modèle R (logiciel Ez-Frisk 7.25), les profils suivants

ont été obtenus en utilisant les cinq signaux sismiques présentés ultérieurement.


Les résultats des spectres de réponse au roc (APR = 0,19 g) calculés avec 5%

d'amortissement selon le modèle R sont présentés dans la figure 5.27. Cette figure montre

quatre périodes (T) avec des amplifications spectrales (Sa) significatives, à savoir :

- Sa.maximun = 0 ,50 g pOUT T = 0,1 S,

177

Sa-maximun = 0 ,60 g pOUT T = 0 ,4 S,

Sa-maximun = 0 ,50 g pOUT T = 0 ,6 S,

Sa-maximun = 0 ,32 g pOUT T = 0 ,8 S.

O S

0.&

0.4-

0.2

0.0 O.O

Response Spectra (5°/"o)

0.5

/ C__NTRO

l.O

y TAFT

2.5 3.0 3.5 4.0

Bs__od(sec) y SA_-L_=NAYS06L. N A H A M M - 3 L _w*_-UENAYS17L

Figure 5.27 - Spectres de réponse au roc - Amax (roc)=0,08 g (Modèle R)


La figure 5.28 présente les résultats du calcul de l'amplification spectrale en

fonction de la période spectrale selon le modèle R. Dans cette figure le rapport

d'amplification spectrale (RAS) entre les accélérations spectrales maximales à la surface et

au niveau du roc (RAS = (Sa(T)Surfa__/Sa(T)ro_)) atteint une valeur de 6.3 à une période de 0,9

s pour la signal de Saguenay S08L.

s-

As JJ J £ ~ ' 0 J £ ~ '

o.o as i.o y ELCtNlKO / TAIT

1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Period (sec) y SAGUENAY S0Œ. NAHANMS3L SAGUENAY SI 7L

Figure 5.28 - Fonction de transfert entre le roc et la surface du dépôt - Amax (roc)=0,19 g (Modèle R)

178



La figure 5.29 illustre le calcul de l'accélération maximale et de la déformation

effective en fonction de la profondeur. On peut observer que l'amplification moyenne de

l'accélération maximale à la surface du dépôt est de l'ordre de 121% pour les cinq signaux

synthétiques étudiés.

o < ^ x \ \ \ \ e f " "

> ^ r

150-

ao ai / EL CENTRO y TAFT

0L2 0 3

.Acceleraticci(_£) y SAGUENAY SOS. NAHANNI S3L SAGUENAY S17L

0.4


La figure 5.30 montre la variation de la déformation effective en fonction de la

profondeur selon le modèle R. Sur cette figure, on peut noter que le seuil critique de 10"2

% en déformation effective est dépassé seulement pour les signaux sismiques d'El Centro

et de Taft. Ces résultats indiquent que les autres trois signaux sismiques ne peuvent pas

entraîner une génération de surpressions interstitielles dans la colonne de sol.

8 !

-sa

-îoa

- i » 0.4

/ _X<___STRO / T A F T E f f e c m e Sliear Strain (° o)

y SAOLENAY SOSL NAHANNI S.L _ \ A O U E N A . Y S 1 7 J _


179

5.7 CONCLUSIONS

Ce chapitre fait l'analyse de la stabilité sismique du talus de Baie Saint-Paul. Les

calculs pseudo-statiques donnent des résultats concordant avec ceux obtenus par LeBoeuf

2004. Les résultats montrent l'instabilité du talus pour des mouvements sismiques ayant

une période de retour de 1 : 2 475 ans (CNBC 2005). Dans les résultats obtenus, la surface

de glissement est localisée dans la couche d'argile silteuse.

180

CHAPITRE 6 CONCLUSIONS

6. CONCLUSIONS

Ce mémoire présente l'évaluation de la stabilité sismique de trois talus naturels

typiques de l'Est du Canada situés à proximité de cours d'eau. Les deux objectifs

principaux de l'étude consistaient à : 1) étudier et évaluer la stabilité sismique de trois talus

naturels de l'Est du Canada : Saint-Adelphe (talus argileux et site d'un glissement lors du

séisme du Saguenay du 25 novembre 1988), Maskinongé (talus argileux) et Baie Saint-Paul

(talus sablo-argileux) et 2) comparer et évaluer les différentes méthodes de calcul de la

stabilité sismique des talus pour essayer de cerner les limites ou le domaine d'application de

chacune d'entre elles.

Les objectifs spécifiques pour l'étude du site de Saint-Adelphe sont: (i) procéder à

une analyse à rebours du glissement de 1988, (ii) réaliser le calcul de l'aléa sismique et de

la stabilité sismique pour un séisme 1 : 2 475 ans (selon les critères du CNBC 2005) (iii)

d'effectuer le calcul rigoureux du coefficient sismique K par la procédure de Sarma (1979).

Pour les sites de Maskinongé et Baie Saint-Paul, les objectifs plus spécifiques sont: (i)

effectuer l'analyse de l'aléa sismique, (ii) effectuer l'analyse de la stabilité pseudo-statique

et (iii) effectuer l'analyse de la stabilité dynamique (1-D).

Une démarche complexe a été élaborée pour atteindre ces objectifs. Ainsi, des

compilations et synthèses des données et études ont été effectuées pour les trois sites, des

modèles géotechniques du site (stratigraphiques et géomécaniques) ont été élaborés, une

analyse probabiliste de l'aléa sismique selon la méthode de Cornell-McGuire a été faite

pour chacun de ces sites en utilisant les nouveaux modèles d'atténuation notamment celui

d'Atkinson et Boore (2006), des signaux synthétiques conformes aux spectres de calcul à

probabilité de dépassement uniforme ( Uniform Hazard Spectra) ont été générés pour des

événements sismiques ayant une probabilité de dépassement uniforme de 1 : 2 475 ans

(CNBC 2005) De plus, des calculs de stabilité sismique utilisant plusieurs méthodes

181

pseudo-statiques et dynamiques 1-D ont été effectués et un coefficient sismique K adapté

aux talus argileux et à la sismicité de l'Est canadien a été déterminé pour une première fois

par la méthode rigoureuse de Sarma (1979).

La réanalyse de la stabilité sismique du glissement de terrain survenu à

Saint-Adelphe lors du séisme du Saguenay de 1988 nous a permis d'arriver aux

conclusions suivantes:

Les calculs pseudo-statiques et dynamiques prédisent correctement le plan de rupture

identifié par le MTQ (1993) : rupture peu profonde, à travers de la couche d'argile (non

pas à la base du dépôt).

- Les résultats obtenus à partir de l'approche dynamique 1-D ont permit de bien

reproduire le mécanisme observé sur le terrain et ils ont permit d'arriver aux mêmes

conclusions que la méthode pseudo-statique. Ces résultats prédisent correctement le

plan de rupture identifié par le MTQ (1993).

- La stabilité sismique du talus de Saint-Adelphe a été vérifiée pour des mouvements

sismiques ayant une période de retour de 1 :2 475 ans (CNBC-2005) et on peut conclure

que le talus ne sera pas stable pour ces conditions.

Le coefficient sismique critique (à la rupture) Ky (= 0,11) a été validé par un calcul

rigoureux du coefficient sismique par la procédure de Sarma (1979) développé pour le

U.S. Army Corps of Engineers.

- L'étude du talus de Saint-Adelphe a permis d'améliorer les connaissances dans le

domaine des mouvements de terrain et d'avoir une idée sur le comportement

dynamique dans les sols argileux.

Des séries d'analyses identiques à Saint-Adelphe ont été effectuées sur les talus de

Maskinongé et de Baie Saint-Paul. Le site de Maskinongé a d'abord été étudié par Demers

(1999) et les résultats suivants ont été obtenus:

182

Les calculs statiques et pseudo-statiques montrent l'instabilité du talus de Maskinongé;

les résultats des calculs statiques sont notamment en concordance avec ceux obtenus

par Demers et al, 1999.

La stabilité sismique du talus de Maskinongé a été vérifiée par une analyse dynamique

1-D avec des signaux synthétiques conformes à un spectre UHS pour des mouvements

sismiques dont la période de retour est 1 :2 475 ans (CNBC 2005) et les résultats

indiquent également que le talus ne sera pas stable pour ce niveau de sollicitation.

- En général, il est recommandé de procéder à des analyses dynamiques non-linéaires

plus avancées si les approches simplifiées, telles que celles utilisées dans ce chapitre, si

un certain potentiel d'instabilité sismique a été observé.

Pour le site du talus de Baie Saint-Paul, les calculs pseudo-statiques ont donné des

résultats concordant avec ceux obtenus par LeBoeuf (2004). Les résultats de l'analyse

dynamique 1-D montrent l'instabilité du talus pour des mouvements sismiques ayant une

période de retour de 1 : 2 475 ans (CNBC 2005). Dans les résultats obtenus, la surface de

glissement est localisée dans la couche d'argile silteuse.

Voici les principales conclusions auxquelles nous sommes arrivés en relation avec

les méthodes d'analyses:

On peut dire que les méthodes pseudo-statiques par équilibre limite sont robustes et

permettent de reproduire fidèlement les mécanismes observés sur le terrain, à condition

que les paramètres de calcul (K) soient choisis correctement.

L'approche dynamique 1-D permet aussi de bien reproduire le mécanisme observé sur

le terrain et permet d'arriver aux mêmes conclusions que la méthode pseudo-statique.

Cette méthode est applicable seulement si la pente du terrain est douce (une valeur

limite d'inclinaison reste à déterminer).

De plus, le coefficient sismique critique (à la rupture) Ky (= 0,11) a été validé par un

calcul rigoureux du coefficient sismique par la procédure Sarma. On peut dire que le

coefficient critique Ky est égale à 1,0*APS.

183

La présente étude permet de conclure que les séismes posent un risque réel aux talus

naturels de l'Est canadien. Plusieurs pentes semblables à celles que nous avons investiguées

pourraient se trouver en zone de danger si un séisme tel que celui prescrit par le CNBC

(2005) se produisait. Enfin, on peut dire que le risque sismique devrait être pris en compte

dans les études d'aménagement territorial afin de protéger la population et le patrimoine

bâti.

184

BIBLIOGRAPHIE

Adams, J. Halchuk, S. (2003), "Fourth generation seismic hazard maps of Canada: Values for over 650 Canadian localities intended for the 2005 National Building Code of Canada", Geological Survey Of Canada, open File 4459.

Adams, J., Weichert, D.H., Halchuk, S., and Basham, P.W., 1995a, "Trial seismic hazard maps of Canada - 1995: preliminary values for selected Canadian cities". Geological Survey of Canada Open File 3029, 48 pp.

Adams, J., Weichert, D.H., Halchuk, S., et Basham, P.W., 1996. "Trial seismic hazard maps of Canada - 1995: Final values for selected Canadian cities". Geological survey of Canada, Open File 3283, 97 pp.

Adams, J., Weichert, D.H. et Halchuk, S. (1999), "Trial seismic hazard maps of Canada -1995: Final values for selected Canadian cities". Geological Survey of Canada, Open File 3283, 97 pp.

Alonso, E. E., 1976. "Risk Analysis of Slopes and Its Application to Slopes in Canadian Sensitive Clays", Geotechnique, Vol. 26, No. 3, 453-472.

Arango, I. et H. B. Seed., 1974. "Seismic Stability and Deformation of clay slopes", American Society of Civil Engineers, Journal of the Geotechnical Engineering Division 100(GT2): 139-156.

Arias, A., 1970. "A Measure of Earthquake Intensity" R.J. Hansen, ed. Seismic Design for Nuclear Power Plants, MIT Press, Cambridge, Massachusetts, 438-483.

Atkinson, G., et Boore D.M., 2006. "Ground motion prediction equations for eastern North America". Bull. Seism. Soc. Am. Submitted.

Atkinson, G., et Adams, J., 2003. "Development of seismic hazard maps for the proposed 2005 edition of the National Building Code of Canada". Revue canadienne de genie civil, Numéro special, Volume 30, No 2, Avril 2003, No. special proposed Earthquake Design Requirements of the National Building Code of Canada, 2005 Edition -National Research Council Canada Research Press.

Baker, R, 1980. "Determination of the Critical Slip Surface in Slope Stability Computations", International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, Vol. 4, No. 4, 333-359.

Baker, R., R. Shukha, V. Operstein et S. Frydman., 2006. "Stability Charts for Pseudo-Static Slope Stability Analysis". Soil Dynamics and Earthquake Engineering 26(9), 813-823.

185

Baligh, Mohsen, et Amr S. Azzouz, 1975. "End Effects on Stability of Cohesive Slopes", Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, Vol. 101, No. GT11, 1105-1117.

Barbosa, M. R, Morris, D. V., and Sarma S. K. 1989. "Factor of safety and probability of failure ofrockfill embankments", Geotechnique. 39, No 3, 471^.83.

Basham, P. W., Weichert, D.H. Anglin, F. M. et Berry, M. J., 1982. "New probabilistic strong seismic ground motion maps of Canada: a compilation of earthquake source zones, methods and results ". Earth Physics Branch open File 82-33, 202p.

Bell, James M. T968. "General Slope Stability Analysis", Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol. 94, No. SM6, 1253-1270.

Bishop, A.W., 1955. "The Use of the Slip Circle in the Stability Analysis of Slopes", Geotechnique, Great Britain, Vol. 5, No. 1,7-17.

Bishop, A.W. and Morgenstern, Norbert, 1960. "Stability Coefficients for Earth Slopes", Geotechnique, Vol. 10, No. 4, 129-150.

Bjerrum, L., 1955. "Stability of Natural Slopes in Quick Clay", Geotechnique, Vol. 5, Nol, 101-119.

Bjerrum, L. and Kjaernsli, B., 1957. "Analysis of the Stability of Some Norwegian Natural Clay Slopes", Geotechnique, Vol. 7, No. 1, 1-16.

Camelbeeck, T, et al., 2003. "Les effets en Belgique du tremblement de terre du 22 juillet 2002 dans le graben de la Roer". Ciel et Terre, vol 119. No 1.

Chang, C.-J., W. F. Chen and J. T. P. Yao., 1984. "Seismic Displacements in Slopes by Limit Analysis", Journal of Geotechnical Engineering 110(7), 860-874.

Chugh, Ashok K., 1982, "Slope Stability Analysis for Earthquakes", International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, Vol. 6, No. 3, 307-322.

Crawford, C.B. and Eden,W.J., 1967. "Stability of Natural Slopes in Sensitive Clay", Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol. 93, No. SM4, 419-436.

CNBC, 1995. "Code National du bâtiment du Canada 1995". Conseil National de Recherche du Canada, NRCC 38726, Ottawa, 571 pp.

CNBC, 2005. "Code National du bâtiment du Canada 2005". Conseil National de Recherche du Canada, Ottawa, 1235 pp.

Cornell, C , 1968. Engineering seismic risk analysis. Bull Seism. Soc. Am., 58, 1583-1606.

186

Delisle, M-C, Leroueil, S., 2000. "Détection, à l'aide du piézocône, de zones ramollies dans des pentes argileuses et évaluation de leur comportement mécanique " Rapport GCT-2000-07. Ministère des Transports du Québec.

Demers, D., S. Leroueil and J. d'Astous., 1999. "Investigation of a Landslide in Maskinongé", Quebec. Canadian Geotechnical Journal 36(6), 1001-1014.

Demers, D. 2007, Communication personnelle.

Dictionnaire visuel, 2009. http//www.ledictionnairevisuel.com

Dobry, R et Vucetic, M., 1987. "Dynamic Properties and Seismic Response of Soft Days Deposits: state-of-the-art paper ". Proc. Int. Symposium on Geotechnical Engineering of Soft Soils, Mexico.

Duncan, J. M., and S. G. Wright, 1980. "The Accuracy of Equilibrium Methods of Slope Stability Analysis", Engineering Geology, Amsterdam, The Netherlands, Vol. 16, No. '/_. 5-17.

Duncan, J. M., and S. G. Wright, 2005. "Soil Strength and Slope Stability",

Dunkerley, D. L. 1976. "Study of Long-Term Slope Stability in the Sydney Basin", AUSTRALIA. Engineering Geology 10(1): 1-12.

Filiatrault, A. 1996. Éléments de génie parasismique et de calcul dynamique des structures. 478p.

Finn, W. D. L., K. W. Lee, Maartman, and R. Lo., 1978. "Cyclic Pore Pressures under Anisotropic Conditions" pp. 457-491 in Proceedings of the ASCE Specialty Conference on Earthquake Engineering and Soil Dynamics, Volume 1, ASCE, New York.

Fredlund, D. G., and J. Krahn, 1977. "Comparison of Slope Stability Methods of Analysis", Canadian Geotechnical Journal, Vol. 14, No. 3, 429-439.

Halchuk, S. 2003, Communication personnelle.

Henkel, D.J. and Skempton, A.W., 1955. "A Landslide at Jackfield, Shropshire, in a Heavily Over-Consolidated Clay", Geotechnique, Vol. 5, No. 2, June, 131-137.

Huang, S. L. and K. Yamasaki. 1993. "Slope Failure Analysis Using Local Minimum Factor-of-Safety Approach". Journal of Geotechnical Engineering 119(12): 1974-1987.

Ishihara, K. Tatsuoka, E. et Susumu, Y., 1975. "Undrained Deformation and Liquefaction of Sand Under Cyclic Stresses" Soils and Foundation, J.S.S.M.F.E.' V. 15, No 1, 29-44.

187

http://www.ledictionnairevisuel.com

Ishihara, K., 1993. "Liquefaction and Flow Failure during Earthquakes''. Geotechnique. 43, No3, 351-415.

Janbu, N. 1973., "Slope Stability Computations", Embankment Dam Engineering, The Casagrande Volume, Wiley and Sons, NY. 47-86.

Jie, M., C. Y. Chen and J. J. Zhang. 1999. "General Stability of Two-Dimensional Slopes Based on Sarma's Method". International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics 23(5): 413-426.

Keefer, D. K. 1984. "Landslide caused by earthquakes". Geological Society of America Bulletin 95. 406-421.

Keefer, D. K. 2002. "Investigating landslides caused by earthquakes" - a historical review, Surveys in Geophysics, 23, 473-510.

Konrad, J.-M., and Law, K.T. 1987. "Undrained shear strength from piezocone test". Canadian Geotechnical journal, 24: 392-405.

Koppula, S. D., 1984. "Pseudo-Static Analysis of Clay Slopes Subjected o Earthquakes", Geotechnique 34(1): 71-79.

Koppula, S. D., 1984. "On Stability of Slopes in Clays with Linearly Increasing Strength", Canadian Geotechnical Journal 21(3): 577-581.

Kramer, S. J., 1996. Geotechnical Earthquake Engineering. Prentice Hall, 651 p.

Lafleur, J., et Lefebvre, G., 1980. "Groundwater regime associated with slope stability in champlain clay deposits". Canadian Geotechnical Journal, 17: 44-53.

Law, K. Tim, and Peter Lumb, 1978. "A Limit Equilibrium Analysis of Progressive Failure in the Stability of Slopes", Canadian Geotechnical Journal, Vol. 15, No. 1, 113-128.

LeBoeuf, D., 2004. "Analyse de la stabilité dynamique des pentes proches de pylônes de transport sous sollicitation sismique " Hydro-Québec. No de référence : 10618-04007C.

L'Ecuyer N., 1998. "Stabilité sismique des talus naturels argileux", Thèse de maîtrise, Université de Sherbrooke : faculté des sciences appliquées.

Lefebvre, G. 1981, Fourth Canadian Geotechnical Colloquium : "Strength and Slope Stability in Canadian Soft Clay Deposits", Revue canadienne de géotechnique, Vol.18, No 3, 420-442.

Lefebvre, G. 1994. "Geology and Slope Instability in Canadian Sensitive Clays", Canadian Geotechnical Conference: 23-34.

188

Lefebvre, G., LeBoeuf, D., and Hornych, H. 1992. "Slope Failures Associated with the 1988 Saguenay Earthquake ", Canadian Geotechnical Journal, 29: 117-130.

Lefebvre, G., and LeBoeuf, D. 1987. "Rate Effect and Cyclic Loading of Sensitive Clays", ASCE Journal of Geotechnical Engineering, 115: 476-489.

Lefebvre, G. 1983, "Use of Post - Peak Strength in Slope Stability Analysis", Proceedings on Symposium on Slopes in Sensitive Clays, Linkoping, SGI Report No. 17, pp. 263-292z

Lefebvre, G. and P. La Rochelle., 1974. "Analysis of two Slope failures in Cemented Champlain Clays", Canadian Geotechnical Journal 11(1): 89-108.

Leroueil, S., Collins, G., and Tavenas, F., 1983. "Total and Effective Stress Analyses of Slopes in Champlain Sea Clays", Proceeding on Symposium on Slopes in Sensitive Clays, Linkoping, SGI Report No. 17, 293-322.

Lo, K. Y. and C. F. Lee., 1974. "Evaluation of the Stability of Natural Slopes in Plastic Champlain Clays", Canadian Geotechnical Journal 11(1): 165-181.

Makdisi, F.I. and Seed, H.B. 1978. "Simplified Procedure for Estimating Dam and Embankment Earthquake induced Deformations", Journal of the Geotechnical Engineering Division. Vol. 104, GT. 7, July.

Martineau, M. 1986. "Revue de la séismicité au Quebec et des dommages associés ", Thèse de maîtrise, Université de Sherbrooke : faculté des sciences appliquées.

Massarsch, K. R., 1980 « Earthquake Effets on Slope Stability » State-of-the-art Report, Proceedings of the Seventh Conference on Earthquake Engineering, Istanbul, Turkey, Vol. 10, 23p.

Morgenstern, N. R, and V. E. Price., 1965. "The Analysis of the Stability of General Slip Surfaces", Geotechnique, Great Britain, Vol. 15, No. 1, 79-93.

Morgenstern, N.R. and Price, V.E., 1967. "A Numerical Method for Solving the Equations of Stability of General Slip Surfaces ", The Computer Journal, Great Britain, Vol. 9, No. 4, 388-393.

Munro, P.S., et North, R. G., 1989. "The Saguenay earthquake of November 25, 1988" Processed Strong Ground Motion Records. Geological Survey of Canada Open File Report 1996.

Newmark, N. M., 1965. "Effects of earthquakes on dams and embankments", Geotechnique, 15,2: 139-160.

Parriaux, A., 2006. Géologie : bases pour ingénieurs. 518p.

189

Poulus, F.I. et Seed, H.B., 1978. "Liquefaction Evaluation Procedure". Journal of the Geotechnical Engineering Division, American Society of Civil Engineers, GT6, 771-792.

Prater, Edward G., "Yield Acceleration for Seismic Stability of Slopes", Technical Note, Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, Vol. 105, No. GT5, May, 1979, pp. 682-687.

Sarma, S. K, 1979. "Stability Analysis of Embankments and Slopes'', American Society of Civil Engineers, Journal of the Geotechnical Engineering Division 105(12): 1511-1524.

Sarma, S. K. 1987. "Note on the Stability Analysis of Slopes", Geotechnique 37(1): 107-111.

Sarma, S. K. 1975. "Seismic Stability of Earth Dams and Embankments". Geotechnique. 25, No 4, 743-761.

Sarma, S. K. 1975. "Stability of Embankments and Slopes". Geotechnique. 24, No 4, 45-67.

Sarma, S. K. 1973. "Stability Analysis of Embankments and Slopes". Geotechnique. 23, No 3,423-433.

Sarma, S. K. and D. Tan. 2006. "Determination of Critical Slip Surface in Slope Analysis". Geotechnique 56(8): 539-50.

Seed, H.H., 1967. "Slope stability during earthquakes", Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, 93, No. SM4, 13-41.

Seed, H.B., 1976. "Evaluation of Soil Liquefaction Effects on Level Ground During Earthquakes". Liquefaction Problems in geotechnical Emgineering, ASCE Annual Convention and Exposition, Philadelphia, PA, October, pp 1-109.

Seed, H.B., Romo M.P., 1986. "Analytical Modelling of Dynamics Soil Response in the Mexico Earthquake of September 19, 1985". ASCE, 148-162. Nueva York, USA.

Seed, H.B. (1987). "Design problems in Soil Liquefaction". American Society of Civil Engineers, ASCE, JGED, Vol. 113, No. 7 August, pp.827-845.

Seed, H.B. (1979). 19th Rankine Lecture: "Considerations in the Earthquake Resistant Design of Earth and Rockftll Dams ", Geotechnique, Vol. 29, No. 3, pp. 215-263.

Seed, H. B. and Goodman, R. E., 1964. "Earthquake stability of slopes of cohesionless soils", Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, 90, No. SM6, 43-74.

190

Seed, H.B. et Idriss, I.M., 1970. "Soil moduli and damping factors for dynamic response analysis". Berkeley, CA., Earthquake Engineering research center, university of California, EERCB/UCB-70-10.

Séismes et ondes sismiques (TPE), 2009. http://seismes-ondes.joueb.com

Skempton, A. W. 1964. "Long-Term Stability of Clay Slopes". Geotechnique 14(2): 77-101.

Spencer, E. 1967., "A Method of Analysis of the Stability of Embankments Assuming Parallel Inter-Slice Forces" Geotechnique, Vol. 17, No 1, 11-26.

Stark, T.D., Contreras, LA. 1998. "Fourth Avenue Landslide during 1964 Alaskan Earthquake", Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering. Vol 124, No 2, 99-109.

Tavenas, F. 1984. "Landslides in Canadian Sensitive Clays - a State of the Art", In Proceedings of the 4 International Symposium on Landslides, Toronto, Vol. 1, pp. 141-153.

Tavenas, F., and Leroueil, S. 1981. "Creep and Failure of Slopes in Clays", Canadian Geotechnical Journal, 18:106-120.

Tavenas, F., B. Trak, and S. Leroueil, 1980. "Remarks on the Validity of Stability Analyses", Canadian Geotechnical Journal, Vol. 17, No. 1, 61-73.

Terzaghi, Karl V., 1936. "Stability of Slopes of Natural Clay", Proceedings of the First International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Harvard, Vol. 1, pp. 161-165.

Toro,G.R., N.A. Abrahamson and J.F. Schneider, 1997. "Model of strong ground motions from earthquakes in central and eastern North America: best estimates and uncertainties". Seismological Research Letters, v. 68, No 1, 41-57.

Whitman, R.V. and Bailey, W.A., 1967. "The Use of Computers for Slope Stability Analysis", Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol. 93, No. SM4, pp. 475-498.

Wu, Tien H., and Leland M. Kraft, Jr., 1970. "Safety Analysis of Slopes", Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol. 96, No. SM2, 609- 630.

Xue-Cai, F., et G. An-ning., 1986. "The principal characteristics of earthquake landslides in China". Geologia Applicata e Idrogeologia 21 (2), 27-45.

Yong, R. N., E. Alonso, M. M. Tabba and P. B. Fransham. 1977. "Application of Risk Analysis to the Prediction of Slope Instability". Canadian Geotechnical Journal 14(4): 540-553.

191

http://seismes-ondes.joueb.com

Youd, T. L., Idriss I. M., et coli (2001). "Liquefaction Resistance of soils": Summary Report from the 1996 NCEER and 1998 CEER/NSF Workshops on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soil"., ASCE, Journal of Geotechnical and Geo-environnemental Engineering, Vol. 127, No 10, oct 2001, 817-833.

192

ANNEXE 1

METHODES D'ANALYSES PAR EQUILIBRE LIMITE

193

A1.1 Méthode de Bishop

La méthode de Bishop simplifiée (BSM) est très utilisée dans les surfaces de rupture

circulaires. Cette méthode considère les forces normales inter-tranche, mais néglige les

forces de cisaillement inter-tranche (voir figure A 1.1). Elle satisfait l'équilibre des forces

verticales pour déterminer la force normale effective (N'), qui est donnée par :

1 j f „ r c'isina N'= E W ulcosa m.

[A-l] J

OU,

n t a n ^ \ ma = cosar(l + tane. —)

[A-2]

La méthode de Bishop assume également une surface de rupture circulaire, la même

équation 2.4 est utilisée pour déterminer le Coefficient de sécurité (CS).

La méthode de Bishop satisfait l'équilibre des moments et l'équilibre des forces

verticales. Elle considère également la force normale inter-tranche (E) et s'applique dans la

plupart du temps pour les surfaces de cisaillement circulaires et est la méthode la plus

courante dans la pratique.

? eut. et rarfact typique dc _1i_Miniiil

1. \ -

S

N*

Tranche typique

Figure Al.l - Forces considérées dans la méthode de Bishop

Al .2 Méthode de Janbu

La méthode de Janbu simplifiée (JSM) détermine le coefficient de sécurité par

l'équilibre de forces horizontales. Comme dans la méthode simplifiée de Bishop (BSM),

194

cette méthode considère les forces normales inter-tranche (E), mais néglige les forces de

cisaillement (T). La force normale (N) est déterminée comme dans la méthode simplifiée

de Bishop, et le coefficient de sécurité est calculé par :

c s = T.(cJ + N -ul)tan0')seca IfTtanc.+ZA£

où,

zZAE = E2 - E,= forces normales inter-tranche net (zéro s'il n'y a aucune force

horizontale).

Les dérivations du coefficient de sécurité (CS) sont basées sur les termes d'équilibre

des forces et des moments. En termes des contraintes originellement présentées par Janbu,

l'équation suivante est utilisée :

^ o =

b(c'+(p - u) tan $ n,.

zZpb tan a [A-4]

tan^' na =cos c.(l + tanor —) [A-5] F

Où,

p = Wlb= contrainte verticale totale, b = largueur de tranche et a = inclinaison de

la surface de glissement au milieu de la tranche

On peut remarquer que la méthode de Janbu, satisfait les deux forces d'équilibre ne

satisfait pas l'équilibre des moments, considère l'inter-tranche des forces normales et elle

est utilisée généralement pour la surface de cisaillement composée.

Les forces considérées dans la méthode de Janbu sont montrées à la figure A 1.2.

195

I. Pente et surface typiqoe de flinemtnt Tranche typique

Figure A1.2 - Forces considérées dans la méthode de Janbu

Janbu a introduit un facteur de correction (fj), dans le coefficient de sécurité original

CS (F.), pour pallier aux effets des forces de cisaillement inter-tranche. Avec cette

modification, la méhode de Janbu corrigée (JCM) donne des valeurs de coefficient de

sécurité CS plus importants, comme :

CS = f0F0 [A-6]

Le facteur de correction dépend du rapport entre profondeur et longueur de la

surface de rupture (d/L). Le coefficient de sécurité, avec ce facteur de correction, peut

augmenter de 5-12%, donnant une marge inférieure dans le cas du frottement seul

(Abramson et al, 1996,2002).

A 1.3 Méthode de Morgenstern-Price

La méthode de Morgenstern-Price (M-PM) satisfait les équilibres des forces et des

moments et assume la fonction de force inter-tranche. Selon Morgenstem-Price (1965), la

force d'inclination d'inter-tranche peut varier avec une fonction arbitraire (f(x)) comme :

T = f(x)AE [A-7]

ou.

196

f(x) = fonction de force inter-tranche qui varie sans interruption le long de la surface

de rupture, A = facteur de proportionnalité de la fonction assumée.

La méthode suggère d'assumer n'importe quel type de fonction de force, par

exemple « half-sine ». Les rapports de la force normale (N) et des forces inter-tranche (E,

T) sont identiques que ceux présentés dans la méthode de Janbu. Pour une fonction

donnée, les forces inter-tranche sont calculées par procédure d'itération jusqu'à ce que CS

soit égal à Fm. (équations A-8 et A-9)

CS = l{(c'l + (N - ul) tan fi) sec a ]

\Z(W-(T2 -T,)) tana + zZ(E2 - E,)

xZ(c'l-r(N-ul)tan<P) Fm=-

YxWsma

[A-8]

[A-9]

Las forces considérées dans la méthode de Morgenstern-Price sont montrées dans la

figure Al.3.

M I. v

Pente et surface typique de __i_-_m__tt Tranche typique

Figure A U - Forces considérés dans la méthode de Morgenstem-Price

197

ANNEXE 2

SYNTHESE DES LOGICIELS UTILISES

198

Dans les paragraphes suivants les caractéristiques les plus importantes des logiciels

utilisés dans les différentes étapes de l'analyse sont décrites.

> Maplnfo 8.5 (Pitney Bowes Maplnfo)

Maplnfo est un logiciel de cartographie informatisée. Il permet de traiter des

données contenant des informations géographiques, en liaison avec un système de

représentation géographique. Il peut être intégré à un Système d'Information Géographique

(SIG).

Le SIG est un outil qui a permis de manipuler des bases de données géographiques

planes. Les objets géographiques manipulés ont été principalement de trois types : point,

polyligne ou polygone. Également, le SIG a permis la gestion d'une telle structure de

données (une table comportant un champ objet géographique géopositionné et l'ensemble

des champs tabulaires associés).

La localisation des trois sites étudiés (Saint-Adelphe, Maskinongé et Baie Saint-

Paul) a été réalisée en utilisant les bases de données topographiques du Québec (BDTQ) à

l'échelle 1/20 000. Toutes ces informations (topographiques, géographiques...) ont été

situées et visualisées sur une même carte.

La localisation de toutes les campagnes géotechniques des sites (sondages, coupes

stratigraphiques, position approximative du glissement (s'il y a lieu), photographie

aérienne...) a été réalisée aussi avec ce logiciel.

Maplnfo a été utilisé également pour faire la localisation des différentes sources

sismiques pour les sites à étudier.

> Ez-Frisk 7.26 (Risk Engineering Ltd)

Ez-Frisk est un logiciel qui permet l'évaluation de l'aléa sismique. Le logiciel Ez-

Frisk permet de réaliser l'analyse probabiliste du risque sismique, le calcul

d'accélérogrames synthétiques et l'analyse de la réponse du site en utilisant SHAKE91.

199

L'analyse probabiliste du risque sismique pour les trois sites étudiés a été effectuée

selon l'approche décrite dans le Code National du Bâtiment (2005).

Le calcul des accélérogrames synthétiques a été réalisé en utilisant la technique

"spectral matching". Cette technique consiste à ajuster un accélérogramme naturel de telle

sorte que son spectre de réponse se superpose au spectre visé tout en conservant les

caractéristiques clés du signal original. Ce calcul a été réalisé avec l'algorithme de

superposition spectrale RSPM99 de Norm Abrahamson et intégré dans le logiciel Ez-Frisk

7.26.

> Calcul de Paléa sismique dans le CNBC 2005 (www.seisrriescanada.rncan.gc.ca..

L'aléa sismique à un endroit donné dépend d'un grand nombre de facteurs. Le

Canada a été divisé en régions à source sismique en fonction de leurs activités sismiques

passées et de leurs structures tectoniques. La relation entre la magnitude des tremblements

de terre et leur fréquence moyenne est considérée pour chaque région, ainsi que les

variations de l'atténuation des mouvements du sol avec la distance.

Lors du calcul de l'aléa sismique, les scientifiques tiennent compte de toutes les

régions à source sismique qui se trouvent à une distance donnée du site envisagé.

Parallèlement, le calcul de l'aléa sismique selon le Code National du Bâtiment

Canadien (CNBC) 2005 a été interpolé pour les trois sites d'étude à travers le site web

www.seismescanada.mcan.gc.ca.

> Pro-Shake (EduPro Civil Systems, Inc.)

Proshake est un logiciel qui permet de réaliser l'analyse unidimensionnelle de la

réponse linéaire équivalente du sol. Le modèle linéaire équivalent de Seed et Idriss (1970)

est intégré dans ce logiciel pour effectuer les calculs. Le modèle proposé par Dobry et

Vucety (1987) est utilisé pour l'analyse des couches argileuses.

Le logicel Pro-Shake a été utilisé pour réaliser les calculs de la réponse dynamique

1 -D des sites étudiés.

200

http://www.seisrriescanada.rncan.gc.ca

http://www.seismescanada.mcan.gc.ca

> SEEP/W (GEO-SLOPE 2004.)

SEEP/W est un logiciel utilisé pour la modélisation par éléments finis des

écoulements de fluides et des pressions interstitielles dans les milieux poreux (sols, rock,

etc.).

Le calcul des conditions d'écoulement de l'eau souterraine dans les talus étudiés a

été effectué à l'aide du logiciel SEEP/W.

> SLOPE/W (GEO-SLOPE 2004.)

SLOPE/W est un logiciel qui utilise les éléments finis pour l'analyse de la stabilité

des pentes.

L'étude de la stabilité des pentes statique et pseudo statique a été réalisée en

utilisant le logiciel Slope-W, développé par GEO-SLOPE. Les méthodes de Morgenstem-

Price, Bishop et Janbu ont été utilisées pour calculer les coefficients de sécurité (CS).

> STABLE 9.03 (Mz Associates Software)

Stable est un logiciel pour l'analyse de la stabilité des pentes. L'analyse de la

stabilité pseudo-statique pour les trois sites d'étude a été réalisée par la méthode Sarma.

201

ANNEXE 3

RÉSULTATS DE CALCUL DE L'ALÉA SISMIQUE SELON

LE CNBC 2005

FICHE TECHNIQUE

202

Calcul de l'aléa sismique - Code National du Bâtiment 2005 iTON: Canada d a l t a t Rançato («13) Mf-OCM Angtala (613)9*5-554» Télécopiai» (613)

CUmadao^lOuMtAno__»(_SO)3C3-6SOOTéléoopiaur(2SO) 363-6565

Demandeur Adrtana Bustamante. Université Laval 14 Avril 2008 Coordonnées du site: 46.725 Nord 73.362 Ouest Bibliographie fichier uti.sateur: St-Aoèlprie Mouvements du sol - Code National du Bâtiment : Probabilité de dépassement de 2% sur 50 ans (0.000404 par année) Sa(0.2) Sa(0.5) Sa(1.0) Sa(20) AMS (g) 0.354 a i 94 0.092 0.030 0.203 Remarques. Los valeurs spectrales et de maximum .aléa sont déterminées pour un terrain ferme (classe de sol C du CN BC 2005 - vitesse moyenne de I onde transversale de 300-750 mi's). Les valeurs médianes (50epercerrt_e)der_oc«léraOonm_jarraied-sol(AMS)sortfoumiesenunn^ Les valeurs taœtH raton spectrale atténuée 5% (Sa(T), où T est la période en secondes) et de t accél ératton maximaie du sol (AMS) sort tahiées. Seuls deux crtffres significants doivent être utUsés. Cm vahuts ont été Interpolée* aparDrde points de grille espaces de 10km. Selon le gradient pour les points situés* proximité, les valeurs, pour eat endroit calculées directement au moyen du programmé pour laie» peuvent varier. Plus de 95 «. des valeurs interpolées se situent a moins de 2 S des traduis calculé—.

Mouvements du sd pour d'autres probabiltés : Probabilité de dépassement par année 0.010 0.0021 0.001 Probabilité de dépassement dans 50 ans 40% 10% 5% Sa(0.2) 0.074 0.169 0.240 Sa(0.5) 0.035 0.087 0.127 Sa(1.0) 0.013 0.040 0.062 Sa(2.0) 0.004 0.012 0.019 AMS 0.045 0.100 0.140

M

Bibliographie

Le code national du bâtiment du Canada 2005 no. 47666-, Motions 4.1.8, 9.20.1.2, 9.23.10.2, 9.31.6.2, et 6.2.1.3 Annexe C: Informat ion c l imat ique pour la conception des bâtiments au Canada - la table dans *rn r Annexe C commence en page C-11 de la Division B, volume 2

Manuel d'util isateur- CNB 2005, Commentaire* structuraux CNRC no. 48192F Commentaire J: Conception pour des effets sismiques

Commission Géologique du Canada Dossier publ ic xxxx Fourth generation seismic hazard maps of Canada: Grid values to be used with t ie ^ s „ 2005 National Building Code of Canada

Voir les sites webs www.SetsmesCanada.ca et www. nationalcodes.ca pour plus .'information Alto avaJabti in <nj*a>i

Natural Resources Ressource raturâtes Canada canada

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Canada

203

http://www.SetsmesCanada.ca

Calcul de l'aléa sismique Code National du Bâtiment 2005 «FORMATION: Canadi d* I t a t Françai» (613) 9950600 A notait (613) 9955546 Télécopiant (613) 992S836

Canada d * lOuaat Anglalt (250) 3636500 Télécopiaur (250) M M

Demandeur Adriana Bustamante. Université Laval 14 Avril 2008 Coordonnées du site: 46.222 Nord 73.013 Ouest Bibliographie fichier utllsateu. Maskinongé Mouvements du sol • Code National du Bâtiment : Probabilité de dépassement de 2% sur 50 ans (0.000404 par année) Sa(0.2) Sa(O.S) SaH.O) Sa(Z0) AMS (g) 0.634 0.308 0.126 0.043 0.397 Remarques. Les valeurs spectrales et de maximum .aléa sont déterminées pour un terrain ferme (dasse de soie du CNBC 2005 vitesse moyenne de ronde transversale de 360750 m's). Les valeurs médianes (50e percentile) de I accélération rnajamale du sol (AMS) sort fournies en unités de g. Les valeurs d'accélération spectrale atténuée 9% (Sa(T). où T est la période en secondes) et de I accélération maximale du sd (AMS) sort tabulées. SeUs deux chiffres s^mfteatifs doivent être utiksés. Ces valeurs otzrt été Interpolées aparar de points de grille espacés de Mon. Selon le gradient pour les points situé* à proxtnrté. lo* valeurs, pour col endroit calculée* directement au moyen du programmé pour F aléa peuvent varier. Plus de es «. des valeurs Interpolées se situent a moins de 2 S des valeur* calculée*.

Mouvements du sol pour d'autres probabilités : Probabilité de dépassement par année Probabilité de dépassement dans 50 ans Sa(0.2) Sa(0.5) Sa(1.0) Sa(2.0) AMS

0.010 0.0021 0.001 40% 10% 5% 0.096 0.254 0.384 0.042 0.115 0.180 0.015 0.046 0.073 0.005 0.015 0.024 0.063 0.178 0.262

■♦I

BibriograpNe

Le code national du bâtiment du Canada 2005 no. 47666; sections 4.1.8, 9.20.1.2, 9:23.10.2, 9.31.62, et 6.2.1.3 Annexe C: Informat ion cl imat ique pour la conception des bâtiments au Canada la table dans <*t5'N r Annexe C commence en page C11 de la Division B, volume 2

Manuel d'util isateur CNB 2005. Commentaires structuraux CNRC no. 48192F Commentaire J: Conception pour des effets sismiques

Commission Géologique du Canada Dossier public xxxx Fourth generation seismic hazard maps of Canada: Grid values to be used with t i e *.■% 2005 National Bulking Code of Canada

Voir les sites webs www.SoismeaCanada.Cxt et wwmtiationak:odos.Cxt pojr plus d'information Mm «v«i_W»»i angèa/i

Natural Reaoucas Ressou ices naturMes Canada Canada

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204

http://www.SoismeaCanada.Cxt

Calcul de l'aléa sismique Code National du Bâtiment 2005 INFORMATION: Canada dé I Est Français (613) 9950600 Anglais (613) 9966540 Télécopieur (613) M2S83C

Canada de (Ouest Anglais (250) 3636600 TOMcopleur (250) 3636666

Demandeur: Adriana Bustamante, Université Laval Coordonnées du site: 47.47 Nord 70.54 Ouest Bibliographie fichier utilisateur Elate SPaul Mouvements du sol Code National du Bâtiment : Probabilité de dépassement de 2% sur 50 ans (0.000404 par année) Sa(0.2) Sa(0.5) Sa(1.0) Sa(2.0) AUS (g) 2.104 1.069 0.523 0.167 1.019

10 Février, 2010

Les valeurs spectrales et de maximum d aléa sont déterminées pour un terrain ferme (classe de sol C du CNBC 2005 vitesse moyenne de ronde transversale de 360750 m/s). Les valeurs médanes (50e percentile) de l acceleration maximale du sol (AMS) sont fournies en unîtes de g Les valeurs cf acceleration spectrale atténuée 5% (SafT). où T est la période en secondes) et de r accélération maximale du sol (AMS) sont tabulées Seuls deux chiffres agnif catrts doivent être utilsos C M valeurs ont été Interpolées aparllr de points de t r i l le espaces de 10km Selon le gradient pour le» points situé* à proximité, le* valeur*, pour cot endroi t calculées directement au moyen du programme pour I aléa peuvent varier Plu* do 9 6 % do* valour* Interpolées *o situent à mom* do 2 % do* valeur* calculées.

Mouvements du sol pour d'autres probabilités Probabilité de dépassement par année 0.010 0.0021 0.001 Probabilité de dépassement dans 50 ans 40% 10% 5% Sa(0.2) 0.326 0.900 1.370 Sa(0.5) 0.122 0.424 0.687 Sa(1.0) 0.045 0.174 0.299 Sa(2.0) 0.014 0.053 0.092 AMS 0.236 0.525 0.720

■♦■

Bibliographie

Le code national du bâtiment du Canada 2005 no. 47666; sections 4.1.8. 9.20.1.2. 9.23.10.2. 9.31.6.2. et 6.21.3 Annexe C: Information climatique pour la conception des bâtiments au Canada la table dans f Annexe C commence en page C11 de la Division B. volume 2

Manuel d utilisateur CNB 2006, Commentaires structuraux CNRC no. 46192F Commentaire J: 47.su Conception pour des effets sismiques

Commission Géologique du Canada Dossier public xxxx Fourth generation seismic hazard maps of Canada: Grid values to be used with the 2005 National Building Code of Canada

Voir les sites webs www.SelsmesCanada.ca et www natcnalcodes ca pour plus d'information Also avamUe n engtsh

Natural Resources Ressources naturales Canada Canada

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http://www.SelsmesCanada.ca

Étude de la stabilité sismique de trois talus naturels au québec

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