AUTOROUTE DE MENTON
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On se trouve donc amené à augmenter la longueurdu massif L (en fait, la longueur d'armatures) créantde la sorte un volume de soutènement e f g h i(fig. 4 b), qui reprend efficacement la poussée d'untalus horizontal avec surcharge. La répartition descontraintes sous la base de l'ouvrage devient alorstrapézoïdale, garantissant une meilleure stabilité.L'obligation de fonder le massif sur le terrain naturelincliné (pour limiter au maximum les terrassementsonéreux), conduit à vérifier la condition de non-glissementpour chaque profil. Le calcul, classique,revient en bref à déduire un coefficient de stabilité F,exprimant le rapport d'un effort résistant à l'effortmoteur. Le tableau I montre les résultats de cetteanalyse.Il ressort de l'examen des résultats, que l'influencede l'inclinaison du terrain naturel, apparaissantessentiellement par le terme Wt , est prépondérantesur celle des forces motrices de poussée. Une manièred'augmenter simplement et considérablement lecoefficient de sécurité au glissement, est de tailler leprofil d'assise en escalier, car le sol de fondationNumérodesprofilsTABLEAU ICoefficient de sécurité au glissement sur la baseAngle de frottement interne ?" = 30°adegrésPt/mWt/mWt =Wsinot/mT =Wcosotg?'t/mCoefficientde sécurité2 0 50 150 0 105 2,13 15 270 1 000 260 960 1,84 10 360 1 960 330 1 350 1,95 15 360 2 240 580 1 500 1,66 20 360 2 360 800 1 480 1,37 25 270 2160 890 1 340 1,28 25 270 1 270 530 800 1,09 10 190 690 120 480 1,510 15 120 450 120 300 1,3W, + Pcosa ||"i ^\3/ 2i, L = HFT—-ElW\RCest plus résistant que le matériau de remblai du mur.De plus, la nature rocheuse du sol rend cette dispositionparfaitement réalisable.La surface potentielle de glissement se trouvera ainsiconstituée de segments horizontaux ab, bc, cd, etc.,W. tg
Dans la zone de Vigna, partie extrême de l'autoroute(côté Nice), le tracé se situe sur 1,300 km à flancde montagne. La pente du terrain naturel est importante,atteignant fréquemment 30°. La couverture deformations éboulées et surtout la présence de limonsintercalaires, font que les versants de Vigna sont trèsproches de l'équilibre limite. L'ouverture de pistesde chantier dans cette zone devait déclencher degrands désordres en amont du tracé.En conséquence, le profil initial, comportant surtoutdes déblais, fut modifié. Soucieux de ne pas aggraverle déséquilibre de la zone, les projeteurs relevèrentla ligne rouge de manière à diminuer auLes ouvrages de Vigna I et IIAutorouteParement du talusenvisagé InitialementMur de Vignaa) Solution mur de soutènement avec remblai.maximum les déblais. On adopta cependant, encontrepartie, d'importants remblais.b) Solution massif unique en terre armée.Des versants à forte inclinaison conduisaient pourdes talus réglés à 3/2, à des emprises considérables,inacceptables dans le cas des ouvrages de Vigna,par suite de la présence de la RN 7 en contrebas.Il convenait donc de limiter ces remblais par desmurs de soutènement atteignant 15 à 20 mètres dehaut. La solution orientée vers des ouvrages de soutènementclassiques, posait de redoutables problèmesde fondations et de stabilité d'ensemble(fig. 6 a). Elle fut abandonnée au profit de la terrearmée, cette technique apportant finalement une solutionélégante.Initialement, il était prévu d'asseoir la plate-formeautoroutière sur un massif de section carrée(fig. 6 b). La conception de l'ouvrage rappelait ainsicelle du mur expérimental d'Incarville, le seul pointdélicat étant l'inclinaison du terrain naturel. L'utilisationdes formules de force portante de Meyerhofpour une fondation située au sommet d'une penteet le calcul de la stabilité d'ensemble suivant desruptures circulaires par la méthode de Felleniusou de Bishop, permettaient de résoudre le problème.L'étude de cette solution fut égalementabandonnée : la réalisation de la fouille du murconduisait à interrompre l'une des pistes longitudinalesde chantier, ce qui était inadmissible.Fig. 6 - Murs de Vigna II.On s'orienta donc vers un dernier dispositif, comportantdeux massifs en terre armée superposés(fig. 6 c), dans lequel la fouille du mur inférieurn'affectait pas la piste.105
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On se trouve donc amené à augmenter la longueurdu massif L (en fait, la longueur d'armatures) créantde la sorte un volume de soutènement e f g h i(fig. 4 b), qui reprend efficacement la poussée d'untalus horizontal avec surcharge. La répartition descontraintes sous la base de l'ouvrage devient alorstrapézoïdale, garantissant une meilleure stabilité.L'obligation de fonder le massif sur le terrain naturelincliné (pour limiter au maximum les terrassementsonéreux), conduit à vérifier la condition de non-glissementpour chaque profil. Le calcul, classique,revient en bref à déduire un coefficient de stabilité F,exprimant le rapport d'un effort résistant à l'effortmoteur. Le tableau I montre les résultats de cetteanalyse.Il ressort de l'examen des résultats, que l'influencede l'inclinaison du terrain naturel, apparaissantessentiellement par le terme Wt , est prépondérantesur celle des forces motrices de poussée. Une manièred'augmenter simplement et considérablement lecoefficient de sécurité au glissement, est de tailler leprofil d'assise en escalier, car le sol de fondationNumérodesprofilsTABLEAU ICoefficient de sécurité au glissement sur la baseAngle de frottement interne ?" = 30°adegrésPt/mWt/mWt =Wsinot/mT =Wcosotg?'t/mCoefficientde sécurité2 0 50 150 0 105 2,13 15 270 1 000 260 960 1,84 10 360 1 960 330 1 350 1,95 15 360 2 240 580 1 500 1,66 20 360 2 360 800 1 480 1,37 25 270 2160 890 1 340 1,28 25 270 1 270 530 800 1,09 10 190 690 120 480 1,510 15 120 450 120 300 1,3W, + Pcosa ||"i ^\3/ 2i, L = HFT—-ElW\RCest plus résistant que le matériau de remblai du mur.De plus, la nature rocheuse du sol rend cette dispositionparfaitement réalisable.La surface potentielle de glissement se trouvera ainsiconstituée de segments horizontaux ab, bc, cd, etc.,W. tg
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