# Impact de la construction de tunnels urbains sur les mouvements de sol et le bati existant. Incidence du mode de pressurisation du front

Emilie Vanoudheusden

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## To cite this version:

Emilie Vanoudheusden. Impact de la construction de tunnels urbains sur les mouvements de sol et le bati existant. Incidence du mode de pressurisation du front. Sciences de l'ingénieur [physics]. Insa Lyon, 2006. Français. NNT: tel-04184977

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Submitted on 22 Aug 2023

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Thèse

Impact de la construction de tunnels urbains
sur les mouvements de sol
et le bâti existant

Incidence du mode de pressurisation du front

présentée devant

L'Institut National des Sciences Appliquées de Lyon

pour obtenir

le grade de docteur

Ecole doctorale : MEGA – Mécanique, Energétique, Génie Civil, Acoustique

Spécialité : Génie Civil

par

Emilie VANOUDHEUSDEN

Soutenue le 13 décembre 2006 devant la Commission d'examen

Jury

STANDING Jamie
TISOT Jean-Paul
ROBERT Jacques
SHAHROUR Isam
KASTNER Richard
EMERIAULT Fabrice

Lecturer (Imperial College - Londres)
Professeur des Universités (ENSG)
Directeur des Risques – ARCADIS ESG
Professeur des Universités (Polytech'Lille)
Professeur des Universités (INSA de Lyon)
Maître de Conférences (INSA de Lyon)

Rapporteur
Rapporteur
Examinateur
Président du jury
Directeur de thèse
Co-directeur de thèse
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Cette thèse a été préparée avec le laboratoire URGC (Unité de Recherche en Génie Civil) de l'INSA (Institut National des Sciences Appliquées) de Lyon, dans l'équipe Géotechnique, sous la direction du Pr. Richard KASTNER et du Dr. Fabrice EMERIAULT.

Adresse :

URGC Géotechnique
INSA de Lyon
Bât. JCA Coulomb
Domaine scientifique de la Doua
F-69621 Villeurbanne Cedex
Tél : +33 4 72 43 87 91
Fax : +33 4 72 43 85 20
E-mail : geot@insa-lyon.fr
www.insa-lyon.fr
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<table><thead><tr><th>SIGLE</th><th>ECOLE DOCTORALE</th><th>NOM ET COORDONNEES DU RESPONSABLE</th></tr></thead><tbody><tr><td></td><td>CHIMIE DE LYON<br>Responsable : M. Denis SINOU</td><td>M. Denis SINOU<br>Université Claude Bernard Lyon 1<br>Lab Synthèse Asymétrique UMR UCB/CNRS 5622<br>Bât 308<br>2ème étage<br>43 bd du 11 novembre 1918<br>69622 VILLEURBANNE Cedex<br>Tél : 04.72.44.81.83 Fax : 04 78 89 89 14<br>sinou@univ-lyon1.fr</td></tr><tr><td>E2MC</td><td><strong>ECONOMIE, ESPACE ET MODELISATION DES COMPORTEMENTS</strong><br>Responsable : M. Alain BONNAFOUS</td><td>M. Alain BONNAFOUS<br>Université Lyon 2<br>14 avenue Berthelot<br>MRASH M. Alain BONNAFOUS<br>Laboratoire d'Economie des Transports<br>69363 LYON Cedex 07<br>Tél : 04.78.69.72.76<br>Alain.bonnafous@ish-lyon.cnrs.fr</td></tr><tr><td>E.E.A.</td><td>ELECTRONIQUE, ELECTROTECHNIQUE, AUTOMATIQUE<br>M. Daniel BARBIER</td><td>M. Daniel BARBIER<br>INSA DE LYON<br>Laboratoire Physique de la Matière<br>Bâtiment Blaise Pascal<br>69621 VILLEURBANNE Cedex<br>Tél : 04.72.43.64.43 Fax 04 72 43 60 82<br>Daniel.Barbier@insa-lyon.fr</td></tr><tr><td>E2M2</td><td>EVOLUTION, ECOSYSTEME, MICROBIOLOGIE, MODELISATION<br>http://biomserv.univ-lyon1.fr/E2M2<br>M. Jean-Pierre FLANDROIS</td><td>M. Jean-Pierre FLANDROIS<br>UMR 5558 Biométrie et Biologie Evolutive<br>Equipe Dynamique des Populations Bactériennes<br>Faculté de Médecine Lyon-Sud Laboratoire de Bactériologie BP<br>1269600 OULLINS<br>Tél : 04.78.86.31.50 Fax 04 72 43 13 88<br>E2m2@biomserv.univ-lyon1.fr</td></tr><tr><td>EDIIS</td><td>INFORMATIQUE ET INFORMATION POUR LA SOCIETE<br>http://www.insa-lyon.fr/ediis<br>M. Lionel BRUNIE</td><td>M. Lionel BRUNIE<br>INSA DE LYON<br>EDIIS<br>Bâtiment Blaise Pascal<br>69621 VILLEURBANNE Cedex<br>Tél : 04.72.43.60.55 Fax 04 72 43 60 71<br>ediis@insa-lyon.fr</td></tr><tr><td>EDISS</td><td>INTERDISCIPLINAIRE SCIENCES-SANTE<br>http://www.ibcp.fr/ediss<br>M. Alain Jean COZZONE</td><td>M. Alain Jean COZZONE<br>IBCP (UCBL)<br>7 passage du Vercors<br>69367 LYON Cedex 07<br>Tél : 04.72.72.26.75 Fax : 04 72 72 26 01<br>cozzone@ibcp.fr</td></tr><tr><td></td><td><strong>MATERIAUX DE LYON</strong><br>http://www.ec-lyon.fr/sites/edml<br>M. Jacques JOSEPH</td><td>M. Jacques JOSEPH<br>Ecole Centrale de Lyon<br>Bât F7 Lab. Sciences et Techniques des Matériaux et des<br>Surfaces<br>36 Avenue Guy de Collongue BP 163<br>69131 ECULLY Cedex<br>Tél : 04.72.18.62.51 Fax 04 72 18 60 90<br>Jacques.Joseph@ec-lyon.fr</td></tr><tr><td>Math IF</td><td><strong>MATHEMATIQUES ET INFORMATIQUE FONDAMENTALE</strong><br>http://www.ens-lyon.fr/MathIS<br>M. Franck WAGNER</td><td>M. Franck WAGNER<br>Université Claude Bernard Lyon 1<br>Institut Girard Desargues<br>UMR 5028 MATHEMATIQUES<br>Bâtiment Doyen Jean Braconnier<br>Bureau 101 Bis, 1er étage<br>69622 VILLEURBANNE Cedex<br>Tél : 04.72.43.27.86 Fax : 04 72 43 16 87<br>wagner@desargues.univ-lyon1.fr</td></tr><tr><td>MEGA</td><td><strong>MECANIQUE, ENERGETIQUE, GENIE CIVIL, ACOUSTIQUE</strong><br>http://www.lmfa.ec-lyon.fr/autres/MEGA/index.html<br>M. François SIDOROFF</td><td>M. François SIDOROFF<br>Ecole Centrale de Lyon<br>Lab. Tribologie et Dynamique des Systèmes Bât G8<br>36 avenue Guy de Collongue<br>BP 163<br>69131 ECULLY Cedex<br>Tél : 04.72.18.62.14 Fax : 04 72 18 65 37<br>Francois.Sidoroff@ec-lyon.fr</td></tr></tbody></table>
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# Résumé

La nécessité d'étendre les réseaux souterrains est aujourd'hui une réalité pour de très nombreuses villes partout dans le monde. Les tunneliers à front pressurisé font partie de l'éventail des techniques d'excavation ; mais cette technique étant nouvelle, les moyens de calcul à disposition des bureaux d'études se révèlent relativement mal adaptés. Il est donc nécessaire, afin de mettre au point de nouveaux outils de dimensionnement, de réaliser au préalable des observations sur chantier.

Dans ce contexte, cette recherche a porté sur l'impact de la construction de tunnels en zone urbaine sur le sol et le bâti dans le cas des travaux réalisés au moyen de tunneliers à front pressurisé sur le chantier de la ligne B du métro de Toulouse. Ce chantier était particulièrement adapté à notre problématique puisque 3 techniques de confinement du front y ont été utilisées (pression d'air, de boue et de terre) dans un contexte géologique et géotechnique quasi-homogène sur les 13 km du tracé. Ainsi les observations permettent d'appréhender l'influence d'une excavation au tunnelier à front pressurisé et de comparer les différentes techniques de pressurisation.

L'instrumentation mise en place sur plusieurs sections spécifiques tout au long du tracé du tunnel a permis d'observer les mouvements du massif de sol avant, pendant et après le passage des tunneliers. Elle a ainsi mis en évidence un comportement atypique de la molasse toulousaine au creusement, comportement attribuable à l'état de contrainte initiale dans le terrain. Elle a aussi permis d'appréhender localement l'influence de la conduite du tunnelier sur les mouvements du sol.

Pour les techniques d'excavation à pression de terre et à pression de boue, la corrélation entre paramètres de fonctionnement des tunneliers et déplacements verticaux de surface a été étudiée plus en détail. Cette analyse conjointe a permis de mettre au point une méthodologie pour l'identification des paramètres les plus influents sur les mouvements pour chacune de ces méthodes.
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Abstract

The expansion of cities shows the necessity to expand underground networks. The pressurized-face tunnel excavation technique is a new technique, which suffers from research consultancy lacks in validity of computations. In the intention to create dimensions tools it is first necessary to observe what happens during excavation works.

This research aimed to point the impact of tunnels construction in urban areas on soils and buildings regarding the case of excavations made with TBM for subway line B of Toulouse. This site perfectly fitted to our problematic since three confining methods were used (air, mud, and earth pressure) in a nearly homogeneous geological and geotechnical environment along thirteen kilometers. Our observations allow us to evaluate the consequences of the use of a TBM and to compare the different methods of pressurization.

The installation of measurement devices on several specific sections along the line permits the observation of soil mass moves before, during and after the digging. It shows an atypical behavior of Toulouse's molasses, a phenomenon understood thanks to the initial overconsolidated state. It also shows the local influence the driving of the tunnel digger has on soil moves.

As to earth-pressure and mud-pressure balance machines, the correlation between tunnel excavation parameters and vertical movements at the surface has been closely examined. This linked analysis permits us to settle a methodology to identify the more influent parameters on soil moves for each method.
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Remerciements

Arrivée aujourd'hui au terme de cette aventure, je m'attaque à la rédaction de ces quelques lignes, bilan nostalgique de trois années de travail, de rencontres et d'apprentissages.

Si ce n'est qu'aujourd'hui que s'arrête théoriquement ma vie d'étudiante, je dois avouer que dans mon esprit, ces dernières années ont plutôt été synonymes de première expérience de vie professionnelle. L'autonomie qui m'a été laissé dans la gestion de mon travail, et l'esprit de travail en équipe qui animait les différentes réunions entre les acteurs de ce projet scientifique ont contribué à cet état de fait, et je tiens, par les quelques lignes qui suivent, à remercier profondément l'ensemble des personnes qui m'ont fait confiance durant ces années.

Dans un premier temps, mes pensées vont aux initiateurs de ce travail. Rassembler les attentes scientifiques des universitaires et les exigences des professionnels de bureau d'études et de maitrise d'œuvre n'est pas une mince affaire, ce projet est une preuve de sa faisabilité. Je remercie donc Richard Kastner et Fabrice Emeriault de l'INSA de Lyon, Jacques Robert d'ARCADIS et Jean-Yves de Lamballerie de SYSTRA, pour avoir tenu le pari d'un tel projet (et aussi de m'avoir choisi moi pour une partie de sa réalisation !).

Je tiens à exprimer particulièrement ma reconnaissance à Richard Kastner, directeur du laboratoire URCG-Géotechnique. Merci pour votre enthousiasme et vos conseils qui m'ont systématiquement interdit un quelconque découragement sous prétexte de données « difficilement » exploitables.

Fabrice, ce travail n'aurait pu progresser de cette manière sans ton implication. Merci pour ta disponibilité, ton soutien, tes nombreux conseils et ta rigueur professionnelle ; merci aussi pour le temps consacré à corriger mes publications et ce manuscrit, à répondre de manière pédagogique à mes interrogations, et à réaliser, de jour comme de nuit, les mesures de terrain nécessaires à mon travail. Je te suis extrêmement reconnaissante pour tout cela.

Je tiens à remercier Jacques Robert, qui a rendu possible mon intégration au sein d'ARCADIS. Sa vision « bureau d'études » sur ce travail a été riche d'enseignements. J'adresse mes remerciements à Jean-Yves de Lamballerie, contact privilégié « sur le terrain ».

Je tiens à remercier chaleureusement les autres membres de mon jury de thèse qui ont consacré une part de leur temps à la lecture puis à l'évaluation de ce travail. Merci donc à Jamie Standing et Jean-Paul Tisot qui, en tant que rapporteurs de ce rapport, ont contribué à sa finalisation par des remarques bénéfiques et ont animé la soutenance par de nombreuses questions pertinentes. Thanks to Jamie Standing for the reading of 300 pages of this manuscript, in French! Merci aussi à Isam Shahrour qui a accepté de présider ce jury.

La réalisation de ce travail a demandé une quasi-expatriation : fini les cotes bretonnes, direction le sud, la ville rose, Toulouse. L'acclimatation à l'accent toulousain, aux expressions typiques et au « vent qui rend fou » s'est faite en douceur, au contact des toulousains et des gersois.

Je profite de ces lignes pour remercier l'ensemble du personnel ARCADIS des agences de Toulouse et Rodez. Certains doivent encore se demander ce que j'ai pu faire pendant ces trois années ; ils trouveront dans ce manuscrit une part de réponse.

Merci à Gérard Petit, responsable de l'équipe « géotechnique », pour m'avoir intégrée dans son équipe ; merci aux secrétaires (Corinne, Sabine, Nathalie, Gisèle, Danièle, Catherine,
Isabelle) pour les questions administratives (qui me dépassent encore !) ; merci à Nathalie, Denis et Laurent pour m'avoir initié au logiciel Autocad... A tous, merci pour les souvenirs du week end à la montagne, des discussions animées au repas de midi, des apéros du vendredi soir, des soirées... A Arnaud...

Ces remerciements ne peuvent oublier les piliers de la mesure géophysique et géotechnique de Toulouse, avec qui j'ai eu la chance de passer des heures sur différents trottoirs toulousains, à attendre impatiemment un coup de fil nous donnant le feu vert pour la mesure. De jour comme de nuit, votre présence était souvent synonyme de rigolades, accompagnées systématiquement d'une importante dose de professionnalisme ; professionnalisme qui m'a toujours permis d'avoir une entière confiance en vos mesures. Merci donc à Jérôme Mention et à Alain Lacan.

Je remercie les responsables des entreprises de gros œuvre des lots 2, 3, 4 et 5 du chantier de la ligne B du métro de Toulouse, pour m'avoir apporté les renseignements qui m'étaient utiles, toujours dans la limite de leurs possibilités professionnelles. Ce temps a leur contact m'a beaucoup appris sur l'importance du « relationnel » et du « secret professionnel ».

J'exprime ma reconnaissance à toute l'équipe du département Géotechnique de l'URGC de l'INSA de Lyon pour leur soutien et pour la motivation qu'ils ont pu m'apporter lors de mes venues ponctuelles à Lyon.

Je remercie du fond du cœur les personnes qui me soutiennent depuis si longtemps, mes parents, les grandes sœurs et mon petit frère ; ma réussite d'aujourd'hui n'est qu'un juste retour des choses de l'immense soutien que vous m'apportez tous les jours.
Enfin, merci à Jean Thomas, sans qui rien n'aurait été et ne sera jamais pareil. Merci pour ta présence de chaque jour, et bravo pour la façon remarquable avec laquelle tu as su gérer mon quotidien dans la dernière ligne droite. Il va maintenant falloir que je trouve une nouvelle excuse pour toujours te laisser la vaisselle et la préparation des repas...

Merci...
« Lorsqu’un théoricien trouve un résultat nouveau, Personne n’y croit, sauf lui ! »

Lorsqu’un expérimentateur trouve un résultat nouveau, Tout le monde y croit, sauf lui ! »

Lemaître, J. et Chaboche, J. L., Mécanique des matériaux solides, Bordas, Paris, 1985.

« Marins qui rêvez en haute mer, les coudes appuyés sur la lisse, craignez de penser longtemps dans le noir de la nuit à un visage aimé. Vous risqueriez de donner naissance, dans des lieux essentiellement désertiques, à un être doué de toute la sensibilité humaine et qui ne peut pas vivre ni mourir, ni aimer, et souffre pourtant comme s’il vivait, aimait et se trouvait toujours sur le point de mourir, un être infiniment déshérité dans les solitudes aquatiques, comme cette enfant de l’Océan, née un jour du cerveau de Charles Liévens, de Steenvoorde, matelot de pont du quatre-mats « Le Hardi », qui avait perdu sa fille agée de douze ans, pendant un de ses voyages, et, une nuit, par 55 degrés de latitude Nord et 35 de longitude Ouest, pensa longuement à elle, avec une force terrible, pour le grand malheur de cette enfant. »

Jules Supervielle, L’enfant de la haute mer, Editions G.P., 1978.
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# Sommaire Général
# Sommaire Général

## Introduction Générale.................................................................................. 1

## Chapitre 1. Etude bibliographique - Mouvements induits par le creusement d'un tunnel au moyen d'un tunnelier.................................................................................. 5

1. Technologie d'un tunnelier.................................................................................. 8

2. Observation des mouvements de sol lors d'un creusement au tunnelier et impact sur le bâti.................................................................................................................. 20

3. Evolution des contraintes et des pressions interstitielles dans le sol lors d'un creusement au tunnelier.................................................................................. 39

4. Conclusions du chapitre 1.................................................................................. 45

## Chapitre 2. Etude bibliographique – Influence des paramètres de fonctionnement des tunneliers à front pressurisé sur les mouvements des massifs de sol.................. 47

1. Observations in situ.................................................................................................. 49

2. Observations sur modèles réduits ou en centrifugeuse........................................ 56

3. Modèles analytiques.................................................................................................. 60

4. Modèles numériques.................................................................................................. 64

5. Conclusions du chapitre 2.................................................................................. 72

## Chapitre 3. Présentation du chantier de la ligne B du métro de Toulouse et des mesures d'auscultations.................................................................................. 75

1. La ligne B du métro de Toulouse........................................................................ 77

2. Le contexte géologique, hydrogéologique et géotechnique.................................... 79

3. Les tunneliers............................................................................................................ 90

4. Les paramètres de fonctionnement des tunneliers.................................................. 99

5. Les mesures de nivellement.................................................................................. 105

6. Les sections spécifiques de mesures .................................................................... 106

## Chapitre 4. Campagnes de mesures sur sections.................................................. 111

1. Analyse des résultats de mesure........................................................................ 115

2. Mouvements mesurés sur les sections excavées aux tunneliers à pression de terre.. 118

3. Mouvements mesurés sur la section S43 excavée au tunnelier à pression de boue.. 170

4. Bilan des mouvements du massif sur les quatre sections étudiées.................... 180

5. Conclusions du chapitre 4.................................................................................. 190

## Chapitre 5. Le traitement des données initiales.................................................. 193

1. Traitement des paramètres de fonctionnement des tunneliers.............................. 195

2. Traitement des mesures de nivellement.................................................................. 207

3. Analyse préliminaire des données du lot 2............................................................ 209

4. Analyse préliminaire des données du lot 4............................................................ 216

5. Conclusions du chapitre 5.................................................................................. 222
Chapitre 6. Analyse des tassements................................................................................ 225

1. Forme de la relation recherchée et procédure utilisée................................................ 227

2. Détermination de la relation entre déplacements et paramètres du lot 2.................. 232

3. Détermination de la relation entre déplacements et paramètres du lot 4.................. 248

4. Conclusions du chapitre 6.................................................................................. 255

Conclusion Générale........................................................................................................ 257

Références bibliographiques........................................................................................ 261

Annexes................................................................................................................................. 269

Annexe 1. Expressions du modèle analytique de Romo (1997) pour chaque phase de creusement.................................................................................................................. 270

Annexe 2. Extrait de la carte géologique au niveau du tracé de la ligne B du métro de Toulouse .................................................................................................................. 276

Annexe 3. Profil en long de la ligne B.................................................................................. 277

Annexe 4. Tableaux des distributions des essais d'identification des sols.................. 278

Annexe 5. Positions des capteurs de pression de confinement au front (tunnelier du lot 2) .................................................................................................................. 280

Annexe 6. Section S22 Castéra.................................................................................... 281

Annexe 7. Section S23 Compans.................................................................................... 285

Annexe 8. Section S54 Devic.................................................................................... 290

Annexe 9. Section S43 Salin.................................................................................... 293

Annexe 10. Modèle numérique Plaxis 2D de rétroanalyse de la section S43 Salin.... 296

Annexe 11. Influence du choix de la valeur i lors du calcul des moyennes mobiles... 297
# Introduction Générale
L'expansion des zones urbaines entraîne un accroissement des flux humains, qui conduisent à la nécessité de réseaux de transport en commun efficaces et rapides. L'espace en surface étant limité, surtout dans les centres villes, la solution souterraine est souvent envisagée.

Dans ce cadre, les ouvrages souterrains sont implantés à faible ou moyenne profondeur, dans des sols meubles et dans des zones sensibles aux mouvements du fait de la présence de bâtiments anciens en surface et de réseaux plus ou moins denses dans le massif.

La technique d'excavation de tunnel au tunnelier à confinement répond de manière favorable aux principales contraintes de ces chantiers, à savoir des travaux rapides à l'emprise limitée en surface, dans des terrains aux conditions géotechniques difficiles et hétérogène, en présence d'eau...

La prévision des mouvements au sein du massif est un des points essentiels dans la conception d'un ouvrage souterrain, surtout pour les tunnels peu profonds situés en milieu urbain. Les méthodes de prévision de ces mouvements utilisées jusqu'à maintenant, essentiellement empiriques, ont été établies dans le cas de techniques de creusement traditionnelles ; avec le développement de techniques nouvelles d'excavation au tunnelier, ces méthodes entraînent fréquemment une surévaluation des mouvements et tassements susceptibles d'engendrer des désordres au bâti existant. Ces évolutions rendent indispensable l'organisation de retours d'expériences en vue de mieux évaluer l'impact des nouvelles méthodes de creusement sur le massif environnant, d'identifier les paramètres les plus importants pour contrôler ces mouvements, et de mettre au point et valider de nouvelles approches de simulation du creusement.

Ce travail a pour objectif l'étude de l'impact du creusement de tunnels au moyen de différentes techniques de confinement du front par tunneliers pressurisés, dans le cas particulier de la ligne B du métro de Toulouse. L'intérêt d'un retour d'expérience sur ce chantier tient au fait que 3 techniques de confinement du front différentes (par pression d'air, de boue et de terre) ont été utilisées dans un contexte géotechnique similaire, permettant ainsi de comparer ces techniques.

Il s'articule autour de différentes actions :

- l'étude générale des mouvements autour de tunnels creusés au moyen de tunnelier à confinement,

- l'étude détaillée des résultats de sections d'observations mises en place sur divers sites durant le chantier du métro de Toulouse (en examinant plus particulièrement le champ de déplacement),

- l'étude des mesures de nivellement réalisées sur l'ensemble du linéaire des travaux d'excavation au tunnelier, et la mise en corrélation de ces mouvements avec les caractéristiques de fonctionnement des tunneliers.

Le premier et le deuxième chapitre sont essentiellement bibliographiques. Le chapitre 1 présente la technologie des tunneliers, et détaille, à partir d'observations sur chantiers, les mouvements du massif de sol, l'impact sur le bâti et l'évolution des contraintes, lors des différentes phases de progression des tunneliers. Le chapitre 2 aborde la question de l'influence des paramètres de fonctionnement du tunnelier sur les mouvements du sol, à partir de mesures expérimentales et de modèles numériques et analytiques.

Le chapitre 3 présente le chantier de la ligne B du métro de Toulouse et les mesures d'auscultation réalisées durant ce chantier dans le cadre de ce travail.
Le chapitre 4 est consacré à l'analyse détaillée des mouvements induits en surface et dans le massif par le creusement du tunnel sur 4 profils d'observation spécifiques mis en place pour cette recherche.

Les chapitres 5 et 6 traitent de la mise en corrélation qualitative des mouvements verticaux en surface avec les caractéristiques de fonctionnement des tunneliers. On détaille ainsi le traitement réalisé sur les mesures brutes de tassement ou soulèvement et sur les paramètres de fonctionnement, puis l'élaboration de relations mettant en évidence, dans le cas des tunneliers à pression de terre et à pression de boue utilisés sur ce chantier, les principaux paramètres influant les déplacements en surface.
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# Chapitre 1

## Etude bibliographique
Mouvements induits par le creusement
d'un tunnel au moyen d'un tunnelier
# Sommaire Détaillé

## 1. TECHNOLOGIE D'UN TUNNELIER.................................................................................. 8

1.1. CLASSIFICATION DES TUNNELIERS.................................................................................. 8

1.2. HISTORIQUE DE L'UTILISATION DES TUNNELIERS A FRONT PRESSURISE.................. 9

1.3. PRINCIPES DE FONCTIONNEMENT DES TUNNELIERS A FRONT PRESSURISE.................. 10

1.3.1. Excavation des terrains.................................................................................................. 11

1.3.2. Confinement du front.................................................................................................... 12

Le confinement par air comprimé .................................................................................................. 12

Le confinement par boue – confinement hydraulique................................................................ 13

Le confinement par la terre .................................................................................................... 14

1.3.3. Evacuation des déblais.................................................................................................. 15

1.3.4. Mise en place du revêtement.................................................................................. 15

1.3.5. Injections de mortier .................................................................................................... 15

1.3.6. Guidage du tunnelier.................................................................................................... 16

1.3.7. Surcoupe................................................................................................................................ 16

1.3.8. Systèmes de pilotage.................................................................................................... 17

1.4. EFFORTS S'EXERÇANT AU SEIN DU TUNNELIER................................................................ 17

1.4.1. Efforts sur la jupe........................................................................................................ 17

1.4.2. Efforts nécessaires à l'avancée du tunnelier................................................................ 17

1.5. PARAMETRES DE CHOIX POUR L'UTILISATION DES TUNNELIERS A FRONT PRESSURISE 18

1.6. CONCLUSION................................................................................................................................ 19

## 2. OBSERVATION DES MOUVEMENTS DE SOL LORS D'UN CREUSEMENT AU TUNNELIER ET IMPACT SUR LE BATI.................................................................................. 20

2.1. LES SOURCES DE MOUVEMENTS DU MASSIF DE SOL ................................................................ 20

2.1.1. Mouvements en avant et au droit du front................................................................ 20

2.1.2. Mouvements le long du bouclier .................................................................................. 20

2.1.3. Mouvements à l'extraction de la jupe ................................................................ 21

2.1.4. Mouvements dus à l'ovalisation du revêtement ................................................................ 21

2.2. OBSERVATION DES MOUVEMENTS DU SOL SUR DIFFERENTS CHANTIERS.................. 21

2.2.1. Chantier du prolongement de la ligne D du métro de Lyon – tunnelier à pression de boue.................................................................................................................. 22

2.2.2. Chantier du réseau d'alimentation en eau de San Francisco – tunnelier à pression de terre.................................................................................................................. 25

2.2.3. Caractéristiques des tassements de surface................................................................ 26

Cuvette transversale de tassement.................................................................................. 26

Développement des tassements au cours des phases de creusement ................................. 27

Volume perdu (ou « volume loss ») .................................................................................... 28

Point d'inflexion de la courbe i .......................................................................................... 28

Angle d'ouverture $\beta$ ........................................................................................................ 29

Cuvette longitudinale des tassements.................................................................................. 29

2.2.4. Caractéristiques des tassements en profondeur.................................................. 30

2.2.5. Caractéristiques des déplacements horizontaux.................................................. 31

2.3. IMPACT SUR LE BATI........................................................................................................ 32
<table><tr><td>2.3.1.</td><td>Mouvements subis par les constructions et classification des dommages</td><td>32</td></tr><tr><td>2.3.2.</td><td>Influence des mouvements de terrain sur les constructions</td><td>34</td></tr><tr><td>2.3.3.</td><td>Influence des constructions sur les mouvements de terrain</td><td>35</td></tr><tr><td>2.4.</td><td>CONCLUSION</td><td>38</td></tr></table>

3. EVOLUTION DES CONTRAINTES ET DES PRESSIONS INTERSTITIELLES DANS LE SOL LORS D'UN CREUSEMENT AU TUNNELIER 39

<table><tr><td>3.1.</td><td>EVOLUTION DES PRESSIONS INTERSTITIELLES</td><td>39</td></tr><tr><td>3.1.1.</td><td>Chantier de la ligne 2 du métro de Shanghai – tunneliers à pression de terre</td><td>39</td></tr><tr><td>3.1.2.</td><td>Chantier du prolongement de la ligne D du métro de Lyon – tunnelier à pression de boue</td><td>42</td></tr></table>

<table><tr><td>3.2.</td><td>EVOLUTION DES PRESSIONS DE TERRE - CHANTIER DU TUNNEL « SHANGHAI BUND SIGHTSEEING » - TUNNELIER A PRESSION DE TERRE</td><td>43</td></tr></table>

<table><tr><td>3.3.</td><td>CONCLUSION</td><td>44</td></tr></table>

4. CONCLUSIONS DU CHAPITRE 1 45
La construction d'un tunnel entraîne inévitablement des modifications dans la répartition des contraintes dans le sol autour de cet ouvrage souterrain. Afin de limiter l'impact de cette excavation, il est avant tout nécessaire de connaître les techniques utilisées pour sa construction, et de répertorier les causes et les conséquences des mouvements.

Ce chapitre bibliographique présente donc, dans une première partie, la technique de creusement au tunnelier et en particulier le cas du tunnelier à front pressurisé. Dans les parties suivantes, nous observons, au moyen de résultats de mesures sur chantiers, les mouvements possibles d'un massif de sol et des structures environnantes ainsi que l'évolution des contraintes et des pressions interstitielles dans le sol lors du creusement de différents tunnels au moyen de tunneliers pressurisés.

# 1. TECHNOLOGIE D'UN TUNNELIER

## 1.1. Classification des tunneliers

Les techniques de creusement mécanisé (par opposition aux techniques dites conventionnelles que sont par exemple le creusement par l'explosif) sont les techniques pour lesquelles l'excavation est réalisée mécaniquement par des dents, des pics ou des disques (AFTES 2000). Le groupe de travail n°4 de l'AFTES (Association Française des Travaux En Souterrain) distingue dans ces machines trois grands types selon le type de soutènement immédiat :

- les machines sans soutènement

- les machines avec un soutènement périphérique

- les machines avec un soutènement périphérique et frontal

Le Tableau 1 donne les détails de cette classification.

L'équipement des machines sans soutènement est directement issu des techniques minières ; ces machines assurent uniquement l'excavation et, éventuellement, l'évacuation des déblais (Gesta, 1992). Le revêtement définitif est mis en place ultérieurement.

Les machines avec soutènement périphérique (ou bouclier à front ouvert) possèdent une structure cylindrique rigide qui progresse au fur et à mesure du creusement et assure une tenue des parois jusqu'à la mise en place du soutènement. Ce soutènement est mis en place rapidement derrière le front (une dizaine de mètre en général).

Enfin, les machines avec soutènement périphérique et frontal possède en plus du tunnelier à front ouvert, une chambre en contact avec le front, dans laquelle sont installés les outils d'excavation et qui peut être mise sous pression afin d'assurer la stabilité du front d'excavation. Ce confinement est assuré par de l'air, de la boue ou de la terre. On intègre aussi dans ce groupe de machines les tunneliers assurant la stabilité du front par support mécanique. Ces machines sont appelées tunneliers fermés ou à front pressurisé.
<table><caption>Tableau 1 : Classification des techniques d'excavation mécanisée (d'après AFTES, 2000)</caption><thead><tr><th>Type de soutènement</th><th>Famille</th><th>Catégorie</th><th>Type</th></tr></thead><tbody><tr><td rowspan="4">Sans</td><td rowspan="2">⇒ machine à attaque ponctuelle</td><td>⇒ haveuse rotative</td><td>⇒ à axe longitudinal<br>⇒ à axe transversal</td></tr><tr><td>⇒ haveuse non rotative</td><td>⇒ à godet<br>⇒ ripeur ou pic<br>⇒ brise roche</td></tr><tr><td>⇒ tunnelier à appui radial ou grippeur</td><td></td><td></td></tr><tr><td>⇒ aléseur</td><td></td><td></td></tr><tr><td rowspan="4">Latéral</td><td rowspan="4">⇒ bouclier mécanisé ouvert</td><td>⇒ à appui radial</td><td>⇒ pleine face</td></tr><tr><td>⇒ à appui longitudinal</td><td>⇒ pleine face<br>⇒ à attaque ponctuelle</td></tr><tr><td>⇒ à appui mixte radial et longitudinal</td><td>⇒ pleine face</td></tr><tr><td>⇒ à soutènement mécanique</td><td>⇒ pleine face<br>⇒ à attaque ponctuelle partielle</td></tr><tr><td rowspan="6">Latéral et frontal</td><td rowspan="6">⇒ bouclier mécanisé fermé</td><td>⇒ à confinement d'air comprimé</td><td>⇒ pleine face<br>⇒ à attaque ponctuelle partielle</td></tr><tr><td>⇒ à confinement de boue</td><td>⇒ pleine face</td></tr><tr><td>⇒ à confinement de terre</td><td>⇒ pleine face</td></tr><tr><td>⇒ à confinement mixte<br>- mode ouvert et confinement de terre</td><td>⇒ pleine face</td></tr><tr><td>- mode ouvert et confinement de boue</td><td>⇒ pleine face</td></tr><tr><td>- à confinement de terre et de boue</td><td>⇒ pleine face</td></tr></tbody></table>

## 1.2. Historique de l'utilisation des tunneliers à front pressurisé

Les boucliers à front pressurisé constituent les dernières extensions des tunneliers. Ils ont fait l'objet d'importants développements ces dernières années, spécialement en Grande Bretagne, en Allemagne et au Japon.

Barthes (2002) donne quelques dates sur l'histoire du développement de la technique du tunnelier. La première utilisation d'un tunnelier est l'œuvre d'un français émigré en Angleterre, Marc Brunel, pour le creusement de 1825 à 1843 d'un tunnel pédestre de 412 mètres sous la Tamise à Londres. L'excavation était réalisée manuellement, la stabilité du front était assurée par des poutres en bois, et le tunnelier avançait au moyen de vérins à vis prenant appuis sur un revêtement en brique. Le premier tunnelier mécanisé date de 1901. De 1920 à 1930, l'Angleterre et l'Allemagne développent des tunneliers à front fermé. En 1937, Campenon Bernard utilise un tunnelier à air comprimé de 3,75 m de diamètre sur une longueur de 2717 mètres. En 1960, le premier tunnelier à pression de boue est utilisé en Angleterre. En 1974, le Japon utilise le premier tunnelier à pression de terre.
Un sondage réalisé par la Shield Tunnel Association au Japon a montré que 97% des tunnels réalisés entre 1990 et 1999 dans ce pays ont été excavés au moyen d'un tunnelier à front pressurisé. Parmi ceux-ci, 25,2% des machines utilisaient un confinement à pression de boue et 71,8% à pression de terre (Akagi, 2002).

En France, le premier tunnelier à front fermé et pressurisé est un tunnelier à pression d'air, utilisé pour la construction de la partie Etoile-Neuilly du RER parisien. Le premier tunnelier à pression de boue est utilisé à Lyon pour la traversée sous fluviale du métro en 1984.

## 1.3. Principes de fonctionnement des tunneliers à front pressurisé

Les tunneliers à front pressurisé permettent la réalisation des 4 fonctions suivantes, quasi-simultanément :

- l'excavation du terrain,

- le soutènement frontal et périphérique du terrain,

- l'évacuation des déblais,

- la pose du revêtement.

<figure><img src="image_10.png" /><figcaption>Figure 1 : Vue 3D d'un tunnelier (infographie C. Chauvin, source Semcar, Ouest France)</figcaption></figure>

La séquence d'avancement d'un tunnelier, illustrée par la figure ci-dessous, est la suivante :

- excavation des terrains au front sur une distance équivalente à la largeur d'un anneau du revêtement,

- au fur et à mesure de cette excavation, avancée de la roue de coupe par érection des vérins de poussée en appui sur le revêtement, et évacuation des déblais,

- installation des voussoirs de l'anneau, à l'abri de la structure rigide (appelée jupe), en rétractant un à un les vérins de poussée,

- remplissage du vide créé lors de l'échappement de la jupe (vide annulaire dû à la différence entre le diamètre d'excavation de la roue de coupe et le diamètre extérieur de l'anneau de revêtement).
<figure><img src="image_11.png" /><figcaption>Figure 2 : Séquence d'avancement du tunnelier (modifié à partir de Szechy, 1970)</figcaption></figure>

Dans les paragraphes qui suivent, nous détaillons les principaux organes entrant en jeu dans les différentes phases de travail des tunneliers, en se restreignant à la description des organes utiles pour la compréhension des phénomènes qui nous intéressent, à savoir les interactions tunnelier – sol.

## 1.3.1. Excavation des terrains

Cette excavation se fait à l'aide d'une roue de coupe munie d'outils (attaque pleine section - Figure 3), ou d'un outil installé au bout d'un bras mécanique (attaque ponctuelle - Figure 4).

<figure><img src="image_12.png" /><figcaption>Figure 3 : Bouclier d'une machine à attaque pleine section (tunnelier utilisé pour le Botlekspoor tunnel, aux Pays-Bas, d'après Herrenknecht AG (1))</figcaption></figure>
<figure><img src="image_13.png" /><figcaption>Figure 4 : Excavateur et fraiseuse des machines à attaque ponctuelle (d'après Herrenknecht AG (2))</figcaption></figure>

Lors d'une excavation à attaque ponctuelle, le front est excavé par balayages successifs de l'outil d'abattage. La géométrie du front peut être variable, et des surexcavations peuvent avoir lieu.

En attaque pleine section, la totalité du front est excavé en un seul passage de la roue de coupe. Les hors profils sont contrôlés.

La roue de coupe est mise en rotation par ses moteurs d'entraînement. Pour assurer le contact avec le terrain, la roue de coupe progresse, en prenant appui sur l'anneau de revêtement posé précédemment, au moyen des vérins de poussée (ou vérins longitudinaux périphériques, voir Figure 1).

Cette roue n'est pas pleine : pour permettre l'évacuation des déblais vers l'arrière, des ouvertures sont pratiquées dans la roue. Le taux d'ouverture dépend entre autres de la technique de confinement utilisée.

## 1.3.2. Confinement du front

Le confinement du front est assuré soit de manière mécanique par action de la roue sur le front, soit au moyen d'un matériau sous pression dans la chambre d'abattage. Nous nous intéressons ici à détailler le 2ème cas, aucun tunnelier de notre chantier ne travaillant par confinement mécanique.

Le confinement peut être gazeux (air comprimé), liquide (boue bentonitique) ou solide (sol extrait).

### Le confinement par air comprimé

C'est le mode de confinement le plus ancien, utilisé depuis le début du 20ème siècle.

A l'origine, l'ensemble du tunnelier était mis sous pression, ce qui accroissait la pénibilité du travail des ouvriers et limitait l'avancement journalier des travaux. Maintenant, seule la chambre d'abattage, limitée par une cloison étanche, est sous pression (voir Figure 5).

L'excavation peut être réalisée soit en pleine section, soit en attaque ponctuelle.

La pression d'air est nécessairement constante à l'intérieur de la chambre, ce qui ne peut équilibrer exactement la pression du sol et de l'eau au front (voir Figure 6). En pratique, on règle généralement la pression d'air à une valeur égale à la pression horizontale au niveau de l'axe du tunnel. Par conséquent, si le sol est quelque peu perméable, de l'air a tendance à s'échapper dans le sol au niveau de la partie supérieure du front d'excavation, et de l'eau à pénétrer en partie inférieure.
Le dispositif est parfois équipé pour permettre la projection de boue bentonitique sur le front de manière à assurer la stabilité de celui-ci lors des arrêts de la machine.

<figure><img src="image_14.png" /><figcaption>Figure 5 : Schéma d'un bouclier à confinement par air comprimé (d'après AFTES, 2000)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_15.png" /><figcaption>Figure 6 : Schéma des pressions au front dans le cas d'un bouclier à confinement par air comprimé (d'après Maidl et al., 1996)</figcaption></figure>

## Le confinement par boue – confinement hydraulique

Dans les années 80, cette technique de confinement, encore peu connue en France, a été développée grâce à la mise en place du programme de recherche Tunnel 85-90, auquel toute la communauté du Génie Civil (chercheurs, concepteurs, entrepreneurs et maîtres d'ouvrage) a participé activement (Chapon, 1991). Ce mode de confinement est actuellement en pleine expansion.

Un schéma de ce type de bouclier est présenté Figure 7.

La chambre du tunnelier est remplie d'une boue bentonitique maintenue sous pression. La boue est choisie pour assurer la formation d'un film imperméable sur le front ; dès l'instant où ce film est construit, c'est la poussée hydrostatique qui est mobilisée pour s'opposer à la contrainte totale qui règne au front (voir Figure 8).

Ce film, que l'on appelle « cake » est soit de type « membrane » : film mince et pratiquement imperméable à la surface du front qui ne se modifie pas lorsque la pression de la boue varie, soit de type « imprégnation » : film dont l'épaisseur est fonction de la pression de la boue. Le cake « membrane », obtenu dans les terrains peu perméables, à l'aide d'une boue relativement rigide, est pluri-millimétrique ; le cake « imprégnation » se forme dans les terrains perméables et à porosité variable, son épaisseur peut être décimétrique à pluri-métrique (AFTES, 2001). Si du point de vue de la stabilité des grains au front le cake « membrane » est plus efficace, du point de vue pratique, à chaque passage de la roue de coupe, ce cake est détruit ce qui induit un risque d'instabilité plus fort (Bouyat, 1991).

Le maintien de la pression de la boue dans la chambre est un point particulièrement important pour le succès du confinement. Sur les machines allemandes, une bulle d'air aide à la
régulation de cette pression : une cuve est créée dans la partie supérieure de la chambre dans laquelle l'air sous pression est en contact avec la boue (voir Figure 7).

La contrainte principale de ce mode de confinement est le nécessaire traitement des boues en sortie pour une mise en décharge ou une réutilisation.

<figure><img src="image_16.png" /><figcaption>Figure 7 : Schéma d'un bouclier à confinement de boue (d'après AFTES, 2000)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_17.png" /><figcaption>Figure 8 : Schéma des pressions au front dans le cas d'un bouclier à confinement de boue (d'après Maidl et al., 1996)</figcaption></figure>

## Le confinement par la terre

Cette méthode consiste à appliquer une pression au front au moyen des matériaux extraits eux-mêmes précédemment, sans l'utilisation de boue et d'air comprimé.

Ce confinement « par pression de terre » demande une extraction contrôlée des matériaux hors de la chambre d'abattage pour maintenir la pression dans la chambre la plus constante possible durant les travaux d'excavation du sol. La maîtrise de l'évacuation des déblais est un point primordial pour la réussite de ce type de confinement du front.

Selon Mauroy (1995), l'utilisation d'un bouclier à pression de terre suscite de nombreuses interrogations quant à la maîtrise de la pression de confinement. Des disparités importantes sont mesurées entre les différents capteurs de pression positionnés sur la paroi de la chambre d'abattage. Là réside une importante limite à l'utilisation de ces tunneliers dans des situations difficiles de stabilisation du front.

Suivant la nature des terrains extraits, la possibilité est offerte d'injecter dans la chambre des substances appropriées pour modifier la fluidité et/ou améliorer les caractéristiques mécaniques des déblais (argile, bentonite, polymères...).
<figure><img src="image_18.png" /><figcaption>Figure 9 : Schéma d'un bouclier à confinement de terre (d'après AFTES, 2000)</figcaption></figure>

Quelle que soit la méthode de confinement utilisée, la pression au front doit permettre de contrer les pressions exercées par le terrain. Elle ne doit pas être trop forte et risquer une rupture du massif en butée et une fuite incontrôlée du matériau de confinement. De même elle ne doit pas être trop faible pour assurer la stabilité du front.

### 1.3.3. Evacuation des déblais

Le mode d'évacuation des déblais dépend du mode de confinement.

Les déblais peuvent être évacués de la chambre par deux moyens :

- si les déblais sont suffisamment liquéfiés, comme dans le cas du confinement du front par pression de boue, ils sont transportés par voie hydraulique (voir Figure 7). Un circuit de pompage est mis en place : la boue est transportée depuis les installations de fabrication jusqu'à la chambre d'abattage, puis après s'être chargée des matériaux extraits, elle est pompée depuis la chambre jusqu'à la centrale de traitement.

- sinon, les déblais sont évacués de la chambre au moyen d'une vis d'Archimède (Figure 5 et Figure 9).

Dans les deux cas, le système hydraulique et la vis doivent satisfaire la condition primordiale du maintien d'une pression constante au front pour assurer son soutènement.

### 1.3.4. Mise en place du revêtement

Le revêtement mis en place peut varier d'un chantier à l'autre.

Dans le cas de voussoirs préfabriqués en béton armé, la mise en place est réalisée au moyen d'érecteur à voussoirs à l'intérieur du corps rigide du tunnelier.

Ces éléments doivent être manipulés avec précaution et placés avec précision pour assurer la pérennité et l'étanchéité du revêtement.

### 1.3.5. Injections de mortier

Les voussoirs constituant les anneaux du revêtement étant posés à l'intérieur du corps rigide du tunnelier, un vide se crée entre le terrain et l'anneau au moment de l'extraction de cette jupe. Ce vide, appelé vide annulaire, est alors rempli par une injection de mortier de bourrage.

Ces injections sont réalisées :

- soit radialement, au travers des anneaux du revêtement,

- soit longitudinalement, à l'arrière de la jupe.

C'est cette dernière méthode qui est utilisée dans le cas des tunneliers du chantier de la ligne B du métro de Toulouse.
La qualité du revêtement, la limitation de son ovalisation ainsi que des tassements du terrain encaissant dépendent de la qualité et de la rapidité de l'exécution de ces injections (Gesta, 1992). Le mortier doit présenter des caractéristiques mécaniques et rhéologiques suffisantes pour se répartir efficacement dans le vide annulaire et pour limiter les déplacements du terrain encaissant à court et long terme.

Selon Fujita (1989), par expérience, une pression d'injection trop forte cause une fuite du mortier vers le front ou vers l'intérieur du tunnelier, tandis qu'une pression faible ne permet pas le remplissage complet du vide. On voit donc toute l'importance de bien maîtriser cette fonction du tunnelier.

### 1.3.6. Guidage du tunnelier

La position du tunnelier doit être contrôlée régulièrement afin de limiter les écarts par rapport au tracé du projet.

Au moyen d'un laser, de bases placées dans le tunnel et de cibles installées sur le bouclier du tunnelier, on peut connaître la position et la direction de la machine. Ces données servent à déterminer les consignes de pilotage pour la phase d'excavation suivante.

Quatre vérins de guidage sont équipés de capteurs d'allongement (2 dans le plan horizontal, et 2 dans le plan vertical), dont la différence d'elongation donne respectivement CH et CV (voir les schémas de la Figure 10). A chaque CH et CV correspond une déviation de la tête dans le plan horizontal / vertical correspondant.

<figure><img src="image_19.png" /><figcaption>Figure 10 : Schéma explicatif des paramètres CH et CV</figcaption></figure>

### 1.3.7. Surcoupe

Lorsque le tracé du tunnel est en virage, pour éviter le frottement du tunnelier sur le terrain, il est possible d'augmenter la section de coupe de la roue au moyen de petites ailettes de longueurs variables, positionnées à la périphérie de la roue de coupe.

Cette surexcavation crée un vide supplémentaire, source de dépression du terrain et par conséquent de tassements supplémentaires.
### 1.3.8. Systèmes de pilotage

Dans sa conception actuelle, le tunnelier constitue un ensemble de systèmes mécaniques indépendants, mais qui, sollicités simultanément, doivent être mis en œuvre de manière cohérente (Piquereau, 1994). C'est pourquoi se sont développés des systèmes de pilotage automatique des machines qui gèrent toutes les fonctions sollicitées et font le lien entre les paramètres réels de fonctionnement du tunnelier et les caractéristiques théoriques définies par le constructeur de la machine.

En plus de cette automatisation de la conduite du tunnelier, les systèmes de pilotage comprennent une chaîne d'acquisition des données de fonctionnement du tunnelier.

## 1.4. Efforts s'exerçant au sein du tunnelier

Les efforts s'exerçant au sein d'un tunnelier à front pressurisé pendant les travaux sont de 2 types :

- les forces externes, dues au terrain encaissant, à l'eau et à la pression du front,

- les forces opérationnelles, localisées à l'intérieur du tunnelier et dues aux différentes phases de travail (excavation des terrains, poussées des vérins, mise en place des voussoirs, poids de la machine...).

### 1.4.1. Efforts sur la jupe

Les forces sur la jupe du tunnelier sont de nature externe. Elles sont dues au terrain et à l'eau environnante, et sont fonction des surcharges en surface, du poids volumique des terrains, de la couverture de terrain au-dessus de la clé, du diamètre du tunnel et du coefficient des terres au repos.

Elles sont donc théoriquement calculables tout au long du tracé du tunnel. Néanmoins, certains autres paramètres, liés à la construction du tunnel, entrent aussi en jeu : la surcoupe, les déformations plastiques du terrain autour du tunnel, le fluide injecté dans le vide annulaire... (Maidl et al., 1996).

### 1.4.2. Efforts nécessaires à l'avancée du tunnelier

Le tunnelier progresse grâce à l'action des vérins de poussée sur le revêtement préalablement posé.

Les forces qui viennent s'opposer à cette avancée sont principalement (Maidl et al., 1996) :

- les forces de friction du terrain sur la jupe (voir paragraphe précédent)

- la poussée résistante du terrain sur le bord de la roue de coupe (résistance de pic) et au front

- la poussée due au matériau sous pression dans la chambre d'abattage

En théorie, on peut exprimer chacune de ces forces de manière analytique :

$$ \text{la force de friction : } W_{sk} = \mu(2\Pi rl(p_{v total} + p_h) * 0,5 + F_{sh}) \quad (1) $$

où $\mu$ est le coefficient de friction sol-acier, dépendant du sol

$r$ est le rayon de la jupe du tunnelier

$l$ est la longueur de la jupe

$p_{v total}$ est la contrainte verticale moyenne en tenant compte des surcharges

$p_h$ est la contrainte horizontale moyenne

$F_{sh}$ est le poids du tunnelier
$$
\text{\textbullet} \text{ la poussée résistante du terrain : } \qquad W_{st} = W_{sh} + W_{exc} \qquad (2)
$$

où $W_{sh}$ est la poussée résistante sur le bord de la roue de coupe $W_{sh} = 2\Pi r p_{sh} t$

avec $p_{sh}$ la résistance de pic du terrain

$t$ l'épaisseur de la roue

$W_{exc}$ est la poussée résistante du terrain au front sur les outils d'excavation

$$
W_{exc} = A_{exc} K_{0} p_{v total}
$$

avec $A_{exc}$ la surface des outils d'excavation

$$
\text{\textbullet} \text{ la force due à la pression de confinement : } \qquad W_{sup \ p} = A_0 (p_{sup \ p \ clé} + p_{sup \ p \ radier}) * 0,5 \quad (3)
$$

où $A_0$ est la surface du front d'excavation

$p_{sup \ p \ clé}$ est la pression de confinement dans la chambre d'abattage en clé

$p_{sup \ p \ radier}$ est la pression de confinement dans la chambre d'abattage en radier

Ainsi, les forces qui s'opposent à l'avancée du tunnelier dépendent des caractéristiques du terrain encaissant, de la géométrie du tunnel et du tunnelier, et de la pression de confinement au front.

1.5. Paramètres de choix pour l'utilisation des tunneliers à front pressurisé

De nombreux pays se sont aujourd'hui fait leur propre expérience en ce qui concerne les
paramètres qui entrent en compte lors du choix d'une technique d'excavation de tunnels.
L'ITA (International Tunnelling Association) a rassemblé en 2000 dans un seul document les
recommandations établies par plusieurs pays pour le choix de l'utilisation d'un tunnelier. A la
lecture de ce document, on peut voir que les lignes directrices sont similaires d'un pays à
l'autre.

Le tableau ci-dessous est extrait de la recommandation française dans ce domaine,
recommandation établie par le groupe de travail n°4 de l'AFTES et présente dans le document
de l'ITA sous sa version anglaise.

Il indique, pour différents paramètres élémentaires de choix (paramètres physiques, mécaniques, hydrogéologiques...), un degré d'influence pour chacune des solutions de technique d'excavation mécanisée. Ainsi, on repère que les paramètres déterminants dans le choix d'un tunnelier à front pressurisé sont la nature des terrains, la présence de discontinuités et les paramètres hydrogéologiques.
<table><caption>Tableau 2 : Evaluation de l'influence des paramètres élémentaires de choix pour les solutions de techniques d'excavation mécanisée (d'après AFTES, 2000)</caption><thead><tr><th rowspan="2">Paramètres élémentaires</th><th colspan="2">Solution</th><th colspan="3">Machine n'assurant pas de soutènement</th><th colspan="3">Machine assurant un soutènement latéral</th><th colspan="3">Machine assurant un soutènement latéralet frontal</th></tr><tr><th>Machine à attaque ponctuelle</th><th>Aléieur et tunnelier à appui latéral</th><th>Bouclier mécanisé ouvert à appui radial</th><th>Bouclier mécanisé ouvert à appui longitudinal</th><th>A attaque pleine face</th><th>A attaque ponctuelle</th><th>Bouclier mécanisé à soutènement mécanique</th><th>Bouclier mécanisé à confinement d'air comprimé</th><th>A attaque pleine face</th><th>A attaque ponctuelle</th><th>Bouclier mécanisé à confinement de boue</th><th>Bouclier mécanisé à confinement de terre</th></tr></thead><tbody><tr><td>1. CONTRaintES nATURELLEs</td><td>0</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>1</td><td>2</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>2. pArAMETRES pHYsIQUES</td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>2.1 Identification</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td></tr><tr><td>2.2 Appreciation globale de la qualité</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>2.3 Discontinuités solirocnes</td><td>1/2</td><td>1/2</td><td>SO/2</td><td>1/2</td><td>1/2</td><td>1/2</td><td>2/2</td><td>2/2</td><td>2/2</td><td>1/2</td><td>1/2</td></tr><tr><td>2.4 Alterabilite</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>2.5 Chimie des eaux</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>1</td><td>0</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>3. pArAMETRES MECANIQUES</td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>3.1 Resistance</td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>Pour les sols</td><td>2</td><td>2</td><td>SO</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>1</td><td>2</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>Pour les roches</td><td>2</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>2</td><td>2</td><td>1</td><td>1</td><td>2</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>3.2 Deformabilite</td><td>0</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>3.3 Potentiel de liquefaction</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td></tr><tr><td>4. pArAMETRES HYDROGEOLIOgIQUES</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td></tr><tr><td>5. AUTRES pArAMETRES</td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>5.1 Abrasivité – dureté</td><td>2</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1 ou 2</td></tr><tr><td>5.2 Aptitude au collage</td><td>1</td><td>1</td><td>0</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>5.3 Filttement terrain/machine</td><td>0</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>0</td><td>1</td></tr><tr><td>5.4 Presence de gaz</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>1</td><td>1</td><td>0</td><td>1</td></tr><tr><td>6. CARACTERISTIQUES DU pROJEt</td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>6.1 Dimensions – géometrie section</td><td>0</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>6.2 Profil en long</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>0</td><td>0</td></tr><tr><td>6.3 Trace en plan</td><td>0</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td><td>0</td></tr><tr><td>6.4 Environnement</td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>6.4.1 Sensibilité aux tassements</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>2</td><td>1</td><td>1</td></tr><tr><td>6.4.2 Sensibilité aux nuisances et contrainte de travaux</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1 à 2</td><td>1</td></tr><tr><td>6.5 Anomalies dans le terrain</td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>6.5.1 Hétérogénéité dans le terrain</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>2</td><td>2</td><td>1</td><td>1 à 2</td></tr><tr><td>6.5.2 Obstacle naturel artificial</td><td>0</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1 à 2</td></tr><tr><td>6.5.3 Cavites</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td><td>1</td></tr></tbody><tfoot><tr><td colspan="2">2 : Déterminant</td><td colspan="2">1 : Influent</td><td colspan="2">0 : Non influent</td><td colspan="2">SO : Sans objet</td><td colspan="2"></td><td colspan="2"></td></tr></tfoot></table>

## 1.6. Conclusion

L'utilisation d'un tunnelier à front pressurisé présente de nombreux avantages : en plus de la sécurité accrue du personnel dans le tunnel et un avancement des travaux plus important, on note une limitation de l'utilisation de techniques supplémentaires de soutènement (injections, congélation, pompage...) ce qui permet au final une réduction des coûts de production pour les tunnels de longueur suffisante.

Aujourd'hui, on sait que la performance d'un tunnelier est influencée par les procédures d'excavation et de soutènement, aussi bien que par le comportement du sol à court et à long terme (Bernat et Cambou, 1998). Une meilleure compréhension de ces influences et une prise en considération de leurs effets devraient entraîner une construction des tunnels au moyen des tunneliers plus efficace et plus économique.
## 2. OBSERVATION DES MOUVEMENTS DE SOL LORS D'UN CREUSEMENT AU TUNNELIER ET IMPACT SUR LE BATI

L'excavation d'une galerie au sein d'un massif de sol provoque un changement de l'état des contraintes et des déformations autour de l'ouvrage souterrain. Ces changements sont observés depuis de nombreuses décennies, et ont été, à l'heure d'aujourd'hui, largement étudiés.

Le développement récent des techniques d'excavation mécanisée, et encore plus récemment des tunneliers à front pressurisé, a changé la donne. En effet, les observations montrent que l'utilisation des tunneliers a entraîné une diminution des perturbations autour de l'excavation, et par conséquent des mouvements.

Ce paragraphe va donc s'attacher à présenter, dans le cas unique des tunneliers à front pressurisé, les causes des désordres et leurs conséquences en termes de mouvement de sol.

Après une rapide description des sources de tassements (paragraphe 2.1), le paragraphe 2.2 présente des résultats d'observation de ces mouvements pour différentes méthodes de creusement (tunnelier à pression de terre ou tunnelier à pression de boue), dans différentes conditions géologiques.

### 2.1. Les sources de mouvements du massif de sol

L'excavation provoque un changement de l'état des contraintes et des déformations autour de l'ouvrage souterrain. Ces déformations en profondeur se transmettent vers la surface, avec une amplitude et un décalage dans le temps dépendant des conditions géotechniques, géométriques et technologiques du projet (AFTES, 1995).

L'AFTES (1995) distingue 4 sources de mouvements du massif de sol lors de l'excavation d'un tunnel au tunnelier :

- les mouvements en avant et au droit du front d'excavation,

- les mouvements le long du bouclier,

- les mouvements à l'extraction de la jupe,

- les mouvements dus à l'ovalisation du revêtement de l'ouvrage.

#### 2.1.1. Mouvements en avant et au droit du front

Les mouvements au niveau de l'axe du tunnel commencent quand le tunnelier est à une certaine distance en amont du point.

A cause de la décompression des terrains au front, le sol en avant et au-dessus de la roue de coupe a tendance à converger vers la galerie. Ce déplacement dépend essentiellement du confinement dans la chambre et des caractéristiques mécaniques du terrain.

On compare souvent le tassement en surface mesuré au moment du passage du front de taille au tassement maximal final. En 1995, dans ces recommandations, l'AFTES évaluait de 10 à 20% la proportion du tassement final généré au passage du front d'un tunnelier.

#### 2.1.2. Mouvements le long du bouclier

Lors de cette phase où le tunnelier progresse vers l'avant, le terrain risque d'être en contact avec le bouclier. Au niveau de ce contact sol-acier, des contraintes de frottement et de cisaillement se développent induisant des mouvements du terrain vers l'avant du tunnelier.
Pour limiter ce contact, certains boucliers présentent une forme conique, créant un vide au fur
et à mesure que le tunnelier avance, source lui aussi de mouvements radiaux du terrain vers le
tube.

Lorsque le tracé du tunnel est en virage, le diamètre de l'excavation est fréquemment
augmenté de quelques centimètres pour permettre au corps rigide que constitue le bouclier de
progresser dans le tube. Cette surcoupe est elle aussi source de déplacement du terrain.

Enfin, le guidage du tunnelier est aussi source de tassement. Il peut être difficile de suivre une trajectoire donnée (à cause des caractéristiques du terrain ou par inexpérience du pilote), la correction de direction à chaque phase d'excavation crée alors un vide supplémentaire.

L'AFTES (1995) a évalué que le tassement en surface se développant pendant cette phase
atteint 40 à 50% du tassement final maximal.

### 2.1.3. Mouvements à l'extraction de la jupe

Lors de l'extraction de la jupe, il se crée inévitablement un vide (vide annulaire) dû à la
différence de diamètre entre le bouclier et le diamètre extérieur de l'anneau constituant le
revêtement. C'est ce vide que le mortier injecté doit remplir « vite et bien ». En effet, les
injections doivent être rapides pour limiter la convergence radiale du terrain vers le tube, le
mortier doit se répartir dans l'ensemble du vide annulaire et la pression d'injection doit être
adaptée aux contraintes existantes dans le sol pour éviter une propagation du mortier vers
l'avant du tunnelier ou une déstabilisation du terrain.

Cette phase d'injection s'avère particulièrement importante pour limiter, voire stopper, les tassements ; l'AFTES estimait pourtant, en 1995, que 30 à 40% des tassements maximaux se développaient durant cette phase.

### 2.1.4. Mouvements dus à l'ovalisation du revêtement

Un revêtement flexible peut se déformer et être source de tassements supplémentaires.

En plus des déformations du revêtement, il faut tenir compte de la consolidation du mortier
injecté et du terrain ayant été déstabilisé par l'excavation. La consolidation du terrain est
souvent liée au retour à la normale des pressions d'eau, modifiées lors du passage du
tunnelier.

## 2.2. Observation des mouvements du sol sur différents chantiers

On trouve dans la littérature de nombreux articles présentant les résultats de mesures de mouvements du sol effectuées durant et après les travaux de creusement d'un tunnel au tunnelier. Suivant les cas, ces articles apportent plus ou moins les éléments utiles pour une mise en évidence des phases de mouvements dans le massif de sol en fonction des phases de creusement du tunnelier, à savoir la géologie et les caractéristiques mécaniques des terrains, le type de tunnelier et le fonctionnement de ses organes, une chronologie précise des mouvements par rapport au positionnement du tunnelier...

Dans ce paragraphe, nous présentons tout d'abord 2 chantiers où les informations contenues
dans différents documents nous permettent de présenter une vue globale des mouvements du
massif en fonction des phases d'avancement du tunnelier ; ce sont le chantier du
prolongement de la ligne D du métro de Lyon et le chantier du réseau d'alimentation en eau
de San Francisco. Ces chantiers ont été respectivement réalisés avec les techniques de
confinement du front à pression de boue et à pression de terre. Ces 2 exemples sont
représentatifs des mouvements classiquement mesurés lors du creusement d'un tunnel au
tunnelier.
Ensuite nous présentons différents résultats de mesures obtenus sur d'autres chantiers concernant les caractéristiques des déplacements verticaux de surface et en profondeur et des déplacements horizontaux.

Nous attirons l'attention sur les différences des cas présentés en termes d'amplitude de mouvements et de phases d'apparition de ces mouvements.

Les cas d'instrumentation sur chantier de creusement au tunnelier à pression d'air se font rares aujourd'hui ; c'est pourquoi nous ne présentons pas ici de mesures particulières effectuées sur ce type de chantier.

### 2.2.1. Chantier du prolongement de la ligne D du métro de Lyon – tunnelier à pression de boue

L'instrumentation mise en place dans le cadre de ce chantier ainsi que les résultats, leur exploitation et les rétro-analyses font l'objet de nombreux travaux dans la communauté scientifique française s'intéressant aux problèmes d'interaction sol-structure lors d'un creusement au tunnelier.

Deux tunnels parallèles de 6,28 m de diamètre et de 900 m de long ont été creusés au moyen d'un tunnelier à pression de boue bentonitique, de juin 1993 à février 1995. Le sous-sol est composé d'alluvions sableuses et limoneuses de très médiocres caractéristiques géotechniques, parfois sensibles au remaniement. La couverture maximale de terrain au-dessus du tunnel est de 2,5 diamètres ; celle-ci atteint parfois seulement 1 diamètre sous fondations. Le chantier se déroule en zone urbanisée.

Deux sections de mesure ont été instrumentées avec des extensomètres, des inclinomètres et des capteurs de pression interstitielle. La Figure 11 présente l'instrumentation sur une des sections.

<figure><img src="image_20.png" /><figcaption>Figure 11 : Instrumentation mise en place sur le plot 1 section S1 (d'après Ollier, 1997)</figcaption></figure>

Ollier (1997) a clairement mis en relation les mouvements du massif de sol avec les 4 phases de creusement au tunnelier explicitées au paragraphe 2.1. La Figure 12 présente les déplacements verticaux de l'extensomètre central de la section 1 (Figure 12a) et de la section 2 (Figure 12b) au cours du passage du tunnelier. La Figure 13 montre les déplacements horizontaux transversaux mesurés par les inclinomètres latéraux de la section 1.
Lors de l'approche de la machine, les points de mesures montrent peu de mouvement. Au passage du front, on enregistre immédiatement un tassement, d'amplitude d'autant plus grande que les points sont proches de la clé du tunnel. Les mesures transversales des déplacements horizontaux des inclinomètres placés à côté du tunnel (Figure 13) montrent un refoulement du terrain concentré au niveau du tube.

Pendant la progression du bouclier sous les sections de mesure, on continue à enregistrer un tassement de l'ensemble des points situés au dessus de la clé.

A l'extraction de la jupe, on enregistre un léger tassement supplémentaire et une augmentation de la divergence latérale des terrains. Par la suite, l'effet des injections se fait bien sentir sur les mesures verticales : des cycles sont visibles sur les courbes de tassement, au point de mesurer un soulèvement global à l'aplomb du tunnel en profondeur et même en surface quand le front du tunnelier a passé la section de mesure de 10 à 11 m, soit 3 à 4 m après l'extraction de la jupe (Figure 12). En parallèle, c'est à ce moment que l'on mesure le refoulement latéral maximal sur les inclinomètres qui atteint au maximum 4 mm.

Ensuite, de larges tassements se développent en profondeur comme en surface, jusqu'à la stabilisation 25 à 35 jours après le passage. La mesure inclinométrique finale montre une légère convergence horizontale des terrains.

<figure><img src="image_21.png" /><figcaption>Figure 12 : Evolution des tassements en fonction du temps – (a) extensomètre central section 1 – (b) extensomètre central section 2 (d'après Benmebarek et Kastner, 2000)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_22.png" /><figcaption>Figure 13 : Déformées inclinométriques transversales - section 1 (d'après Benmebarek et Kastner, 2000)</figcaption></figure>
Au final, à l'aplomb du tunnel, le tassement maximal atteint environ 10 mm pour la section 1. Compte tenu des résultats présentés ci-dessus, on peut calculer que :

- le tassement en avant du front est égal à 20 % du tassement maximal.

- le tassement juste avant l'extraction de la jupe vaut 3 mm, ainsi le tassement généré pendant l'avancée du bouclier représente 10 % du tassement maximal.

- le tassement en surface au moment de l'extraction de la jupe et jusqu'à +11 m est quasiment nul.

- le tassement qui se développe depuis 4 jours et jusqu'à 35 jours après le passage du front est égal à 65 % du tassement maximal.

La figure suivante présente les déplacements finaux mesurés par les extensomètres et les inclinomètres de la section 1.

<figure><img src="image_23.png" /><figcaption>Figure 14 : Déplacements finaux pour la section 1 (d'après Ollier, 1997)</figcaption></figure>

On repère que les tassements en profondeur se distribuent avec une forme de cuvette. Le maximum de déplacement atteint en clé 1,5 cm, et 1,0 cm en surface. L'amortissement est donc relativement faible. Les terrains au-dessus du tunnel sont en extension.

Les mouvements horizontaux sont beaucoup plus faibles. Le maximum, localisé dans la partie supérieure du tunnel, est d'environ 3,5 mm.

On calcule donc un rapport 4 entre les déplacements verticaux et les déplacements horizontaux.
2.2.2. Chantier du réseau d'alimentation en eau de San Francisco –
tunnelier à pression de terre

Ce creusement d'un tunnel de 3,7 m de diamètre a été réalisé en 1981 au moyen d'un des premiers tunneliers à pression de terre utilisé aux Etats-Unis. La hauteur de terrain au-dessus du tube est en moyenne de 9 m. Le tunnel est entièrement excavé dans une couche de sédiments meubles argileux, normalement consolidés.

Connaissant le caractère primordial du contrôle de la pression de confinement au front sur les mouvements du massif de sol, il a été choisi sur ce chantier une automatisation de la vis pour que celle-ci extraie les matériaux de la chambre à une vitesse légèrement inférieure à la vitesse d'excavation du terrain. Cette pratique a montré que le terrain avait tendance à légèrement se soulever lors de l'approche du tunnelier, mais aussi à réduire les contraintes déviatoriques dans le sol et à minimiser les effets de la consolidation (Kitamura *et al.*, 1981, cités par Clough *et al.*, 1983).

Quatre sections de mesures ont été instrumentées le long des 915 m du tracé. Les déplacements horizontaux et verticaux du massif sont mesurés le long de 5 tubes verticaux (un à l'axe du tunnel et les autres espacés chacun de 3 m de part et d'autre).

La Figure 15 est une vue de dessus qui présente l'ensemble des déplacements horizontaux mesurés lors du passage du tunnelier (de -6 m à + 9 m). La Figure 16 présente l'évolution des déplacements verticaux de la surface durant cette même période (graphique du dessus) et à plus long terme (graphique du dessous).

L'arrivée du tunnelier se fait largement ressentir, aussi bien sur les mouvements verticaux qu'horizontaux : dès que le tunnelier est 5,5 m avant la section de mesure, on mesure un soulèvement de la surface (Figure 16) et un déplacement horizontal de divergence (Figure 15). Ces mouvements sont maximaux quand le front du tunnelier atteint la section (0,63 cm de soulèvement en surface, 5,3 cm de déplacement horizontal longitudinal et 4,5 cm de déplacement horizontal latéral à moins de 2 m de l'axe).

Après le passage du front, les points de surface commencent à tasser, tandis que la divergence horizontale semble elle aussi diminuer. On a donc un phénomène général de convergence radiale vers la galerie. Ce phénomène est accentué lors de l'extraction de la jupe comme on le voit à partir des mesures de déplacement horizontal (Figure 17 – Set 2).

Quinze jours après le passage du front, on mesure encore un léger mouvement horizontal de convergence vers la galerie (Set 3 - Figure 17), ce qui amène le déplacement divergent à un total de 2,8 cm. Les tassements de surface se stabilisent après 40 jours, et atteignent à cette date 3 cm.

Au final, les tassements en surface sont inférieurs aux tassements classiquement mesurés lors des travaux d'excavation avec d'autres techniques à San Francisco (Clough *et al.*, 1983). On voit clairement l'influence des différentes phases de creusement sur les mouvements du massif de sol.
<figure><img src="image_24.png" /><figcaption>Figure 15 : Vue du dessus des déplacements horizontaux pour différentes positions du point par rapport au tunnelier (d'après Clough et al., 1983)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_25.png" /><figcaption>Figure 16 : Déplacement vertical en surface à l'aplomb du tunnel (d'après Clough et al., 1983)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_26.png" /><figcaption>Figure 17 : Déplacement horizontal en fonction de la profondeur pour différentes positions du tunnelier (d'après Clough et al., 1983)</figcaption></figure>

### 2.2.3. Caractéristiques des tassements de surface

Dans ce paragraphe, on définit les paramètres utilisés pour la caractérisation des déplacements de surface, et on donne quelques valeurs de ces paramètres obtenus sur différents chantiers.

#### Cuvette transversale de tassement

Depuis Peck (1969), on a coutume de représenter les tassements en surface dus au creusement d'un tunnel sur une section transversale à l'axe sous la forme d'une cuvette ayant une forme de Gauss (Figure 18). L'expression analytique de cette courbe est :

$$S(x) = S_{\max} \exp\left(\frac{-x^2}{2t^2}\right) \qquad (4)$$

où $x$ représente la distance au centre de la cuvette, $S(x)$ le tassement à la distance horizontale $x$, $S_{\max}$ le tassement mesuré à l'aplomb de l'axe du tunnel, et égal au tassement maximal,
i le point d'inflexion de la courbe.

Ainsi, on peut exprimer l'ensemble des déplacements verticaux dans une section transversale
à l'axe du tunnel à partir des 2 paramètres S<sub>max</sub> et i.

<figure><img src="image_27.png" /><figcaption>Figure 18 : Cuvette transversale de déplacement</figcaption></figure>

On peut aussi exprimer les déplacements mesurés en surface en fonction du volume de
tassement V_s, appelé aussi volume perdu ou « volume loss » ; la largeur de la cuvette peut
être définie à partir de l'angle β, angle d'ouverture. Ces paramètres sont définis dans les
paragraphes qui suivent.

Développement des tassements au cours des phases de creusement

Comme indiqué dans le paragraphe 2.1, l'AFTES (1995) propose une répartition des tassements en surface en fonction du tassement total final pour chaque phase de creusement à court terme :

- 10 à 20 % dus à l'approche et au passage du front,

- 40 à 50 % pendant le passage du bouclier,

- 30 à 40 % dus à l'extraction de la jupe.

Kanayasu *et al.* (1995) présentent les résultats d'une série d'instrumentation sur le chantier de la ligne 12 du métro de Tokyo, réalisé au début des années 90, au moyen d'un tunnelier à pression de terre sous 10 à 14 mètres de couverture dans des sols à graviers perméables. La zone est urbanisée. Les tassements se développent comme ceci :

- 34 % à l'approche et au passage du front,

- 38 % pendant le passage du bouclier,

- 28 % à l'extraction de la jupe.

La stabilisation des tassements est atteinte après 7 jours.

Sur le chantier du prolongement de la ligne D du métro de Lyon (de 1993 à 1995), Ollier
(1997) nous indique que les tassements au cours de chaque phase d'excavation au tunnelier à
pression de boue se répartissent comme suit en fonction du tassement maximal à court terme:

- 66 % dus à l'approche et au passage du front,

- 33 % pendant la progression du bouclier,

- déplacements quasi nuls pendant les injections.

Néanmoins, sur ce chantier, les tassements à long terme sont très importants, puisque 70 % des tassements finaux se développent entre 4 jours et 35 jours après le passage du tunnelier.
A Londres, les grands travaux lors de l'extension de la Jubilee Line du métro en 1996 ont été largement suivis et instrumentés. Le lot de travaux 105 a été creusé par un tunnelier à pression de terre de 5 m de diamètre, dans un sol désaturé argileux à sableux surconsolidé. Le K₀ des formations de Londres est compris entre 1 et 1,5. Dimmock et al. (2002) indiquent la répartition des tassements par rapport au tassement final :

- 25 % en avant du front,

- 20 % au passage du bouclier,

- 55 % à l'extraction de la jupe.

Les mouvements à long terme sont quasi nuls, et les mouvements dus aux saisons ont une amplitude similaire aux mouvements dus au passage du tunnelier.

### Volume perdu (ou « volume loss »)

Ce paramètre est très souvent employé lors de la présentation des résultats d'instrumentation in situ. En considérant une répartition des déplacements suivant une courbe de Gauss, ce volume se calcule à partir de la relation suivante, fonction du tassement maximal S<sub>max</sub> et de la largeur de la cuvette i :

$$V_s = \sqrt{2\pi i S_{\max}} \approx 2,5 i S_{\max} \qquad (5)$$

Il s'exprime comme un pourcentage du volume total excavé.

De nombreuses valeurs empiriques existent dans la littérature concernant ce volume perdu lors de l'excavation d'un tunnel de manière conventionnelle. L'expérience lui donne une dépendance avec la nature du sol, ses caractéristiques géotechniques, la géométrie du tunnel... Ces valeurs sont de l'ordre de 1 à 10 %. Mais celles-ci se révèlent inadaptées au cas des excavations au moyen de tunneliers à front pressurisé.

Ainsi, lors des travaux du CTRL (Channel Tunnel Rail Link) de Londres, Bowers (2005) et Wongsaroj et al. (2005) donnent un volume perdu de 0,2 à 0,8 % dans les argiles surconsolidées que constitue la formation London Clay lors du creusement au tunnelier à pression de terre. Ces valeurs sont inférieures aux volumes perdus généralement mesurés lors de l'utilisation d'un tunnelier sans confinement à Londres, de l'ordre de 1 à 3,5 % (Wongsaroj et al., 2005). De plus, Wongsaroj et al. nous montrent que ce volume perdu est indépendant de la profondeur du tunnel (gamme de couverture des 45 sections étudiées : de 10 à 40 m).

Dans d'autres conditions géologiques (terrains sableux et argileux hétérogènes des Pays-Bas), un tunnelier à pression de boue de 8,3 m de diamètre, à environ 1 diamètre sous le terrain naturel, a créé une dépression en surface pour laquelle le volume loss est évalué à 0,76 % pour le premier tube et à 0,23 % pour le second. En profondeur, à proximité de la clé du tunnel, le volume loss est d'environ 0,85 % pour le premier tube et 0,24 % pour le deuxième tube (van Jaarsveld et al., 1999).

### Point d'inflexion de la courbe i

De nombreux auteurs s'accordent à dire que l'on a une relation entre le paramètre i et la profondeur de l'axe du tunnel z₀ qui prend la forme :

$$i = K z_{0} \qquad (6)$$

et l'on trouve dans la littérature nombre d'expressions empiriques pour ce facteur K, fonction de la géométrie du tunnel et de la nature du sol, mais jamais dans le cas particulier de tunnelier à front pressurisé.

Wongsaroj et al. (2005) donnent une valeur de K comprise entre 0,46 et 0,6 dans les argiles surconsolidées de Londres. Il précise que cette valeur est très proche des valeurs proposées par Mair et Taylor en 1997 pour la construction d'une autre ligne de métro à Londres, mais
avec un tunnelier sans confinement du front, ce qui semble confirmer que *K* est indépendant de la méthode d'excavation mais dépendant du matériau excavé.

### Angle d'ouverture $\beta$

L'angle d'ouverture $\beta$ permet d'estimer la largeur de la cuvette transversale de tassement en surface connaissant la profondeur du tunnel. Cet angle peut être relié au facteur K exprimé ci-dessus par la relation :

$$ \tan \beta = 1,5K \qquad (7) $$

Lors de l'analyse des mesures effectuées sur 2 sections du TRTS (Taipei Rapid Transit System) excavées au tunnelier à pression de terre (diamètre 6,05 m), l'une dans des sables limoneux et la deuxième dans des argiles limoneuses, Chi et al. (2001) ont déterminé un angle d'ouverture de 30 à 50° dans les sables et d'environ 45° dans les argiles.

Kanayasu et al. (1995), sur le chantier de la ligne 12 du métro de Tokyo, ont aussi mis en évidence un angle d'ouverture de 45° dans des sols graveleux excavés au tunnelier à pression de terre.

### Cuvette longitudinale des tassements

A partir de l'étude de plusieurs cas réels de creusement de tunnel dans les argiles, Attewell et Woodman (1982) ont proposé une représentation des cuvettes longitudinales des tassements par une courbe de probabilité cumulée (Figure 19). Ils ont montré que, pour les cas étudiés, les tassements en surface au moment du passage du front des travaux d'excavation atteignent 50 % des tassements finaux. Mais les tunnels étudiés sont réalisés avec des techniques autres que les tunneliers à front pressurisé.

Différents auteurs ont montré que cette courbe théorique ne pouvait pas être appliquée dans le cas de l'utilisation d'un tunnelier fermé pour lequel la pression de confinement limite les tassements en avant du front. Ainsi, la majorité des tassements est localisée en arrière du front.

Mair et Taylor (1997) ont établi qu'une translation de la courbe de probabilité cumulée permet une bonne approximation des tassements longitudinaux en surface causés par le creusement d'un tunnel au moyen d'un tunnelier à front pressurisé. Cette courbe est représentée sur la Figure 20.
<figure><img src="image_28.png" /><figcaption>Figure 19 : Mesures et prédicitions des tassements longitudinaux - chantier de la Jubilee Line à Green Park Station (d'après Attewell et Woodman, 1982)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_29.png" /><figcaption>Figure 20 : Cuvette longitudinale théorique des tassements lors de l'utilisation d'un tunnelier à front pressurisé (d'après Sugiyama et al., 1999)</figcaption></figure>

### 2.2.4. Caractéristiques des tassements en profondeur

L'hypothèse de Mair et al. (1993), selon laquelle la représentation des tassements en profondeur par une courbe de Gauss reste valable, est justifiée par les différentes mesures réalisées sur des chantiers d'excavation de tunnel au tunnelier à front pressurisé. On obtient une relation entre le paramètre *i* et les profondeurs $z_0$ et *z* :

$$i = K(z_0 - z) \qquad (8)$$

A Londres, à partir des mesures réalisées sur le lot 105 du chantier de l'extension de la Jubilee Line, Dimmock et al. (2002) donnent des valeurs de *K* à 15 m de profondeur comprises entre
0,9 et 1,2. La Figure 21 présente les résultats de l'analyse de Dimmock *et al.* à Southwark Park, ainsi que la relation établie par Mair à partir de tunnels conventionnels dans les argiles. On voit que la correspondance est bonne, ce qui justifie, là encore, l'hypothèse selon laquelle la méthode d'excavation n'intervient pas dans le paramètre *K*.

<figure><img src="image_30.png" /><figcaption>Figure 21 : Variation du paramètre *K* avec la profondeur à Southwark Park et relation de Mair dans les argiles (d'après Dimmock et al., 2002)</figcaption></figure>

### 2.2.5. Caractéristiques des déplacements horizontaux

Les relations empiriques établies pour la détermination des mouvements horizontaux en fonction des déplacements verticaux dans le cas des creusements conventionnels ne peuvent pas s'appliquer au cas des tunneliers à front pressurisé. En effet, ces relations font l'hypothèse que les mouvements de sol sont dirigés vers l'axe du tunnel, or, comme nous l'avons vu sur les exemples précédents, cette convergence n'est pas systématique.

En pratique, les déformations horizontales, tout comme les déformations verticales, subissent les différentes phases d'avancement du tunnelier, et suivant les phases, on trouve des mouvements de convergence ou des mouvements de divergence.

Les résultats de mesures, exposés par Hashimoto *et al.* (2000), illustrent bien ce phénomène. Ces mesures, effectuées lors du creusement d'un tunnel au moyen d'un tunnelier à pression de terre dans des argiles meubles (Figure 22), montrent l'évolution des déplacements au cours du temps.

Si on s'intéresse aux mouvements horizontaux, on voit que juste avant le passage du tunnelier, le mouvement est convergent. Le passage du bouclier est accompagné de mouvement divergent important. Le maximum de divergence est atteint juste avant l'extraction de la jupe. La poursuite de la progression du tunnelier se traduit à nouveau par des mouvements de convergence.

D'autres exemples nous prouvent que les différentes phases d'avancement du tunnelier ne sont pas toujours accompagnées des mêmes mouvements. Une simple comparaison de ces résultats avec les résultats de mesures présentés par Ollier (1997) et décrit au paragraphe 2.2.1 en sont la preuve.
<figure><img src="image_31.png" /><figcaption>Figure 22 : Mouvements dus au creusement par un tunnelier à pression de boue dans des argiles meubles (d'après Hashimoto et al., 2000)</figcaption></figure>

## 2.3. Impact sur le bâti

Les mouvements de sol générés par le creusement d'un tunnel se propagent dans le massif, et affectent par conséquent les structures existantes dans un certain périmètre autour du tunnel. Ces structures sont susceptibles de se translater, de tourner, de se déformer, de se distordre, et bien sûr de subir des dommages plus ou moins importants allant jusqu'à mettre en jeu leur stabilité.

Il est à noter que, contrairement au paragraphe précédent, celui-ci ne se limite pas exclusivement aux creusements de tunnel au moyen de tunneliers à front pressurisé.

### 2.3.1. Mouvements subis par les constructions et classification des dommages

L'AFTES (1995) décrit les facteurs influençant les mouvements des constructions lors du creusement d'un tunnel :

- la rigidité de la construction : les mesures sur chantiers ont montré que les constructions anciennes en maçonnerie se déforment comme le terrain de fondation. Au contraire, un bâtiment en béton armé se déforme latéralement moins que le sol d'assise. Cette rigidité dépend aussi du type de fondation du bâtiment, du nombre d'étages, du nombre d'ouvertures et du type de structure (voiles, poutres et poteaux,...)

- la position de la construction dans la cuvette transversale de tassement : suivant cette position, la structure subira des phénomènes d'extensions et/ou de compressions. La Figure 23 présente les comportements idéalisés des bâtiments en fonction de leur longueur et de leur position au sein de la cuvette.
<figure><img src="image_32.png" /><figcaption>Figure 23 : Divers comportements idéalisés de bâtiments (d'après Attewell et Woodman, 1986, cités par AFTES, 1995)</figcaption></figure>

Les mouvements entraînent des dommages aux constructions. Les britanniques (Burland *et al.* 1977, Boscardin *et al.* 1989, Mair *et al.* 1996) ont beaucoup travaillé sur ce sujet, et ont adopté pour les ouvrages en maçonnerie une classification des dommages fonction de la facilité de réparation ; cette classification est adaptée pour les principales constructions en milieu urbain.

Le tableau ci-dessous présente cette classification, reprise par l'AFTES pour les recommandations françaises (1995). Dans cette classification, la largeur des fissures est une simple indication et ne doit pas être retenue comme paramètre prépondérant.
<table><caption>Tableau 3 : Classification des dommages visibles (d'après Burland, 1995)</caption><thead><tr><td>Catégorie de dommages</td><td>Degré de sévérité</td><td>Description du dommage</td></tr></thead><tbody><tr><td>0</td><td>Négligeable</td><td>Microfissures de moins de 0,1 mm.</td></tr><tr><td>1</td><td>Très faible</td><td>Fissures fines facilement traitables par un traitement décoratif simple. Fissures de moins de 1 mm.</td></tr><tr><td>2</td><td>Faible</td><td>Fissures rebouchables facilement. Traitement décoratif probablement nécessaire. Les fissures récurrentes peuvent être masquées par un recouvrement adapté. Un rejointement peut être nécessaire pour assurer l'étanchéité. Largeur des fissures inférieure à 5 mm.</td></tr><tr><td>3</td><td>Modéré</td><td>Le traitement des fissures demandent une ouverture de celles-ci et un rebouchage par du ciment. A l'extérieur, des rejointements entre briques peuvent être nécessaires, et certaines de ces briques devront être changées. Les fissures ont une largeur de 5 à 15 mm, ou il existe un grand nombre de fissures de plus de 3 mm de large.</td></tr><tr><td>4</td><td>Sévère</td><td>Importantes réparations nécessaires allant jusqu'à la démolition et le remplacement de portions de murs, principalement autour des portes et des fenêtres. Les fissures font entre 15 et 25 mm de large. Le nombre de fissures est aussi à considérer.</td></tr><tr><td>5</td><td>Très sévère</td><td>Réparations majeures indispensables allant jusqu'à la reconstruction partielle ou totale. Largeur des fissures supérieure à 25 mm. Nombre de fissures à considérer aussi.</td></tr></tbody></table>

Burland (1995) souligne que les dommages relatifs aux classes 0 à 2 peuvent résulter de différentes causes, comme par exemple les effets de la température. Au contraire, les dommages associés aux classes 3 et suivantes ont fréquemment comme cause des mouvements de terrain.

Cette classification est, à l'heure actuelle, utilisée en France.

### 2.3.2. Influence des mouvements de terrain sur les constructions

Lors de l'étude de l'incidence du creusement d'un tunnel sur les constructions existantes, la méthodologie retenue revient à évaluer les mouvements du sol en champ libre, c'est-à-dire sans la présence du bâtiment, puis d'appliquer ces mouvements via ses fondations, sans tenir compte de la rigidité de la structure.

Or, comme le souligne l'AFTES (1995), les mouvements du bâti et du terrain sont en interaction et la rigidité de la construction tend à réduire les déplacements de la structure par rapport aux déplacements du terrain seul. Cette méthodologie d'étude est donc largement conservative.

En utilisant le principe de la poutre équivalente développé par Burland et Wroth (1974), Boscardin et Cording (1989) ont relié les classes de dommages du Tableau 3 à l'angle de distorsion et à l'extension horizontale dans le sol (Figure 24).
<figure><img src="image_33.png" /><figcaption>Figure 24 : Relation entre les classes de dommages et la distorsion angulaire et l'extension horizontale (d'après Boscardin et Cording, 1989)</figcaption></figure>

### 2.3.3. Influence des constructions sur les mouvements de terrain

En 1997, Potts et Addenbrooke ont présenté une approche considérant la rigidité du bâtiment pour la prédiction de l'influence du creusement d'un tunnel sur celui-ci. Ils ont réalisé une étude paramétrique au moyen d'un modèle aux éléments finis à 2 dimensions où le bâtiment est représenté par une poutre équivalente. La construction du tunnel est modélisée par un volume perdu $V_S$ de 1,5 %.

La rigidité relative de la poutre équivalente utilisée par Potts et Addenbrooke est égale à :

$$ \rho^* = \frac{EI}{E_s H^4} \qquad (9) $$

avec

* E le module d'Young,
* I le moment d'inertie de la poutre équivalente,
* $E_s$ le module d'Young du sol,
* H la demie largeur de la poutre

On notera que cette expression de la rigidité relative ne peut pas être obtenue de manière similaire à l'expression développée pour les parois de soutènement par Rowe (1952).

La Figure 25 montre les résultats obtenus concernant l'influence de la rigidité relative $\rho^*$ sur les cuvettes de tassement transversales dans le cas d'un tunnel à 20 m de profondeur et d'un bâtiment de 60 m de large à l'aplomb du tunnel.

On voit que pour une rigidité relative faible le mouvement en surface tend vers un tassement constant entre 0 et 30 m de l'axe du tunnel.
<figure><img src="image_34.png" /><figcaption>Figure 25 : Influence de la rigidité relative sur les cuvettes de tassement transversal (d'après Potts et Addenbrooke, 1997)</figcaption></figure>

Cette approche constitue un premier travail vers une modélisation à 3 dimensions de l'influence d'un bâtiment sur les cuvettes de tassement. Mais la validation de ce modèle demande une confrontation à des mesures réelles, et c'est pourquoi de nombreux bâtiments ont été instrumentés lors de l'extension de la Jubilee Line à Londres dans ce but. L'ensemble des résultats est présenté dans les deux volumes de l'ouvrage *Building response to tunnelling – case studies from construction of the Jubilee Line Extension* de Burland et al. (2001).

Nous présentons ici quelques uns des résultats des comparaisons entre les prédicitions de classe A (avant les travaux) et les mesures réalisées sur les trois bâtiments Neptune House, Murdoch House et Clegg House (*Building response to tunnelling*, chapitres 15 et 42, et synthèse chapitre 21, paragraphe 21.4.2). La Figure 26 présente la position de ces trois bâtiments par rapport aux deux tunnels de la Jubilee Line (Westbound et Eastbound running tunnel). Les trois bâtiments en maçonnerie possèdent 2 étages et sont fondés sur des semelles filantes en béton. Neptune House et Murdoch House font 40 m de long pour 8 m de large, et Clegg House est 2 fois moins long. Les tunnels ont été excavés dans les formations Lambeth Group et Thanet Sand au moyen de tunneliers à pression de boue de 5 m de diamètre ; ils sont espacés de 17 à 23 m et leur axe se trouve entre 15 et 17 m sous le niveau des fondations des bâtiments.

<figure><img src="image_35.png" /><figcaption>Figure 26 : Positionnement des bâtiments par rapport aux tunnels (d'après Withers, *Building response to tunnelling*, chapitre 42, 2001)</figcaption></figure>
Les mouvements des bâtiments sont calculés en utilisant les prédictions de tassement en champ libre modifiées en fonction de la rigidité du bâtiment à partir des abaques de Potts et Addenbrooke (1997) présentés précédemment. La Figure 27 ci-dessous présente une comparaison des mesures avec les prédictions en champ libre (greenfield prediction) et avec les prédictions modifiées en tenant compte des bâtiments (building prediction).

<figure><img src="image_36.png" /><figcaption>Figure 27 : Comparaison des tassements mesurés avec les prédictions en champ libre (greenfield predictions) et avec bâtiment (building prediction) pour les trois constructions après excavation des deux tunnels (d'après Withers, Building response to tunnelling, chapitre 42, 2001)</figcaption></figure>
On note la bonne correspondance entre les mesures et les prédictions modifiées.

Compte tenu des mesures, on remarque que les bâtiments les plus longs (Murdoch House et Neptune House) sont moins rigides que ce que l'on a déterminé au départ. Les mouvements de Clegg House montrent quand à eux un bâtiment rigide.

Cet exemple montre bien l'influence de la présence de bâtiments sur la forme de la cuvette des tassements.

## 2.4. Conclusion

Cette bibliographie a permis de repérer sur des mesures *in situ* les différentes phases de progression du tunnelier pendant le creusement du tunnel énoncées au paragraphe 2.1, et de relier à ces phases des mouvements prédominants dans le sol. On a ainsi mis en évidence qu'une même phase de progression n'est pas toujours accompagnée des mêmes mouvements, ni en amplitude, ni même en direction.

Ces quelques exemples semblent montrer que l'excavation d'un tunnel au moyen d'un tunnelier à front pressurisé peut engendrer des phases de soulèvement de la surface et de divergence horizontale dans le massif, et que les tassements finaux sont inférieurs aux tassements habituellement mesurés avec des méthodes de creusement dites conventionnelles.

La dernière partie insiste sur les conséquences des mouvements sur les bâtiments et surtout sur l'influence de ces bâtiments sur les mouvements. Cette interaction mutuelle est actuellement un sujet de recherche important, qui ne s'applique pas exclusivement aux creusements au moyen de tunneliers à front pressurisé, mais à l'ensemble des techniques d'excavation de tunnel.
# 3. EVOLUTION DES CONTRAINTES ET DES PRESSIONS INTERSTITIELLES DANS LE SOL LORS D'UN CREUSEMENT AU TUNNELIER

L'excavation d'une partie d'un sol provoque inévitablement un changement de l'état de contrainte dans les terrains entourant les travaux. Ces changements sont à l'origine des déformations mesurées dans le massif de sol et en surface.

Comme le souligne Rowe et Kack (1983), le chargement (déchargement) du sol dû à la construction du tunnel entraîne des chemins de contraintes différents de ceux classiquement observés dans les autres problèmes de géotechnique. C'est pourquoi il est important de comprendre comment évoluent les contraintes et les pressions interstitielles autour du tunnel.

Sur les chantiers d'excavation au tunnelier à front pressurisé, la mise en place de capteurs de pressions totales et de pressions interstitielles est rare, souvent au profit des mesures de pressions dans le revêtement, pour la vérification du dimensionnement de celui-ci.

La complexité des champs de contraintes pour les tunneliers à faible profondeur réside dans leur aspect tridimensionnel (Ezzeldine, 1999), ce qui demande l'installation de plusieurs cellules dans le massif afin d'appréhender l'ensemble des variations.

On a vu dans le paragraphe 2.1 que l'on pouvait distinguer les 4 phases suivantes sources de tassement :

- l'approche et le passage du front d'excavation,

- l'avancée du bouclier,

- l'extraction de la jupe,

- la consolidation du terrain.

Ci-dessous, nous présentons les résultats de quelques chantiers d'excavation au tunnelier à front pressurisé qui permettent la compréhension des variations de l'état de contraintes et de pressions interstitielles dans le massif pour ces différentes phases de progression du tunnelier.

## 3.1. Evolution des pressions interstitielles

### 3.1.1. Chantier de la ligne 2 du métro de Shanghai – tunneliers à pression de terre

La ligne 2 du métro de Shanghai est constituée de 2 tunnels de 6,2 m de diamètre extérieur. Ces tubes ont été excavés au moyen de 7 tunneliers à pression de terre travaillant simultanément. L'axe des tubes est à 15 m de profondeur, dans des terrains d'argiles vasardes et limoneuses compressibles et plastiques, saturées et à faible perméabilité.

Connaissant le caractère primordial du contrôle de la pression de confinement au front sur les performances du tunnelier (Clough *et al.*, 1983), il a été choisi sur ce chantier une automatisation qui fait que la vis extrait les matériaux de la chambre à un taux légèrement inférieur au sol excavé entrant dans la chambre d'abattage.

Lee *et al.* (1999) présentent les résultats des mesures effectuées sur 2 sections : la section 1 est située au début du tunnel dans une zone non urbanisée, la section 2 est située en ville.

L'instrumentation mise en place permet de mesurer à chaque phase du processus d'excavation les mouvements du massif de sol, les variations de pression interstitielle et la répartition de la pression de terre autour du revêtement. La figure ci-dessous présente cette instrumentation.
<figure><img src="image_37.png" /><figcaption>Figure 28 : Détail de l'instrumentation (d'après Lee et al., 1999)</figcaption></figure>

La Figure 29 et la Figure 30 montrent l'évolution mesurée des pressions d'eau pendant les travaux d'excavation au tunnelier par les capteurs positionnés autour du tunnel. Les différentes phases de progression du tunnelier peuvent être reliées aux variations de ces pressions.

Au cours de la phase 1, qui correspond à l'approche du tunnelier vers la section de mesure, les capteurs enregistrent une augmentation de pression quasi simultanément. Ce phénomène commence alors que le tunnelier est à environ 3 diamètres des capteurs. Le maximum est atteint quand le front passe au niveau de la section ; une augmentation de 25 % de la pression interstitielle est mesurée pour le capteur 3, positionné latéralement au tunnel. En clé de tunnel, on enregistre une augmentation de 22 %. La surpression est d'autant plus grande que le capteur est proche du tunnel.

Durant le passage du bouclier (Phase 2), les surpressions commencent à se dissiper, mais de manière non uniforme. Ainsi, les capteurs 1 et 3 montrent une diminution franche, alors que les points plus éloignés du tunnel, comme les capteurs 6 et 8, n'enregistrent quasiment aucune variation de pression. Les auteurs expliquent que cette réduction de pression est accélérée par la décompression du terrain liée à la surcoupe, mais est ralentie par les efforts de friction à l'interface sol-bouclier.

La phase 3 est la phase de l'extraction de la jupe et des injections. Des pics de pressions sont mesurés pour les points les plus proches du tunnel, surtout en clé. La zone d'influence des injections est évaluée à environ 2 diamètres.

A long terme (phase 4) la diminution des pressions est lente (Figure 30). La majorité des surpressions est dissipée au bout de 2,5 mois.

La phase 5 correspond ici à une seconde consolidation observée à partir des mouvements de sol.

Les auteurs attribuent les variations de pression interstitielle à deux causes :

- les variations isotropes de contraintes, sans changer la structure du sol, entraînent des variations de la pression interstitielle. C'est le cas des phases 1 et 3.

- les variations des contraintes déviatoriques induisent un changement dans l'assemblage des particules du sol. Les phases 2 et 4 correspondent à ce type de variation de pression. Ces surpressions se dissipent lentement.
<figure><img src="image_38.png" /><figcaption>Figure 29 : Evolution des pressions d'eau pendant le passage du tunnelier (d'après Lee et al., 1999)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_39.png" /><figcaption>Figure 30 : Evolution des pressions d'eau pendant une demi-année (d'après Lee et al., 1999)</figcaption></figure>
## 3.1.2. Chantier du prolongement de la ligne D du métro de Lyon – tunnelier à pression de boue

Ce chantier a déjà été présenté au paragraphe 2.2.1. Nous nous intéressons ici aux conclusions de Ollier (1997) sur l'évolution des pressions interstitielles.

Sur la section 1 du plot n°1, les capteurs de pression interstitielle sont positionnés à la profondeur de l'axe du tunnel et à 1 m au dessus de la clé, dans l'axe du tracé et 1,5 m à côté. Les capteurs hauts sont dans une nappe libre reposant sur une couche de limon. Les capteurs bas sont au sein d'une nappe captive dans des sables et graviers. L'évolution des pressions est présentée Figure 31.

L'influence du tunnelier se fait sentir une vingtaine de mètres avant la section (soit environ à 3 diamètres) sous la forme d'une légère augmentation de pression. Cette surpression est double pour le capteur dans l'axe par rapport au capteur au-dessus du tunnel.

Au passage du front, une augmentation de pression est enregistrée. Le pic est plus important pour les capteurs situés au-dessus de la clé que pour ceux placés au niveau de l'axe. Après le passage du front, à chaque arrêt du creusement pour la pose des voussoirs de l'anneau, la pression revient à son niveau d'origine.

Dès 2 m après le passage du front, le phénomène s'inverse : le début de l'excavation d'un nouvel anneau est marqué par une nette diminution des pressions, qui s'atténue vers la moitié de la phase de creusement pour atteindre un niveau supérieur au niveau de départ après la fin du creusement. Cette remontée des pressions au milieu de la phase d'excavation est bien corrélée avec l'injection du coulis derrière la jupe.

Les arrêts s'accompagnent d'un drainage qui permet une diminution des surpressions. On remarque nettement l'influence de la vitesse de cycle : plus de forations avec moins de temps d'arrêt entraîne une accumulation plus importante de surpression.

Les capteurs ressentent le passage du tunnelier jusqu'à 20 m après le passage du front, soit environ 2 diamètres après les points d'injections.

<figure><img src="image_40.png" /><figcaption>Figure 31 : Evolution des pressions interstitielles au passage du tunnelier - Plot 1 S2 (d'après Ollier, 1997)</figcaption></figure>
## 3.2. Evolution des pressions de terre - Chantier du tunnel « Shanghai Bund Sightseeing » - tunnelier à pression de terre

La construction de ce tunnel a duré de mars 1998 à mai 1999. Il a été réalisé au moyen d'un tunnelier à pression de terre de 7,65 m de diamètre, dans des terrains d'argiles plastiques limoneuses compressibles. La couverture de terrain au-dessus du tunnel varie de 5,20 à 7 m.
Un important système d'instrumentation a été mis en place pour l'enregistrement des mouvements de sol et des variations de pressions de terre et de pressions d'eau. En particulier, trois cellules de pression interstitielle (w1 à w3) et trois cellules de pression de terre (p1 à p3) sont installées à proximité du tunnel ; trois essais pénétrométriques et six essais scissométriques ont été réalisés autour du tunnel avant et après le passage du tunnelier. Ces essais permettent d'évaluer la zone influencée par le passage du tunnelier. La Figure 32 présente l'instrumentation mise en place sur une des sections d'instrumentation.

<figure><img src="image_41.png" /><figcaption>**Figure 32 : Instrumentation de la section 1 (d'après Xu et al., 2003)**</figcaption></figure>

<figure><img src="image_42.png" /><figcaption>**Figure 33 : Mesures de pressions de terre (p1 à p3) et interstitielle (w1 à w3) au passage du tunnelier (d'après Xu et al., 2003)**</figcaption></figure>

Les mesures de pressions réalisées pendant le passage du tunnelier sous la section de mesure 1 (Figure 33) montrent une augmentation des pressions de terre quand le front d'excavation s'approche de la section de mesure, puis une diminution après le passage.

Les variations de pressions dues aux travaux d'excavation entraînent un changement de la résistance de pointe non drainée du matériau (Baligh et al., 1987 ; Xu et Sun, 1999 ; cités par Xu et al., 2003). Ainsi, par des essais pénétrométriques, la zone influencée par le passage du tunnelier peut être délimitée. La Figure 34 présente l'extension de cette zone. Cette zone est peu étendue sous le tunnel et latéralement au tunnel. Au dessus du tunnel, la zone s'étend jusqu'à la surface ; mais celle-ci ne prend pas la forme attendue et décrite à partir de l'angle β comme sur la Figure 18, mais une forme de poire.

En plus de la délimitation de cette zone perturbée, les essais au scissomètre permettent d'évaluer en un point donné le degré de perturbation du sol, au travers du rapport des résistances au cisaillement (ratio of undrained shear strength). Plus ce rapport est fort, plus la perturbation des contraintes en ce point a été importante. Par rapport aux mesures, on repère que les points les plus perturbés se situent en clé de tunnel (point A-2, 1 m au-dessus de la clé), et au piédroit (point B-2). Plus on s'éloigne du tunnel, plus la perturbation est faible, les iso-perturbations prenant toujours une forme de poire. Ainsi, on observe que le sol est autant
perturbé à 1,3 m à côté du tunnel (point C-2) qu'à 3,5 m au-dessus. La perturbation des terrains autour du tunnel n'est pas répartie de façon isotrope.

<figure><img src="image_43.png" /><figcaption>Figure 34 : Zone de variations des pressions établie dans le cas du chantier du « Shanghai Bund Sightseeing » (d'après Xu et al., 2003)</figcaption></figure>

## 3.3. Conclusion

Les travaux d'excavation d'un tunnel créent inévitablement une variation de l'état des contraintes autour de l'ouvrage. Dans le cas de l'utilisation d'un tunnelier à front pressurisé, les mesures effectuées sur chantier et présentées ici semblent montrer que :

- le passage du front du tunnelier est accompagné d'une augmentation significative des pressions totales et interstitielles, d'autant plus forte que le point de mesure est proche du tunnelier,

- chaque arrêt dans la phase de creusement ou d'injection du tunnelier permet un retour vers la normale des pressions interstitielles,

- la zone de terrain perturbée par le passage du tunnelier s'étend principalement vers la surface.
# 4. CONCLUSIONS DU CHAPITRE 1

Le tunnelier est un immense complexe automatisé et asservi qui permet la réalisation quasi-simultanée de l'ensemble des phases de construction d'un tunnel. Cette technicité renforce la sécurité mais aussi complique la compréhension des interactions entre la machine et le sol.

Dans un premier temps, la meilleure façon d'évaluer cette interaction est d'observer ses conséquences, en termes de mouvements du massif de sol et d'évolution des contraintes totales et des pressions interstitielles.

Ce chapitre a donc permis, par une présentation de différents chantiers, de mettre en évidence les différentes phases de progression du tunnelier, sources de différents mouvements du sol :

- l'approche du tunnelier,

- le passage du bouclier,

- l'extraction de la jupe et la phase d'injection,

- la consolidation à moyen terme.

L'interaction sol-structure prend différentes formes à chacune de ces phases.

Mais cette observation des résultats de mesures a aussi permis de voir à quel point cette interaction diffère d'un chantier à l'autre. Ces différences s'expliquent naturellement par des conditions géologiques différentes, mais pas seulement. Il est alors légitime de se dire que ces différences peuvent être dues à la façon dont le tunnelier interagit avec le sol. Cette interaction du tunnelier est monitorée continuellement par le système de pilotage par le biais des paramètres de fonctionnement. Le chapitre suivant s'attache à apporter quelques réponses aux questions suivantes : dans quelle mesure chacun des automates d'un tunnelier influence-t-il les mouvements du massif de sol, et de quelle manière relier ces mouvements aux paramètres de fonctionnement du tunnelier enregistrés pendant les travaux.
<figure><img src="image_44.png" /></figure>
# Chapitre 2

## Etude bibliographique
Influence des paramètres de fonctionnement des tunneliers à front pressurisé sur les mouvements des massifs de sol
Sommaire Détaillé

1. OBSERVATIONS IN SITU .................................................................................... 49

1.1. VITESSE D'AVANCEMENT .................................................................................... 49

1.2. ARRET DU TUNNELIER .................................................................................... 50

1.3. PRESSION DE CONFINEMENT DU FRONT ............................................................ 50

1.4. INJECTIONS........................................................................................................ 52

1.5. AUTRES PARAMETRES .................................................................................... 54

2. OBSERVATIONS SUR MODELES REDUITS OU EN CENTRIFUGEUSE ......... 56

2.1. PRESSION DE CONFINEMENT AU FRONT ............................................................ 56

2.2. INJECTIONS........................................................................................................ 57

2.3. HAUTEUR DE COUVERTURE ................................................................................ 58

3. MODELES ANALYTIQUES.................................................................................... 60

4. MODELES NUMERIQUES .................................................................................... 64

4.1. LES MODELES NUMERIQUES DE TUNNELIER .................................................... 64

4.2. INFLUENCE DE LA PRESSION AU FRONT............................................................ 65

4.3. INFLUENCE DE LA POUSSEE DES VERINS ............................................................ 67

4.4. INFLUENCE DES INJECTIONS................................................................................ 68

4.5. COEFFICIENT DES TERRES AU REPOS ET ANISOTROPIE........................................ 69

5. CONCLUSIONS DU CHAPITRE 2............................................................................ 72
Comme cela a été explicité au paragraphe 1 du chapitre 1, le tunnelier à front pressurisé est une machine complexe toujours en interaction avec le sol qui l'entoure. Evaluer clairement l'influence du fonctionnement des tunneliers sur l'état de contrainte et sur le champ de déplacement au sein du massif de sol est une question qui intéresse de plus en plus les ingénieurs et les constructeurs dans le but ultime de maîtriser ces déplacements par le biais du contrôle des paramètres de fonctionnement des tunneliers.

On appelle ici « paramètres de fonctionnement du tunnelier » l'ensemble des paramètres mesurés pendant les travaux au tunnelier renseignant sur le fonctionnement de celui-ci au sein du massif de sol ; on retiendra la pression de confinement au front, la pression et le volume des injections, la vitesse d'avancement, la surcoupe du front... ces paramètres sont aujourd'hui de plus en plus souvent mesurés et enregistrés au cours des travaux grâce à des systèmes de pilotage automatique (voir paragraphe 1.3.8 du chapitre 1).

Cette étude bibliographique présente quelques résultats d'études quantifiant cette relation entre paramètres tunnelier et mouvements du sol, études basées aussi bien sur des observations sur chantier ou sur modèles réduits que sur des modèles analytiques et numériques.

# 1. OBSERVATIONS IN SITU

Dans le cas des observations in situ, l'influence des paramètres tunneliers est le plus souvent mise en évidence a posteriori, c'est-à-dire qu'après les travaux l'étude conjointe des mouvements de sol et de certains paramètres tunneliers montre des corrélations. Il est plus rare que les paramètres tunneliers soient volontairement modifiés au cours de l'excavation du tunnel pour voir leur influence sur les déplacements.

## 1.1. Vitesse d'avancement

Il y a plusieurs années, ce paramètre était déterminé à partir du nombre d'anneaux réalisés par jour. A l'heure actuelle, et avec l'utilisation de chaînes d'acquisition automatique des données, on s'intéresse plutôt soit à la vitesse « instantanée » d'avancement, c'est-à-dire à la vitesse moyenne de progression du tunnelier mesurée, pour chaque anneau en phase de creusement, à partir des élongations des vérins de guidage, soit au temps mis pour réaliser l'ensemble du processus excavation + pose, pour chaque anneau.

Melis et al. (1997) ont déterminé l'influence de la vitesse d'avancement sur les mouvements du sol dans le cas des travaux de l'extension de la ligne 10 du métro de Madrid. Ce tunnel a été excavé au moyen d'un tunnelier à pression de terre essentiellement dans des argiles sableuses. Les auteurs indiquent que lorsque le tunnelier avance à faible vitesse pour des raisons non liées au terrain, les tassements mesurés en surface sont 5 à 7 fois plus importants qu'à vitesse rapide (et atteignent alors 12 mm).

Ollier (1997) recherche les explications des corrélations entre vitesse d'avancement et mouvements de sol. Elle remarque que cette vitesse n'a pas d'influence sur les mouvements en avant du front, mais que son influence après le passage du tunnelier est forte. En effet, dans le cas d'un avancement rapide, le coulis reste fluide sur une longueur plus importante derrière la queue du tunnelier, et le terrain est donc plus longtemps sollicité par les cycles d'injection. De plus Ollier montre qu'à vitesse importante, dans ces terrains d'alluvions sableuses et limoneuses, les surpressions créées par la phase de foration n'ont pas le temps de se dissiper et le comportement du terrain n'est plus assimilable à un comportement drainé.
Mais ce sont aussi les raisons qui font que le tunnelier excave plus ou moins vite qui sont importantes : si le changement de vitesse est lié à un changement des conditions géologiques, les conséquences en termes de mouvement de sol seront différentes ; ces conséquences seront encore plus importantes si la variation de vitesse est liée à la non expérience des équipes de travail.

## 1.2. Arrêt du tunnelier

Clough *et al.* (1983), en se basant sur le chantier du réseau d'alimentation en eau de San Francisco (voir paragraphe 2.2.2 du chapitre 1 pour les détails du chantier), relient les tassements importants à des arrêts du tunnelier de plusieurs jours.

Ollier (1997) s'est aussi intéressée à l'influence des arrêts du tunnelier sur les mouvements verticaux et horizontaux du sol. Elle repère que cette influence n'est pas la même suivant la position du front du tunnelier par rapport au point de mesure.

En ce qui concerne les déplacements verticaux mesurés par les extensomètres (mesures continues), un arrêt avant ou pendant le passage du front du tunnelier entraîne un tassement immédiat de tous les points dans l'axe du tunnel, quelle que soit leur profondeur ; lors d'un arrêt pendant la phase d'injection, les points les plus profonds continuent tout d'abord à se soulever, puis tassent.

En ce qui concerne les déplacements horizontaux mesurés par les inclinomètres (mesures ponctuelles), lors d'un arrêt pendant le passage de la machine, le sol a un mouvement radial convergent vers le tunnel sous l'effet de la consolidation du terrain déstructuré par l'excavation, alors que lors d'un arrêt pendant la phase d'injection, le mouvement est radial divergent.

La durée de l'arrêt est un facteur aggravant.

## 1.3. Pression de confinement du front

La pression de confinement est reconnue être un facteur important dans la stabilité du front de taille, spécialement dans le cas des tunnels en milieu urbain à faible profondeur. Cette pression est la pression maintenue dans la chambre d'abattage au contact du front et qui permet de limiter la décompression du front d'excavation. Ce paramètre est un des plus fréquemment corrélés aux mesures de tassement sur chantier.

Matsushita *et al.* (1995) montrent une corrélation entre les déplacements mesurés au niveau de deux sections de mesures et la pression de confinement appliquée durant les travaux d'excavation d'un métro dans un terrain d'arène granitique au moyen d'un tunnelier à pression de boue (diamètre du tunnel 10,20 m, couverture entre 8 et 16 m).

Les tassements mesurés avant le passage du front du tunnelier au niveau de chacune des 2 sections sont centimétriques ; ils diminuent lorsque la pression de boue maintenue au front augmente (Figure 35).
<figure><img src="image_45.png" /><figcaption>Figure 35 : Tassement avant le passage du front en fonction de la pression de confinement (d'après Matsushita et al., 1995)</figcaption></figure>

Ces mesures permettent aux auteurs d'aller encore plus loin. En traçant face à face l'évolution de la pression de boue au front et les déplacements verticaux à 1 m au-dessus de la clé du tunnel en fonction du temps, ils repèrent l'influence des variations soudaines de cette pression (Figure 36) : aux instants marqués par une flèche, on a simultanément une diminution de la pression de confinement sous la valeur de la pression hydrostatique, et une augmentation (millimétrique) des tassements.

<figure><img src="image_46.png" /><figcaption>Figure 36 : Tassements et pression de confinement en fonction du temps (d'après Matsushita et al., 1995)</figcaption></figure>

De 2002 à 2004, 36 km de tunnels ont été réalisés à l'est de Londres pour le projet Channel Tunnel Rail Link. Ces tunnels de 8,15 m de diamètre ont été excavés au moyen de tunneliers à pression de terre, à travers un sol hétérogène composé des argiles de Londres, des sables et graves du Lambeth Group, de craie... La perte de volume calculée à partir des mesures de déplacement vertical est comprise entre 0,25 et 0,75 % sur la majorité du tracé (Bowers, 2005).

Une expérimentation sur un site vierge a été réalisée pour appréhender l'influence d'une diminution progressive de la pression de confinement. Cet essai correspond au repère (A) sur la Figure 37. Cette diminution entraîne une rapide augmentation du volume perdu jusqu'à 3%. Un retour à des conditions normales de pression de confinement permet un retour aux valeurs moyennes de déplacement vertical.
<figure><img src="image_47.png" /><figcaption>**Figure 37 :** Perte de volume (volume loss) calculé pour le lot 220 à partir des mesures sur profils transversaux de surface (d'après Bowers, 2005)</figcaption></figure>

Lee *et al*. (1999), avec le chantier de la ligne 2 du métro de Shanghai (voir paragraphe 3.1.1, chapitre 1 pour la présentation de ce chantier) apportent des conclusions intéressantes sur les corrélations entre les mouvements à court et à long terme avec la pression de confinement. Les graphiques de la Figure 38 présentent l'évolution des points de nivellement à l'aplomb de l'axe du tunnel en fonction du paramètre tunnelier adimensionnel EPR. L'EPR est égal au rapport entre la pression de confinement mesurée dans la chambre d'abattage et la contrainte horizontale initiale au niveau de l'axe du tunnel.

<figure><img src="image_48.png" /><figcaption>**Figure 38 :** Relations entre le rapport EPR et les tassements de surface à l'aplomb de l'axe (d'après Lee *et al.*, 1999)</figcaption></figure>

Une corrélation est établie par les auteurs entre les mouvements millimétriques mesurés à l'approche du tunnelier (quand le front du tunnelier est situé 2 diamètres en amont des mesures) et la pression appliquée pour le confinement (Figure 38a) : si le rapport EPR est inférieur à 0,95 on mesure des tassements, s'il est supérieur à 1,05 la surface subit des soulèvements. Par contre, aucune corrélation n'est établie entre les tassements à long terme et le paramètre EPR (Figure 38b).

## 1.4. Injections

Deux paramètres entrent en jeu dans le processus d'injection : la quantité de mortier injectée et la pression à laquelle ce mortier est injecté.

Le but de ces injections étant de remplir le vide annulaire créé par la différence de diamètre entre l'anneau de revêtement et la roue de coupe, par la conicité du bouclier et par la surcoupe, la quantité injectée est souvent comparée à la valeur théorique de ce vide.

Ollier (1997) a mis en évidence le rôle joué par les injections sur les déplacements verticaux du sol. Grâce aux mesures extensométriques, et particulièrement aux ancrages placés juste au-
dessus de la clé du tunnel, l'action bénéfique de l'injection de mortier est mise en évidence (Figure 39) : à partir du début des injections au niveau du point, et jusqu'à environ +10 m, chaque phase d'injection est accompagnée d'un soulèvement des ancrages situés en clé qui peut atteindre 2mm au maximum, et qui se répercute parfois jusqu'à la surface.

<figure><img src="image_49.png" /><figcaption>Figure 39 : Effets des injections sur les ancrages du massif pour différentes sections (d'après Ollier, 1997)</figcaption></figure>

Lors de l'analyse des déplacements mesurés durant le chantier du second tunnel de Heinenoord, Van Jaarsveld et al. (1999) précisent que les tassements au passage du front sont faibles, et attribuent les tassements maximaux mesurés après le passage du tunnelier à des variations du volume injecté. Malgré de faibles variations de ce volume (inférieures à +/- 15%), les auteurs établissent une relation linéaire entre les tassements finaux et le volume de mortier injecté, illustrée sur la Figure 40.

<figure><img src="image_50.png" /><figcaption>Figure 40 : Tassement maximal en surface en fonction du volume de mortier injecté (d'après van Jaarsveld et al., 1999)</figcaption></figure>

Sur le chantier de la ligne 2 du métro de Shanghai, Lee *et al.* (1999) ont étendu l'étude de corrélation menée entre les tassements et les pressions de confinement (voir le paragraphe 1.3 ci-dessus), avec les volumes d'injection.

Les graphiques de la Figure 41 présentent les tassements à long terme (3 mois après le creusement) en fonction du rapport GVR (volume injecté divisé par le volume du vide annulaire théorique) et en fonction du rapport GFR (volume injecté divisé par le volume « réel » du vide annulaire, soit le vide théorique + le vide créé par la surcoupe). On observe que si aucune relation n'est mise en évidence à partir du premier graphique, une relation linéaire peut être dessinée dans le second cas ; cette relation présente un coefficient de détermination R² égal à 0,78, ce qui indique que 78% des valeurs de tassement peuvent être
approchées par cette relation. Les auteurs mettent ainsi en évidence que les tassements à long terme à l'aplomb de l'axe du tunnel sont dépendants de la surexcavation et de l'efficacité du remplissage du vide par le mortier. Cependant, on notera l'amplitude des tassements, et l'écart entre certaines mesures et la relation linéaire : dans certains cas, cet écart atteint 7,5 mm, soit de 15 à 25% d'erreur.

Les auteurs indiquent que le volume injecté optimal est égal à environ 1,1 fois le volume du vide tenant compte de la surexcavation, mais ils insistent aussi sur le fait que des injections excessives de mortier peuvent entraîner la formation de fractures hydrauliques dans les argiles, et par conséquent augmenter le degré de perturbations du sol et les mouvements de celui-ci.

<figure><img src="image_51.png" /><figcaption>Figure 41 : Relations entre les volumes injectés et les tassements de surface à l'aplomb de l'axe (d'après Lee et al., 1999)</figcaption></figure>

## 1.5. Autres paramètres

D'autres paramètres sont parfois mis en avant par les auteurs pour expliquer certains déplacements.

Ainsi, la conduite du tunnelier est souvent considérée comme un paramètre influent.

La surcoupe est une action volontaire de la part du pilote du tunnelier d'augmenter le diamètre d'excavation afin de faciliter le passage du bouclier, spécialement dans les virages. Mais le guidage du tunnelier peut parfois induire une surexcavation non désirée. En effet, que ce soit en courbe ou en ligne droite, il est possible que le tunnelier ne suive pas exactement le tracé ; puisque la direction que suit le tunnelier est mesurée à chaque anneau grâce au système de guidage automatique, le pilote a connaissance du décalage entre sa position actuelle et la position recherchée, il va donc agir sur les vérins de guidage afin de se rapprocher de la position désirée. Ce changement de direction brusque crée un vide supplémentaire qui peut être source de tassement.

Mis à part ces problèmes de conduite de tunnelier, le seul fait que le tracé du tunnelier tourne sur la droite ou sur la gauche peut entraîner des déplacements supplémentaires.

Ollier (1997) fait ainsi référence aux résultats établis par Pantet (1991) concernant le métro de Lille qui montre comment, dans une section en courbe, les différences de poussées des vérins de guidage à droite et à gauche sont liées aux mouvements horizontaux développés dans le terrain (Figure 42).
<figure><img src="image_52.png" /><figcaption>**Figure 42 :** Effet de la différence des efforts de poussée sur les déplacements horizontaux (d'après Pantet, 1991, cité par Ollier, 1997)</figcaption></figure>

Pour Matsushita et al. (1995), quand le tunnelier est en train de remonter vers la surface, l'action de poussée des vérins peut entraîner un mouvement ascendant de l'arrière du bouclier, et par conséquent des soulèvements (Figure 43).

<figure><img src="image_53.png" /><figcaption>**Figure 43 :** Effet du mouvement ascendant du tunnelier sur les déplacements du massif de sol (d'après Matsushita et al., 1995)</figcaption></figure>
## 2. OBSERVATIONS SUR MODELES REDUITS OU EN CENTRIFUGEUSE

Puisque l'observation *in situ* de l'influence des paramètres de tunnelier est limitée essentiellement pour des raisons de sécurité et financières, une autre façon d'obtenir des données expérimentales est l'utilisation de modèles réduits ou de modèles en centrifugeuse. Ceux-ci présentent l'avantage d'être rapides, reproductibles et de pouvoir être conduits jusqu'à la rupture.

Le but des scientifiques qui mettent en place ces modèles est de reproduire des cas réels d'excavation afin de visualiser les phénomènes qui se produisent dans le sol, de connaître les valeurs de tassement en surface et l'influence sur les ouvrages existants. Si les modèles en centrifugeuse peuvent être réalisés de manière à respecter toutes les conditions des lois de similitude, ce n'est pas le cas des modèles réduits, qui ne peuvent pas reproduire les conditions réelles du phénomène à simuler.

Au vu de la complexité d'un tunnelier, on comprend que les scientifiques travaillent essentiellement sur une phase particulière de progression du tunnelier, et que l'on ne trouve donc pas de modèles qui permettent d'appréhender chacune de ces phases.

### 2.1. Pression de confinement au front

On trouve de nombreux travaux sur modèles réels traitant du problème de la stabilité du front d'excavation, mais moins faisant intervenir une pression de confinement et traitant de l'influence des valeurs de cette pression sur le comportement du massif de sol.

Chambon *et al.* (1991) présentent les résultats d'essais en centrifugeuse sur des sols granulaires, effectués au LCPC en France et à Bochum en Allemagne. Ils ont observé (voir Figure 44) que lorsque la pression de confinement diminue, les mouvements du front sont d'abord négligeables jusqu'à une certaine pression, nommée pression de plasticité (yield pressure) ; à partir de cette pression, les déplacements sont plus importants. Si l'on continue à diminuer la pression de confinement, on atteint la pression de rupture (collapse pressure) à partir de laquelle les déplacements deviennent incontrôlables. L'étude paramétrique a permis de démontrer que la pression de rupture est dépendante du diamètre du tunnel et du ratio couverture/diamètre (Figure 45).

<figure><img src="image_54.png" /><figcaption>**Figure 44 :** Evolution des déplacements en fonction de la pression de confinement (d'après Chambon *et al.*, 1991)</figcaption></figure>
<figure><img src="image_55.png" /><figcaption>**Figure 45 :** Pressions critiques en fonction a) du rapport couverture sur diamètre du tunnel et b) du diamètre seul (d'après Chambon et al., 1991)</figcaption></figure>

En 1987, Mair a présenté les résultats d'essais sur modèles en centrifugeuse réalisés par Kimura et Mair (1981). Ces essais ont été menés avec un sol argileux. Ils montrent bien l'influence de la pression de confinement sur la stabilité du front de taille, et par conséquent de l'ensemble du massif de sol en avant de ce front de taille.

Ils permettent de délimiter les pressions limites qui causent un soulèvement ou un tassement préjudiciable. Ces pressions dépendent de la cohésion non drainée Cu du sol, de la couverture C et du diamètre du tunnel D. On voit que plus le tunnel est proche de la surface, plus l'intervalle de variation de la pression de confinement est faible.

<figure><img src="image_56.png" /><figcaption>**Figure 46 :** Pressions au front nécessaires à la stabilité et au contrôle des mouvements (d'après Mair, 1987)</figcaption></figure>

## 2.2. Injections

Dolzhenko (2002) a réalisé un modèle réduit de tunnel en utilisant le matériau bidimensionnel de Schneebeli. La phase d'injection de mortier est modélisée par une augmentation du diamètre du tunnel et on observe alors l'influence de l'amplitude de cette variation sur les déplacements. Cela peut être vu comme l'influence d'une injection qui non seulement remplirait le vide annulaire mais aussi repousserait le sol radialement de façon uniforme. Cette étude compare les résultats d'une augmentation de diamètre de 2% et de 5,8 %.

La Figure 47 donne un tableau récapitulatif des déplacements dans le cas de ces 2 variations de diamètre (dans cette figure on note D le diamètre et d le déplacement). On voit que le rapport $\Delta d_{5,8}/\Delta d_2$ augmente avec la distance Z ; ce rapport est maximal en surface et minimal en clé du tunnel. C'est-à-dire que la dispersion des déplacements est plus rapide (en distance)
dans le cas d'une faible augmentation du diamètre. En d'autre terme, l'influence des injections sur les mouvements dans le massif de sol n'est pas linéaire.

<figure><img src="image_57.png" /><figcaption>Figure 47 : Déplacements relatifs totaux pour les 2 variations de diamètre (d'après Dolzhenko, 2002)</figcaption></figure>

## 2.3. Hauteur de couverture

Nomoto et al. (1999) ont travaillé sur l'influence de la hauteur de couverture C lors de tests en centrifugeuse simulant la conicité de la jupe et l'extraction de la jupe par réduction du diamètre du tube. Les résultats sont présentés en terme de variation du rapport C/D (D : diamètre du tunnel), mais il est bien précisé que seule la couverture est modifiée dans ces différents tests. Comme on peut le voir sur la Figure 48 les auteurs ont déterminé une relation entre le tassement de surface à l'aplomb du tunnel divisé par l'épaisseur du vide simulé $y_t/v$, et le rapport C/D. Cette relation prend la forme d'une exponentielle.

<figure><img src="image_58.png" /><figcaption>Figure 48 : Tassement adimensionné en surface à l'aplomb du tunnel en fonction de C/D (d'après Nomoto et al., 1999)</figcaption></figure>
Adachi (1985) a comparé les champs de déplacements dans le massif pour 2 hauteurs de couverture (H=1D et H=4D, avec C=H+D/2). Son modèle réduit utilise un sol analogique constitué d'un mélange de rouleaux d'aluminium de 50 mm de longueur de 1,6 et 3,2 mm de diamètre. L'essai consiste en une diminution du diamètre du tube.

Les résultats de cette analyse sont les suivants :

- pour H = 1D, la distribution des déplacements au dessus du tunnel est uniforme (Figure 49a),

- pour H = 4D, l'amortissement des déplacements avec la hauteur est important (Figure 49b),

- dans les deux cas, en surface, le tassement maximal est mesuré à l'axe, et diminue quand on s'éloigne de celui-ci.

<figure><img src="image_59.png" /><figcaption>Figure 49 : Déplacements verticaux et isodéplacements dans le massif de sol pour deux cas de couverture (d'après Adachi, 1985)</figcaption></figure>
3. MODELES ANALYTIQUES

Les scientifiques qui cherchent à établir un modèle analytique pour décrire l'influence des
paramètres tunnelier sur les contraintes et les déformations du massif de sol sont confrontés
au même problème que pour la mise en place de modèles réduits ou en centrifugeuses : les
interactions sol-structure sont tellement diverses d'une phase de progression du tunnelier à
une autre qu'il est bien difficile d'établir un seul modèle.

C'est pourquoi, on trouve plusieurs approches analytiques qui se concentrent sur une seule
des phases de progression du tunnelier.

En 1979, Romo *et al*. ont proposé une méthode « simplifiée » pour la détermination des
tassements induits par un tunnelier dans des sols meubles. Des développements ont eu lieu
(Romo 1984, Romo 1985) et ont aujourd'hui abouti à un modèle analytique permettant le
calcul des déplacements verticaux et horizontaux du massif de sol.

Le modèle a été établi à partir de simulations numériques aux éléments finis, tenant compte de l'ensemble des phases de progression du tunnelier : excavation du front, passage du bouclier, extraction de la jupe et injections, consolidation du sol. Le modèle de sol est basé sur une loi contraintes-déformations de type hyperbolique.

A l'heure actuelle, il existe une expression des déplacements verticaux en surface et en profondeur, une des déplacements horizontaux longitudinaux et une des déplacements horizontaux transversaux pour chaque phase de progression du tunnelier cité ci-dessus (Romo, 1997). Ces expressions sont données en Annexe 1 ; elles tiennent compte de :

• la géométrie du tunnel : diamètre, couverture,

* les paramètres du sol : coefficient de Poisson, module tangent initial, module de réaction tangent initial, coefficient des terres au repos, indice des vides... ces paramètres sont définis à partir de différents essais.

Les expressions des déplacements avant le passage du front tiennent de plus compte de :

• la contrainte initiale horizontale au niveau de l'axe du tunnel,

• la pression de confinement dans la chambre d'abattage.

Les expressions des déplacements à l'extraction de la jupe et pendant les injections ne tiennent pas compte directement des volumes et des pressions injectées ; elles sont basées sur la valeur d'un déplacement δ égal à la somme du déplacement du sol vers le tunnelier à cause du vide annulaire, plus le déplacement divergent du sol induit par les injections, plus le mouvement convergent résultat de la consolidation du terrain. Comme le souligne Romo (1997), l'évaluation de ce déplacement n'est pas une tâche facile.

Ce modèle analytique est par conséquent relativement compliqué par ses expressions analytiques, mais surtout parce qu'il nécessite la détermination de certains paramètres de choix, dépendant à priori de paramètres tunneliers instantanés.

L'auteur compare les résultats de ces calculs aux mouvements centimétriques mesurés après
le creusement d'un tunnel dans les argiles molles de Mexico par un tunnelier à pression de
boue de 4 m de diamètre. La Figure 50 présente les déplacements verticaux mesurés et
calculés sur deux sections transversales au tracé du tunnel. La Figure 51 montre les
déplacements horizontaux mesurés et calculés à 2,50 m de l'axe du tunnel. Si l'on admet que
l'amplitude et la forme des mouvements sont comparables, il faut garder en mémoire que pour
aboutir à ces résultats de calcul, plusieurs paramètres doivent être évalués, et que le choix de
ces valeurs n'est pas toujours évident.
<figure><img src="image_60.png" /><figcaption>Figure 50 : Tassements finaux mesurés et calculés en surface (a) et à 10 m de profondeur (b) (d'après Romo, 1997)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_61.png" /><figcaption>Figure 51 : Déplacements horizontaux finaux mesurés et calculés (d'après Romo, 1997)</figcaption></figure>

Rowe *et al.*, dès 1983, ont défini un nouveau paramètre, le « gap parameter g», comme l'amplitude, en 2 dimensions, du vide qui se forme autour du tunnel dû à la combinaison des effets de la déformation élastoplastique et tridimensionnelle du terrain au front, de la surexcavation et du vide créé par la différence de diamètre entre le bouclier et l'anneau de revêtement. Ainsi, Lee *et al.* (1992) ont exprimé le « gap parameter » par l'expression :

$$g = G'_{p} + U^{*}_{3D} + w \quad (10)$$

où $G'_p$ est la déformation due au vide annulaire,

$U^{*}_{3D}$ est la déformation élastoplastique en 3 dimensions au front,

$w$ est la déformation radiale au front, tenant compte de la qualité de l'exécution des travaux.

En théorie, le deuxième terme est nul dans le cas d'un tunnelier à confinement.

A partir de cette théorie, plusieurs auteurs ont développé des modèles analytiques. En particulier, Loganathan et Poulos (1998) ont introduit le « gap parameter » dans le modèle analytique de Verruijt et Booker (1995) pour un tunnel dans un milieu élastique homogène.
Les expressions des mouvements établies par Verruijt et Booker sont basées sur un déplacement radial uniforme du sol autour du tunnel (Figure 52a).

<figure><img src="image_62.png" /><figcaption>Figure 52 : Schéma explicatif de la déformation radiale de forme circulaire (a) et ovalisée (b) (d'après Loganathan et Poulos, 1998)</figcaption></figure>

Loganathan et Poulos utilisent le « gap parameter » et la non-uniformité des déplacements du sol autour de l'excavation (Figure 52b) pour obtenir l'expression des tassements en profondeur et des déplacements horizontaux à court terme suivants :

$$ U_z = R^2 \left[ \frac{z-H}{x^2+(H-z)^2} + (3-4\nu) \frac{z+H}{x^2+(H+z)^2} - \frac{2z(x^2-(z+H)^2)}{(x^2+(H+z)^2)^2} \right] \times \frac{4gR+g^2}{4R^2} \exp \left\{ - \left( \frac{1,38x^2}{(H+R)^2} + \frac{0,69z^2}{H^2} \right) \right\} $$

$$ U_x = -R^2 x \left[ \frac{1}{x^2+(H-z)^2} + \frac{3-4\nu}{x^2+(H+z)^2} - \frac{4z(z+H)}{(x^2+(H+z)^2)^2} \right] \times \frac{4gR+g^2}{4R^2} \exp \left\{ - \left( \frac{1,38x^2}{(H+R)^2} + \frac{0,69z^2}{H^2} \right) \right\} $$

avec $x$ la distance latérale à l'axe du tunnel, $z$ la profondeur, $R$ le rayon du tunnel, $H$ la couverture de terrain, $g$ le « gap parameter » et $\nu$ le coefficient de Poisson du sol.

De ces expressions, Loganathan et Poulos tirent une relation analytique entre le paramètre $i$ de la courbe de Gauss et les paramètres $H$ et $R$ :

$$ \frac{i}{R} = 1,15 \left( \frac{H}{2R} \right)^{0,9} \qquad (11) $$

Les figures ci-dessous présentent une comparaison des résultats de calcul à partir des relations de Loganathan et Poulos, avec les résultats de mesures réalisées sur un tunnel de 2,5 m de diamètre au Canada, excavé au TBM (Thunder Bay Tunnel).
<figure><img src="image_63.png" /><figcaption>Figure 53 : Tassements de surface mesurés au Thunder Bay Tunnel et calculés à partir de la relation de Loganathan et Poulos (d'après Loganathan et Poulos, 1998)</figcaption></figure>

<figure><img src="image_64.png" /><figcaption>Figure 54 : Déplacements horizontaux mesurés au Thunder Bay Tunnel et calculés à partir de la relation de Loganathan et Poulos (d'après Loganathan et Poulos, 1998)</figcaption></figure>

Mais dans tous ces modèles analytiques, il reste toujours à l'utilisateur le choix de certains paramètres qui dépendent du fonctionnement du tunnelier à chaque instant, comme le « gap parameter » pour Loganathan, ou le déplacement $\delta$ de Romo. Ceci rend les prédictions par ces relations plus difficiles, à moins d'avoir déjà pu approcher les valeurs de ces paramètres par des travaux d'excavation antérieurs dans des conditions similaires.
# 4. MODELES NUMERIQUES

La modélisation numérique est une méthode aujourd'hui largement utilisée pour la prédiction des mouvements induits par le creusement d'un tunnel au moyen d'un tunnelier à front pressurisé. On trouve de nombreux articles, chacun proposant sa propre façon de modéliser chacune des phases de progression du tunnelier au sein du massif.

Dans quelques cas, en plus de la présentation du modèle numérique et d'une confrontation à des résultats de mesures, une étude paramétrique est menée permettant de mettre en évidence de quelle manière les différents paramètres du modèle numérique influent sur les déplacements du massif. Nous présentons ci-dessous les résultats d'études de ce type.

## 4.1. Les modèles numériques de tunnelier

Il est impossible de présenter des résultats de simulations numériques sans d'abord s'interroger sur les conditions qui régissent ces modèles. Nécessairement, les résultats d'une simulation sont dépendants de ces conditions. Néanmoins, ce sujet demanderait beaucoup de développement pour être exhaustif, et c'est pourquoi nous nous attachons, dans ce paragraphe, à insister simplement sur les éléments du modèle qui entrent en jeu ; on se reportera aux travaux de Maghazi (2001), de Bloodworth (2002), de Lee (2003) et de Franzius (2003) pour plus de détails.

Les modèles numériques utilisent principalement la méthode des éléments finis et la méthode des différences finies.

Le maillage du modèle tient en général compte de toutes les phases de calcul dès le début ; les limites actuelles en capacité et en temps de calcul poussent à réduire la taille et le maillage du modèle, principalement lors des simulations en 3 dimensions. Néanmoins, la précision des résultats dépend de ces 2 facteurs, et des vérifications sont nécessaires pour les valider. Certains modèles numériques récents gomment ce problème par l'utilisation d'un maillage évolutif : le maillage est réinitialisé à chaque phase de calcul ce qui permet d'affiner celui-ci dans une nouvelle zone à chaque phase de progression du tunnelier, et donc d'éviter des temps de calcul trop long.

La loi de comportement du sol doit être adaptée au comportement réel du terrain en fonction des chemins de contraintes. Là encore, la capacité et le temps de calcul limitent souvent ce choix au modèle de Mohr-Coulomb pour les simulations 3D.

Les caractéristiques des sols sont des facteurs importants dans la modélisation.

Compte tenu de l'effet tridimensionnel des travaux d'excavation d'un tunnel, les modélisations 3D sont à privilégier dans les études. Néanmoins, on trouve de nombreux modèles 2D qui tentent de prendre en compte l'effet tridimensionnel par des facteurs tels que le paramètre $\lambda$ issus de la méthode convergence-confinement ou le coefficient n de la méthode du ramollissement progressif (Swoboda, 1979).

Les auteurs sont confrontés au problème de la complexité du fonctionnement d'un tunnelier au moment de leur modélisation et sont fréquemment obligés de limiter le nombre de phases de progression du tunnelier pris en compte.

Pour une même phase modélisée, l'approche peut être différente selon les auteurs. Dans les paragraphes qui suivent, on s'attache ainsi à détailler la modélisation mise en place.
## 4.2. Influence de la pression au front

Tout comme dans le cas des modèles réduits et en centrifugeuses, le problème de la stabilité du front est largement étudié par les modèles numériques, et tout naturellement, l'influence de la valeur de la pression appliquée dans la chambre d'abattage au front d'excavation aussi.

En 1994, Eisenstein et Ezzeldine ont présenté les résultats de leurs travaux de modélisation 2D axisymétrique et 3D, concernant l'influence d'une réduction de la pression de confinement sur les déplacements du front d'excavation. Dans le modèle 3D, l'excavation est simulée par la désactivation des éléments du front et l'application d'une force perpendiculaire au front, constante sur toute la hauteur, égale initialement à la contrainte horizontale au front, puis diminuée par palier. Le modèle de sol utilisé est de type Mohr-Coulomb.

La Figure 55 présente les résultats obtenus pour deux types de sol. Le ratio de pression de confinement est égal à la pression appliquée au front divisé par la contrainte initiale horizontale au niveau de l'axe du tunnel.

Logiquement, on repère une augmentation des déplacements quand la pression de confinement diminue. Le maximum de déplacement est calculé soit au niveau de l'axe pour le sol purement frottant, soit proche du tiers inférieur pour l'autre modèle. Pour une même valeur de déplacement maximal, la pression au front dans le cas d'un sol purement frottant est largement inférieure à la pression au front dans le cas d'un sol avec cohésion (par exemple, un déplacement maximal de 50 mm est calculé pour un ratio de pression inférieur à 20 % dans le premier cas, et d'environ 42,5 % dans le second).

<figure><img src="image_65.png" /><figcaption>Figure 55 : Déplacements longitudinaux du diamètre vertical du front d'excavation pour différents ratios de pression de confinement (d'après Eisenstein et Ezzeldine, 1994)</figcaption></figure>

A partir du modèle modifié de Cam-Clay, Van Eekelen et al. (1997) ont développé un modèle de sol qui permet de contrôler la valeur de $K_0$ (le modèle de Cam-Clay modifié donnant des valeurs trop élevées de $K_0$). Pour cela, alors que le modèle de Cam-Clay modifié est formé d'une seule ellipse, le modèle de sol de Van Eekelen et al. est constitué par 2 demi-ellipses, comme indiqué sur la Figure 56.

<figure><img src="image_66.png" /><figcaption>Figure 56 : Modèle de Cam Clay modifié et modèle développé par van Eekelen et al. (d'après van Eekelen et al., 1997)</figcaption></figure>
Ils ont ensuite créé un modèle numérique 3D représentant les conditions au front durant l'excavation du second tunnel de Heinenoord. Le tunnel est excavé au sein d'un silt modélisé par le modèle de Cam-Clay modifié par les auteurs.

L'influence de la pression de confinement sur les mouvements du front est mise en évidence par l'application d'une pression de 56,95 kPa au niveau de l'axe (gradient de cette pression égal à 11 kN/m³), puis augmentation de la pression jusqu'à la rupture par butée ou diminution de la pression jusqu'à la rupture par poussée. La pression de 56,95 kPa correspond à la contrainte initiale horizontale au niveau de l'axe.

Les résultats montrent que le déplacement au front et la pression de confinement à l'axe sont reliés par des relations polynomiales d'ordre 2, liées au modèle de sol choisi.

<figure><img src="image_67.png" /><figcaption>Figure 57 : Déplacements du front du tunnel a) lors d'une augmentation de la pression au front b) lors d'une diminution de la pression au front (d'après van Eekelen et al., 1997)</figcaption></figure>

Le modèle tridimensionnel développé par Kasper et Meschke (2004) est un modèle aux éléments finis d'excavation au tunnelier à pression de boue d'un tunnel dans des terrains meubles saturés surconsolidés. Il comprend le sol, le tunnelier, les vérins de poussées, le revêtement et l'injection du vide annulaire ; il tient compte de la formation du cake au front, ainsi que du frottement entre le bouclier et le sol. Il permet de simuler un tracé en virage. Le sol utilise un modèle de Cam-Clay.

Ce modèle très complet permet une étude de l'influence de la pression de boue dans la chambre d'abattage sur les déplacements en surface à l'aplomb du tunnel. Le poids volumique de la boue est pris égal à 13 kN/m³. La contrainte initiale horizontale au niveau de l'axe est de 170 kPa. Des simulations sont réalisées pour 3 valeurs de pressions à l'axe, à savoir 110, 170 et 230 kPa. Le modèle montre une relation quasi-linéaire entre la pression et les déplacements : plus la pression de confinement est forte, plus les déplacements maximaux en surface sont faibles (Figure 58b). Pour une pression de 230 kPa, on modélise même un léger soulèvement de 4 mm juste avant le passage du front (Figure 58a).
<figure><img src="image_68.png" /><figcaption>Figure 58 : Tassements de surface calculés au point A pour différentes valeurs de pression de confinement (d'après Kasper et Meschke, 2005)</figcaption></figure>

Kasper et Meschke montrent aussi qu'une pression de confinement plus forte entraîne moins de déconfinement du front et une pression sur le revêtement légèrement plus importante par la suite.

### 4.3. Influence de la poussée des vérins

L'influence de la poussée des vérins sur les mouvements dans le massif de sol est une question qui a intéressé Ezzeldine (1999) dans sa modélisation tridimensionnelle d'un tunnelier à pression de boue. Ce modèle tient compte d'une pression de confinement au front, des efforts de poussée des vérins et d'une pression d'injection (Figure 59). Les efforts de poussée des vérins sont modélisés par des contraintes dans la direction longitudinale au tunnelier, les injections par des chargements à l'interface sol-anneau dans la direction radiale au tunnel. Le revêtement est modélisé par un matériau élastique rigide.

<figure><img src="image_69.png" /><figcaption>Figure 59 : Schéma des forces prises en compte dans le modèle numérique (d'après Ezzeldine, 1999)</figcaption></figure>

Plusieurs combinaisons du couple (pression d'injection, pression dans les vérins de poussée) ont été utilisées dans le modèle afin de définir l'influence de ces 2 paramètres. Dans l'étude, l'auteur utilise le rapport GR, égal à la pression d'injection divisée par la contrainte verticale initiale à l'axe, et le rapport LR, égal à la pression des vérins divisée par la contrainte horizontale initiale à l'axe.

La Figure 60a reflète l'influence des pressions de poussée des vérins sur les déplacements en surface. La Figure 60b présente la cuvette transversale des tassements maximaux.
<figure><img src="image_70.png" /><figcaption>Figure 60 : Déplacements en surface pour différentes valeurs du rapport LR pour GR=50% a) dans le sens longitudinal suivant la position du tunnelier, b) dans le sens transversal au point de tassement maximum (d'après Ezzeldine, 1999)</figcaption></figure>

Quand la pression de poussée augmente, les mouvements en surface sont plus prononcés. Suivant la pression dans les vérins de poussée, on observe soit un début de tassement avant le passage du front, soit un léger soulèvement. L'auteur explique ce phénomène par le fait que cette pression dans les vérins induit une pression horizontale supplémentaire dans la direction de l'excavation qui tend à faire se soulever le sol à l'avant du front. Après le passage du front, le tassement est maximum pour le rapport LR maximum, puis les injections stabilisent les mouvements.

La cuvette transversale des tassements maximaux est un peu plus large pour un rapport LR grand. En moyenne, la demie largeur est de 4D.

## 4.4. Influence des injections

Avec l'approche numérique, les auteurs s'intéressent surtout à la pression d'injection, plus qu'à la quantité injectée.

Le modèle développé par Ezzeldine (1999), présenté au paragraphe précédent, permet d'étudier cette influence de la pression d'injection sur les mouvements de surface. La Figure 61 présente les déplacements calculés en surface pour différentes valeurs du rapport GR (pression d'injection divisée par la contrainte verticale initiale) pour un rapport LR égal à 100% (pression de poussée des vérins divisée par la contrainte horizontale initiale).

<figure><img src="image_71.png" /><figcaption>Figure 61 : Déplacements en surface suivant la distance au front du tunnelier pour différentes valeurs du rapport GR pour LR=100% (d'après Ezzeldine, 1999)</figcaption></figure>

Comme on pouvait s'y attendre, plus la pression d'injection est forte, plus les mouvements de surface sont faibles. Le maximum de tassement est obtenu environ 4D après le passage du front.
Avec le modèle développé par Kasper et Meschke (2004 – voir paragraphe 4.2), l'influence
de la pression d'injection est aussi mise en évidence par une étude paramétrique (Kasper et
Meschke, 2005). La pression d'injection est modélisée par l'application d'une pression sur le
sol, augmentant avec la profondeur ; le mortier est modélisé comme un matériau élastique
dont le module et la perméabilité évoluent avec le temps.

A partir de la modélisation de 3 pressions d'injection, Kasper et Meschke montrent qu'une augmentation de la pression d'injection entraîne une diminution des tassements finaux calculés (Figure 62a) et une diminution des tassements maximaux (Figure 62b). La relation qui lie le tassement maximal et la pression d'injection est linéaire.

<figure><img src="image_72.png" /><figcaption>Figure 62 : Tassements de surface calculés au point A pour différentes pressions d'injection (d'après Kasper et Meschke, 2005)</figcaption></figure>

Ce modèle montre aussi que plus la pression d'injection est forte, plus la surpression d'eau au voisinage du tunnel est forte (Figure 63) ; de ce fait, la dissipation de cette surpression durant la phase de consolidation entraîne de plus large tassements, ce que l'on voit bien en comparant les tassements calculés entre le maximum à +2 jours et 200 jours pour des pressions d'injection de 180 kPa et de 150 kPa sur la Figure 62a.

<figure><img src="image_73.png" /><figcaption>Figure 63 : Surpression calculée dans le sol à la fin de la progression du tunnelier pour différentes valeurs de pression d'injection (d'après Kasper et Meschke, 2005)</figcaption></figure>

4.5. Coefficient des terres au repos et anisotropie

Quelques auteurs ont travaillé numériquement sur l'influence du paramètre K₀ et de l'anisotropie sur les modélisations de mouvements de terrains lors de creusement de tunnel. Même si ces paramètres ne sont pas des paramètres tunneliers mais des paramètres du sol, et que ces études n'ont pas été toujours réalisées dans le cadre strict des tunneliers à front pressurisé, il semble important de présenter ces résultats.
Guedes de Melo *et al.* (2000) ont utilisé une modélisation 3D d'un tunnelier à pression de boue pour étudier l'influence du paramètre $K_0$ sur les mouvements de sol. Le modèle de tunnelier tient compte de la phase d'excavation, avec pression constante au front, de la création d'un vide annulaire de 15 cm, rempli d'un matériau de très faible rigidité modélisant le mortier, et de l'injection de ce mortier (une pression uniforme est appliquée au sol et au revêtement sur 4 m). La rigidité du matériau mortier augmente sur ces mêmes 4 m, pour simuler la consolidation de celui-ci.

Les calculs sont réalisés pour $K_0=0,5$ et $1,5$.

Les résultats montrent une diminution des tassements avec l'augmentation du $K_0$. La Figure 64 présente les déplacements verticaux calculés dans une section transversale à l'axe du tunnel pour les modélisations 3D (présentées ci-dessus) et 2D (idem 3D mais sans pression au front) pour $K_0=0,5$ et $K_0=1,5$.

<figure><img src="image_74.png" /><figcaption>Figure 64 : Déplacements verticaux de surface transversaux (d'après Guedes de Melo *et al.*, 2000)</figcaption></figure>

Ce résultat montre bien l'influence du coefficient $K_0$ sur les mouvements verticaux de surface. Pour $K_0=0,5$ on calcule des tassements pour les points situés à moins de 0,5 diamètre du tunnel et du soulèvement pour les points plus éloignés. Pour $K_0=1,5$ tous les points se soulèvent et le maximum de soulèvement est mesuré à l'aplomb de l'axe du tunnel.

Lee et Ng (2002) ont travaillé sur l'influence du coefficient $K_0$ et sur l'influence de l'anisotropie du sol. L'anisotropie est caractérisée par le coefficient n, égal au rapport des modules d'Young horizontaux et verticaux. Les calculs sont réalisés avec n=1 (cas isotropie) et n=1,6, ainsi qu'avec $K_0=0,5$ et $K_0=1,5$. Le modèle est tridimensionnel avec un comportement élastique-parfaitement plastique du sol ; les modules d'Young augmentent linéairement avec la profondeur.

Les auteurs ont modélisé une excavation par un tunnelier à front ouvert de 9 m de diamètre à 18 m de couverture. Aucune pression n'est appliquée au front d'excavation ; un revêtement béton est mis en place à la distance D/4 derrière le front, sans injection, ni vide annulaire.

La Figure 65 présente les résultats des calculs en termes de cuvettes transversales, juste au moment du passage du front. Le tassement maximal est calculé pour $K_0=0,5$ et n=1,6, mais dans ce cas la cuvette est la moins large ($i/z_0=0,44$). Pour $K_0=0,5$ et n=1, le tassement maximal est plus faible et la cuvette est plus large. On voit ainsi l'influence importante de l'anisotropie dans les résultats de calcul.

Quand $K_0$ est plus fort ($K_0=1,5$), les tassements maximaux sont plus faibles, que n=1 ou n=1,6. La forme de la cuvette pour $K_0=1,5$ et n=1 ne permet pas une approximation par une courbe de Gauss puisque le maximum de tassement est calculé à environ 1D de l'axe du tunnel et non pas à l'aplomb de celui-ci.
<figure><img src="image_75.png" /><figcaption>Figure 65 : Cuvettes transversales de tassements au passage du front et caractéristiques des cuvettes de Gauss associées (d'après Lee et Ng, 2002)</figcaption></figure>

<table><thead><tr><th></th><th colspan="2">K₀ = 0.5</th><th colspan="2">K₀ = 1.5</th></tr></thead><tbody><tr><th>n</th><td>1.6</td><td>1.0</td><td>1.6</td><td>1.0</td></tr><tr><th>S<sub>max</sub>/D (%)</th><td>0.18</td><td>0.09</td><td>0.06</td><td>0.02</td></tr><tr><th>i/z<sub>0</sub></th><td>0.44</td><td>0.51</td><td>0.58</td><td>N/A</td></tr><tr><th>V<sub>L</sub> (%)</th><td>0.64</td><td>0.41</td><td>0.46</td><td>0.31</td></tr></tbody></table>

Les auteurs ont aussi regardé l'influence de $K_0$ et de n sur les déplacements longitudinaux, et sur la façon dont la courbe cumulative décrite par Attewell et Woodman (1982) approche les calculs. La Figure 66 présente les résultats de ce travail. Pour $K_0=0,5$ la modélisation avec $n=1,6$ donne des tassements supérieurs à la modélisation avec $n=1$. Le maximum de tassement est alors obtenu 4 diamètres après le passage du front. Pour $K_0=1,5$ le maximum de tassement est calculé au moment du passage du front ; après, quand le tunnelier progresse, les tassements ont tendance à diminuer, surtout dans le cas où $n=1,6$.

Pour $K_0=0,5$, les courbes cumulatives permettent une bonne approximation des mouvements longitudinaux. Pour $K_0=1,5$, aucune courbe cumulative ne peut être calée sur les mouvements.

<figure><img src="image_76.png" /><figcaption>Figure 66 : Tassements longitudinaux de surface à l'aplomb de l'axe du tunnel (d'après Lee et Ng, 2002)</figcaption></figure>
# 5. CONCLUSIONS DU CHAPITRE 2

Ce chapitre a fait le point sur les connaissances actuelles concernant l'influence des paramètres de fonctionnement des tunneliers sur les mouvements des massifs de sol. Ces connaissances sont basées sur des observations sur chantiers, sur modèles réduits et en centrifugeuses, ainsi que sur des modèles analytiques et numériques.

A partir de cette étude, on peut donc définir les paramètres de fonctionnement des tunneliers qui paraissent influencer de manière significative les mouvements du sol. Ces paramètres sont :

* la vitesse d'avancement du tunnelier,

* les arrêts du tunnelier,

* la pression de confinement du front,

* le volume et la pression d'injection de mortier,

* la pression de poussée des vérins de guidage,

* la surcoupe volontaire ou non,

* la courbure du tracé.

D'autres paramètres, indépendants des tunneliers, paraissent aussi influencer les mouvements ; ce sont :

* la hauteur de couverture,

* le coefficient des terres au repos,

* l'anisotropie.
# Chapitre 3

## Présentation du chantier de la ligne B du métro de Toulouse et des mesures d'auscultations
# Sommaire Détaillé

<table><tbody><tr><td>1. LA LIGNE B DU METRO DE TOULOUSE</td><td>77</td></tr><tr><td>1.1. TRACE DE LA LIGNE</td><td>77</td></tr><tr><td>1.2. OUVRAGES CONSTITUTIFS</td><td>78</td></tr><tr><td>2. LE CONTEXTE GEOLOGIQUE, HYDROGEOLOGIQUE ET GEOTECHNIQUE</td><td>79</td></tr><tr><td>2.1. CADRE GEOLOGIQUE</td><td>79</td></tr><tr><td>2.2. COMMENTAIRES SUR L'ENSEMBLE DES CAMPAGNES DE RECONNAISSANCE AVANT TRAVAUX</td><td>80</td></tr><tr><td>2.3. CADRE HYDROGEOLOGIQUE</td><td>80</td></tr><tr><td>2.4. CADRE GEOTECHNIQUE</td><td>81</td></tr><tr><td>2.4.1. Identification des sols</td><td>81</td></tr><tr><td>2.4.2. Caractéristiques mécaniques des sols</td><td>82</td></tr><tr><td>2.4.3. Conclusion sur les essais disponibles au marché</td><td>84</td></tr><tr><td>2.5. ESSAIS COMPLEMENTAIRES</td><td>84</td></tr><tr><td>2.5.1. Essai oedométrique K₀ à haute pression</td><td>84</td></tr><tr><td>2.5.2. Caractéristiques mécaniques en petites déformations</td><td>86</td></tr><tr><td>2.5.3. Conclusion de ces essais</td><td>89</td></tr><tr><td>3. LES TUNNELIERS</td><td>90</td></tr><tr><td>3.1. ALLOTISSEMENT DES TRAVAUX</td><td>90</td></tr><tr><td>3.2. CARACTERISTIQUES DES TUNNELIERS</td><td>91</td></tr><tr><td>3.2.1. Lot 2</td><td>91</td></tr><tr><td>3.2.2. Lot 3</td><td>93</td></tr><tr><td>3.2.3. Lot 4</td><td>94</td></tr><tr><td>3.2.4. Lot 5</td><td>95</td></tr><tr><td>3.3. PROCEDURES D'EXECUTION</td><td>95</td></tr><tr><td>3.3.1. Gestion de la pression de confinement par la vis</td><td>96</td></tr><tr><td>3.3.2. Guidage du tunnelier</td><td>96</td></tr><tr><td>3.3.3. Injection du mortier de bourrage</td><td>96</td></tr><tr><td>3.3.4. Injection de mousse</td><td>97</td></tr><tr><td>3.3.5. Creusement dans les terrains sableux entraînant des venues d'eau dans la chambre</td><td>97</td></tr><tr><td>3.4. DISPOSITIFS D'EVALUATION</td><td>97</td></tr><tr><td>4. LES PARAMETRES DE FONCTIONNEMENT DES TUNNELIERS</td><td>99</td></tr><tr><td>4.1. PRESENTATION GENERALE DES PARAMETRES DE FONCTIONNEMENT DES TUNNELIERS UTILISES POUR LA CONSTRUCTION DE LA LIGNE B DU METRO DE TOULOUSE</td><td>99</td></tr><tr><td>4.2. PRESENTATION DES PARAMETRES TUNNELIERS RETENUS POUR L'ETUDE</td><td>99</td></tr><tr><td>5. LES MESURES DE NIVELLEMENT</td><td>105</td></tr><tr><td>6. LES SECTIONS SPECIFIQUES DE MESURES</td><td>106</td></tr><tr><td>6.1. IMPLANTATION DES SECTIONS</td><td>106</td></tr><tr><td>6.2. INSTRUMENTATION DES SECTIONS</td><td>107</td></tr></tbody></table>
Capitale de la région Midi-Pyrénées, Toulouse est la 4ème ville de France. Elle connaît une progression démographique d'importance puisqu'elle accueille en moyenne 10 000 nouveaux habitants par an, ce qui fait d'elle l'une des premières métropoles de l'Europe du sud. Du fait de cet afflux important de population, Toulouse a dû faire un effort en matière d'urbanisme et d'équipement avec le développement des axes routiers, ferroviaires et aériens, des zones de stationnement et des transports en commun. Dans ce contexte, le projet de la ligne B du Métro entre dans une logique de développement important et nécessaire.

Le Syndicat Mixte des Transports en Commun de l'Agglomération Toulousaine (Tisseo-SMTC) a confié la Maîtrise d'Ouvrage déléguée de l'opération à la Société du Métro de l'Agglomération Toulousaine (SMAT). En 1999, la SMAT a attribué au Groupement SYSTRA - TTE - INGEROP - SETI l'étude et le suivi des travaux de gros-œuvre, de second-œuvre et des équipements non liés au système. En 2001, SIEMENS TRANSPORTATION SYSTEMS se voyait confier l'étude et la réalisation du système VAL (véhicule automatique léger).

# 1. LA LIGNE B DU METRO DE TOULOUSE

## 1.1. Tracé de la ligne

La ligne B est longue de 16 km, entièrement en souterrain : tunnel foré à 2 voies de 11 600 m, tunnel foré à 1 voie de 1 100 m et tranchée couverte de 2 700 m. Elle comprend 21 stations dont une station réservée, et une station de correspondance avec la ligne A.

Le tracé de la ligne B est présenté Figure 67. La ligne est globalement orientée nord-sud et relie le nouveau quartier nord-est de Borderouge à la commune de Ramonville au sud.

A l'extrémité nord, la ligne est constituée d'un garage-atelier. La progression du tracé vers le sud a tout d'abord été réalisée en tranchée couverte sur 1270 m ; le tunnel traverse des quartiers au bâti peu dense. A partir de la station Trois-Cocus, le tunnel à 2 voies est réalisé au tunnelier dans une zone urbanisée sur 4700 m jusqu'au centre-ville (puits Hugo entre les stations Jeanne d'Arc et Jean-Jaurès). En centre-ville, le tunnel devient bitube sur 425 m, avec une jonction vers la ligne A. Au-delà, la ligne redevient monotube et traverse la vieille ville au bâti ancien et dense (de la station François Verdier à la station Saint-Michel), puis sort de la ville historique vers le sud (3700 m). Le tunnel se dirige ensuite (3200 m) vers les quartiers périphériques sud à l'habitat plus dispersé. La fin de la ligne (de la station Université Paul Sabatier à la station Ramonville) est réalisée en tranchée couverte sur 1500 m.
<figure><img src="image_77.png" /><figcaption>Figure 67 : Tracé de la ligne B au sein de la ville de Toulouse</figcaption></figure>

## 1.2. Ouvrages constitutifs

Les stations ont une longueur intérieure de 53 mètres et une largeur intérieure de 15 mètres environ. Le radier est calé entre 15 et 20 mètres de profondeur.

Les tunnels à deux voies ont un diamètre intérieur de 6,80 m pour un diamètre garanti de 6,60 m. Les tunnels forés à une voie, en centre-ville, ont un diamètre intérieur de 4,66 m pour un diamètre garanti de 4,46 m. Les tunnels cadres ont une largeur minimale de 6,34 m et une hauteur de 3,50 m.

La ligne compte 28 ouvrages annexes de ventilation et d'épuisement. Les ouvrages de ventilation sont des puits circulaires de 20 mètres de profondeur en moyenne et de 6,80 mètres de diamètre, et sont reliés au tunnel foré par un rameau exécuté en souterrain.
## 2. LE CONTEXTE GEOLOGIQUE, HYDROGEOLOGIQUE ET GEOTECHNIQUE

### 2.1. Cadre géologique

La ville de Toulouse est implantée sur les rives de la Garonne, à l'emplacement d'un brusque coude du lit du fleuve. La vallée est très dissymétrique ; la Garonne a, en effet, rongé les berges de sa rive droite et a étalé ses terrasses alluviales en rive gauche, ce qui démontre une migration de son lit vers l'Est au cours du Quaternaire.

Un extrait de la carte géologique sur lequel le tracé de la ligne B a été reporté, est donné en Annexe 2.

La plaine alluviale est creusée dans des terrains d'âge tertiaire, les molasses ou formations molassiques. Ce type de dépôts, qui recouvre l'ensemble de la région, correspond à l'épandage de matériaux détritiques fins déposés par de grands courants fluviatiles et issus de l'érosion des reliefs pyrénéens.

D'après la carte géologique au 1/50 000, feuille de Toulouse-Est, le substratum molassique toulousain est d'âge stampien supérieur et stampien terminal pour les sommets de certaines butes de la rive droite.

La molasse se présente sous des formes lithologiques très variées à faciès essentiellement détritiques fins limono-argileux. La répartition lenticulaire des faciès ne permet pas d'établir des corrélations stratigraphiques entre sondages consécutifs. Le pendage général est faible et orienté vers l'Ouest. Des accidents tectoniques peuvent exister, mais ont une faible extension. Ces terrains ont été surmontés par 100 à 200 m de Stampien terminal et de Miocène qui ont été érodés.

L'essentiel du tunnel de la ligne B est creusé dans ces formations molassiques. Le profil en long de la ligne est donné en Annexe 3.

Le substratum est recouvert de formations superficielles constituées :

- des alluvions de la basse plaine de la Garonne, limoneuses et peu épaisses en partie supérieure, et généralement plus grossières et plus propres à la base. Ces alluvions peuvent atteindre jusqu'à 7 à 9 m d'épaisseur au centre-ville,

- au-dessus de ces alluvions, on trouve, au centre de Toulouse, les remblais historiques dont l'épaisseur peut atteindre 4 à 5 m et davantage ponctuellement, notamment au niveau des anciens remparts. Ces remblais ont généralement un caractère argilo-limoneux à argilo-sableux. Le fossé Est de la ville médiévale, remblayé lors de la création des boulevards et que le tracé suit entre la station Compans Caffarelli et l'ouvrage Hugo, est la principale empreinte historique inventoriée dans le sous-sol.

L'éventail des faciès molassiques a été subdivisé en 8 classes sur des critères essentiellement lithologiques :

- classe M1 – argiles : formations de couleur marron jaunâtre, gris verdâtre à gris olive qui lithologiquement se situent entre un pôle argilo-limoneux et un pôle limono-argileux sans trace notable de sable,

- classe M2 – argile calcareuse : lithologiquement identiques aux terrains de la classe M1 quant à la composition de la fraction détritique, ces faciès bariolés marron jaune à gris clair se distinguent par une teneur en carbonate significative (de 5 à 20 % en règle générale, et jusqu'à 35 % localement),
- classe M3 – argile sableuse : ces faciès de couleur marron jaunâtre à gris verdâtre sont des limons sableux plus ou moins argileux. La fraction sableuse est généralement très fine,

- classe M4 – sable argileux : ces sols assez cohérents sont des sables fins et/ou moyens limono-argileux, de couleur jaune clair ou gris à gris olive,

- classe M5 – sable fin à moyen : faciès sableux de couleur jaune ou gris à gris olive d'apparence assez propres mais pouvant comporter un pourcentage de fines élevé et possédant une légère cohésion qu'ils peuvent perdre suite à un remaniement,

- classe M6 – sable grossier : faciès à grains plus grossiers de couleur jaune à gris olive, généralement propres,

- classe M7 – calcaire argileux : la fraction détritique est comparable à celles des terrains de classe M1, M2 et M3 mais une forte teneur en carbonate confère à ces faciès de couleur gris clair à jaune clair une consistance de roche tendre,

- classe M8 – grès : sables indurés de couleur gris clair à marron jaunâtre comparables à ceux des classes M5 et M6 auxquels une cimentation secondaire en carbonate donne une consistance rocheuse.

## 2.2. Commentaires sur l'ensemble des campagnes de reconnaissance avant travaux

Les campagnes de reconnaissances avant travaux se sont déroulées en 4 phases :

- campagne DPC de mars à décembre 1993

- campagne APS en juin et juillet 1994

- campagne en septembre 1998

- campagne de novembre 1999 à mai 2000

L'ensemble de ces campagnes donne un total de 303 sondages situés à moins de 30 m de l'axe du tracé du tunnel, plus 42 forages entre 30 et 50 m de cet axe. Si on exclut la station Jean-Jaurès où les sondages ont été multipliés du fait de la position particulière de cette station, il reste 244 sondages carottés à moins de 30 m de l'axe, soit un point de reconnaissance pour 63 m de ligne en moyenne. Cette valeur est en fait de 78 m en moyenne en interstation et de 27 m en moyenne (21 m si on inclut les sondages pressiométriques) sur les stations.

## 2.3. Cadre hydrogéologique

Sur le plan hydrogéologique, il convient de distinguer :

- les alluvions sablo-graveleuses reposant sur le substratum, et qui renferment une nappe libre s'écoulant schématiquement vers l'ouest à nord-ouest. Le niveau de la nappe est susceptible de fluctuations dans le temps, en particulier, dans la partie sud où la perméabilité est faible et le substratum peu profond, des remontées brutales sont possibles.

- les molasses, dont les niveaux sableux perméables sont aquifères et dont la charge piézométrique est en équilibre avec celle de la nappe des alluvions.

Durant les études marché, les tests de perméabilité ont concerné les alluvions sablo-graveleuses et les niveaux sableux de la molasse par essais de pompage, essais Lefranc et essais Lugeon.

Dans les alluvions, à partir des essais Lefranc et des essais de pompage, on distingue trois ensembles :

- les limons et argiles sableuses d'origine colluviale : $k \approx 10^{-6} \text{ m/s}$
- les graves argileuses et sables argileux : $k \in \{10^{-5} - 7.10^{-5} \text{ m/s}\}$

- les graves propres : $k \in \{2.10^{-4} - 4.10^{-3} \text{ m/s}\}$

Au vu des essais Lefranc, des essais Lugeon et des essais de pompage, les valeurs de perméabilité des faciès molassiques sont :

- sables : $k \in \{10^{-6} - 10^{-7} \text{ m/s}\}$

- sables au contact des alluvions : $k \approx 10^{-5} \text{ m/s}$

- argiles : $k \in \{5.10^{-8} - 10^{-9} \text{ m/s}\}$

## 2.4. Cadre géotechnique

### 2.4.1. Identification des sols

Durant les études marché, les essais d'identification des sols ont été réalisés à partir d'échantillons prélevés directement des carottages. Suivant l'essai, le nombre d'échantillons varie de 129 à 896 ; ce nombre est spécifié dans le Tableau 4 ci-dessous.

<table><caption>Tableau 4 : Nombres d'échantillons testés pour chaque type d'essai d'identification des sols</caption><thead><tr><td>Teneur en eau</td><td>Masse volumique sèche et humide</td><td>Indice de plasticité</td><td>Teneur en carbonate</td><td>Analyse granulométrique</td></tr></thead><tbody><tr><td>896</td><td>597</td><td>129</td><td>144</td><td>189</td></tr></tbody></table>

Pour chaque essai d'identification, des études statistiques par classe de terrain ont été réalisées pour définir les paramètres des distributions des valeurs. Ce travail est présenté dans le document marché de synthèse des reconnaissances géologiques, géotechniques et hydrogéologiques (Antea et al., 2000). Ces distributions sont présentées dans les tableaux en Annexe 4. Le tableau ci-dessous résume les valeurs moyennes des paramètres d'identification des sols obtenus pour chaque classe de terrain M1 à M8.

<table><caption>Tableau 5 : Valeurs moyennes des paramètres d'identification des sols par classe de terrain M1 à M8 (d'après le rapport de synthèse géotechnique, Antea et al., 2000)</caption><thead><tr><td>Classe de terrain</td><td>Teneur en eau (%)</td><td>Masse volumique humide (kN/m³)</td><td>Masse volumique sèche (kN/m³)</td><td>Indice de plasticité</td><td>Teneur de carbonate de calcium (%)</td></tr></thead><tbody><tr><td>M1</td><td>16,6</td><td>21,6</td><td>18,5</td><td>15,7</td><td>9,7</td></tr><tr><td>M2</td><td>13,8</td><td>22,2</td><td>19,5</td><td>14,9</td><td>19,7</td></tr><tr><td>M3</td><td>15,3</td><td>21,7</td><td>18,8</td><td>13,2</td><td>9,6</td></tr><tr><td>M4</td><td>18,6</td><td>20,9</td><td>17,6</td><td>-</td><td>6,6</td></tr><tr><td>M5</td><td>20,4</td><td>20,4</td><td>17,1</td><td>-</td><td>6,6</td></tr><tr><td>M6</td><td>19,1</td><td>-</td><td>-</td><td>-</td><td>-</td></tr><tr><td>M7</td><td>7,2</td><td>23,7</td><td>22</td><td>-</td><td>40</td></tr><tr><td>M8</td><td>9</td><td>23,8</td><td>22,2</td><td>-</td><td>38</td></tr></tbody></table>
## 2.4.2. Caractéristiques mécaniques des sols

Les essais de caractérisation mécanique des sols ont été menés en laboratoire et in situ.

Les essais en laboratoire sont constitués :

- d'essais de résistance en compression uniaxiale

- d'essais brésiliens

- d'essais triaxiaux non consolidés non drainés

- d'essais triaxiaux consolidés non drainés

- d'essais de dureté et d'abrasivité

- d'essais oedométriques

- d'essais pour la mesure du coefficient des terres au repos $K_0$

Les essais in situ sont des essais pressiométriques.

Le nombre d'échantillons pour chaque type d'essai en laboratoire est indiqué dans le tableau ci-dessous.

<table><caption>Tableau 6 : Nombres d'échantillons testés pour chaque type d'essai de caractérisation mécanique</caption><thead><tr><th>Résistance en compression uniaxiale</th><th>Brésiliens</th><th>Triaxiaux non consolidés non drainés</th><th>Triaxiaux consolidés non drainés</th><th>Dureté et abrasivité</th><th>Oedomètre</th><th>Coefficient K<sub>0</sub></th></tr></thead><tbody><tr><td>396</td><td>73</td><td>11</td><td>37</td><td>49</td><td>8</td><td>5</td></tr></tbody></table>

On voit donc que le nombre d'essais réalisés est faible, sauf en ce qui concerne la détermination de la résistance en compression simple. Ce faible nombre rend ces valeurs non statistiquement représentatives des caractéristiques mécaniques des terrains.

Le tableau ci-dessous donne pour chaque classe de terrain les paramètres des distributions de $R_c$, obtenues à partir des essais en compression simple ; ces valeurs sont très dispersées. Cette conclusion est la même pour les autres types d'essais en laboratoire : les résultats des essais montrent des terrains très hétérogènes ; de plus une grande partie des éprouvettes semble remaniée du fait du prélèvement, de la taille des échantillons et de la saturation. Pour de nombreux essais, la norme n'a pu être correctement appliquée sous peine d'éliminer quasi entièrement l'étude de certains faciès.

<table><caption>Tableau 7 : Distribution des valeurs de $R_c$ (unité MPa) d'après le rapport de synthèse géotechnique (Antea et al., 2000)</caption><thead><tr><th></th><th>n</th><th>moyenne</th><th>s</th><th>Q1</th><th>Q2</th><th>Q3</th><th>min.</th><th>max.</th></tr></thead><tbody><tr><td>M1</td><td>82</td><td>0.75</td><td>0.31</td><td>0.46</td><td>0.74</td><td>0.93</td><td>0.1</td><td>1.61</td></tr><tr><td>M2</td><td>118</td><td>1.05</td><td>0.60</td><td>0.68</td><td>0.92</td><td>1.16</td><td>0.07</td><td>3.69</td></tr><tr><td>M3</td><td>63</td><td>0.54</td><td>0.23</td><td>0.31</td><td>0.46</td><td>0.67</td><td>0.12</td><td>1.03</td></tr><tr><td>M4</td><td>24</td><td>0.18</td><td>0.25</td><td>0.05</td><td>0.10</td><td>0.26</td><td>0.02</td><td>0.95</td></tr><tr><td>M7</td><td>36</td><td>4.04</td><td>3.37</td><td>1.87</td><td>3.51</td><td>3.52</td><td>0.58</td><td>16.24</td></tr><tr><td>M8</td><td>23</td><td>3.57</td><td>3.03</td><td>1.21</td><td>3.09</td><td>4.58</td><td>0.54</td><td>13.3</td></tr></tbody></table>
Le tableau ci-dessous présente les résultats des essais triaxiaux en termes de plages d'extension des valeurs, et de moyennes.

<table><caption>Tableau 8 : Résultats des essais triaxiaux (d'après le rapport de synthèse géotechnique, Antea et al., 2000)</caption><thead><tr><th rowspan="3"></th><th colspan="3">Triaxiaux non consolidés, non drainés</th><th colspan="4">Triaxiaux consolidés, non drainés</th></tr><tr><th rowspan="2">Nbre essai</th><th rowspan="2">φ<sub>uu</sub></th><th rowspan="2">C<sub>uu</sub> (kPa)</th><th rowspan="2">Nbre essai</th><th colspan="2">φ</th><th colspan="2">c' (kPa)</th></tr><tr><th>moyenne</th><th>plage de valeurs</th><th>moyenne</th><th>plage de valeurs</th></tr></thead><tbody><tr><td>M1</td><td>8</td><td>{17.5;28}</td><td>{80;290}</td><td>9</td><td>31,9</td><td>{23;40}</td><td>80</td><td>{20;154}</td></tr><tr><td>M2</td><td>2</td><td>{23;32}</td><td>{300}</td><td>7</td><td>31,2</td><td>{26,5;40}</td><td>174</td><td>{50;330}</td></tr><tr><td>M3</td><td>1</td><td>{27}</td><td>{240}</td><td>8</td><td>32,6</td><td>{28;34}</td><td>83,6</td><td>{15;280}</td></tr><tr><td>M4</td><td>-</td><td>-</td><td>-</td><td>8</td><td>30,2</td><td>{25;33}</td><td>52</td><td>{0;90}</td></tr><tr><td>M5</td><td>-</td><td>-</td><td>-</td><td>5</td><td>35,7</td><td>{34;36}</td><td>0</td><td></td></tr></tbody></table>

La régression linéaire de $C_{uu}$ à partir des résultats des essais triaxiaux UU avec la contrainte de confinement $\sigma_3$ donne :

$$C_{uu} = 0,702 \sigma_3 + 278 \text{ (kPa)}$$

Mais avec un coefficient de corrélation égal à seulement 0,26.

Les essais oedométriques n'ont pas permis de déterminer une valeur satisfaisante de la contrainte de préconsolidation car les machines utilisées ne permettaient pas des valeurs de contraintes suffisantes.

Les mesures du coefficient de pression des terres au repos sont réalisées à partir d'une presse triaxiale : l'éprouvette de sol à laquelle on impose une variation diamétrale nulle est chargée puis déchargée. La valeur de $K_0$ est calculée comme le rapport de la contrainte horizontale $\sigma'_3$ lue sur la courbe de déchargement par la contrainte verticale $\sigma'_1$ pour $\sigma'_1=\sigma'_0$.

Sur les 5 essais réalisés, seuls 2 donnent des résultats exploitables. Ces essais ont donné $K_0$ égal à 1,02 et à 1,32 dans des argiles sableuses M3, respectivement à 10 et 20 m de profondeur. Ces résultats sont en accord avec des essais antérieurs donnant comme plage de valeur pour $K_0$ {0,71 – 1,36}, et avec l'hypothèse d'une couverture de 100 à 200 m de Stampien aujourd'hui érodée.

Les essais pressiométriques réalisés sont au nombre de 271, dont 83 dans les remblais et limons et 188 dans les molasses. Le Tableau 9 donne les résultats de module et de pression limite en termes de moyenne et de plage de valeur. Lors des essais dans la molasse les classes de terrain M1 à M8 n'ont pas été reconnues. Les dispersions des valeurs sont très importantes.

<table><caption>Tableau 9 : Résultats des essais pressiométriques (d'après le rapport de synthèse géotechnique, Antea et al., 2000)</caption><thead><tr><th rowspan="2"></th><th colspan="2">Module pressiométrique (MPa)</th><th colspan="2">Pression limite (MPa)</th></tr><tr><th>moyenne</th><th>plage</th><th>moyenne</th><th>plage</th></tr></thead><tbody><tr><td><strong>Remblais</strong></td><td></td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>Graves</td><td>23</td><td>{3,8 – 70}</td><td>2,7</td><td>{0,6 – 6,6}</td></tr><tr><td>Sables et limons</td><td>5,3</td><td>{2 – 15,6}</td><td>0,6</td><td>{0,2 – 3}</td></tr><tr><td>Remblais divers</td><td>8,2</td><td>{0,9 – 32}</td><td>1,4</td><td>{0,02 – 4,7}</td></tr><tr><td><strong>Molasse</strong></td><td>81,8</td><td>{24 – 290}</td><td>5,3</td><td>{1,4 – >8,8}</td></tr></tbody></table>
Des essais pressiométriques alternés ont aussi été réalisés. Ceux-ci consistent en un déchargement puis un rechargement durant la dilatation de la sonde pressiométrique. Ces essais permettent une évaluation du module du sol en déchargement. Le tableau ci-dessous fournit les résultats de l'étude statistique menée sur les modules alternés Ema et le rapport Ema/Em déduit des résultats des essais alternés.

<table><caption>Tableau 10 : Distribution des valeurs de Ema et Ema/Em (d'après le rapport de synthèse géotechnique, Antea et al., 2000)</caption><thead><tr><th></th><th>n</th><th>Q1</th><th>Q2</th><th>Q3</th><th>min</th><th>max</th><th>m</th><th>s</th></tr></thead><tbody><tr><th>Ema</th><td>68</td><td>85.8</td><td>129</td><td>160</td><td>38</td><td>293</td><td>132.3</td><td>61.8</td></tr><tr><th>Ema/Em</th><td>68</td><td>1.31</td><td>1.64</td><td>2.17</td><td>0.65</td><td>3.49</td><td>1.75</td><td>0.54</td></tr></tbody></table>

### 2.4.3. Conclusion sur les essais disponibles au marché

La lecture du rapport de synthèse géotechnique concernant l'identification des formations composant le substratum montre que chacune des classes M1 à M8 est correctement identifiée à partir des essais en laboratoire réalisés dans le cadre du marché.

Au contraire, l'étude des conditions de réalisation des essais de caractérisation mécanique des sols et de ces résultats montre que les informations disponibles sont peu fiables. De plus, ces essais ne distinguent pas systématiquement les classes de terrain M1 à M8. Il est donc apparu nécessaire de réaliser des essais complémentaires en laboratoire pour une meilleure caractérisation mécanique des terrains molassiques.

## 2.5. Essais complémentaires

Ces essais en laboratoire ont été réalisés au Laboratoire Sols Roches Rhéologie d'Aix en Provence (CETE Méditerranée) à partir de 5 échantillons carottés d'un même sondage. On se reportera au rapport « Métro de Toulouse – Ligne B. Essais de laboratoire. Avril Août 2005 », établi par J.F. Serratrice, pour les détails complémentaires. Le programme expérimental comprend des mesures des propriétés des matériaux (teneur en eau, densité, granulométrie) et des essais mécaniques : essais oedométriques $K_0$ à haute pression, essais triaxiaux drainés en compression à haute pression, essais triaxiaux à chemins contrôlés. La gamme des pressions mises en œuvre est 0 – 4 MPa.

### 2.5.1. Essai oedométrique $K_0$ à haute pression

L'appareillage du CETE d'Aix en Provence permet des chargements oedométriques à haute pression (contrainte axiale jusqu'à 20 MPa). Les essais consistent en des cycles de chargement-déchargement en conditions drainées.

A l'heure actuelle, seul un essai oedométrique $K_0$ haute pression a été réalisé.

La courbe de compressibilité (log $\sigma_a$, indice des vides) obtenue pour tous les cycles de cet essai est présentée sur la Figure 68. Cette courbe est continue et ne présente pas un coude marqué, ce qui est typique des terrains marneux (Serratrice, 2005). Par conséquent, il est difficile de déterminer précisément la pression de préconsolidation du terrain. Dans cet essai, on remarque que la courbe inférieure se raccorde à une droite pour une contrainte supérieure à 2 MPa. Cette valeur de contrainte marque l'entrée de cet échantillon de molasse dans le domaine normalement-consolidé, la pression de préconsolidation est donc évaluée à 2 MPa.
Cette contrainte élevée est le fruit de l'histoire de cette formation et de son induration associée.

<figure><img src="image_78.png" /><figcaption>Figure 68 : Courbe oedométrique contrainte axiale - indice des vides (d'après Serratrice, 2005)</figcaption></figure>

Les résultats de cet essai dans le plan (contrainte axiale $\sigma'_a$, contrainte radiale $\sigma'_r$,) sont présentés sur la Figure 69. Durant cet essai, les chemins de contrainte en chargement suivent 2 segments de droite : pour des contraintes axiales inférieures à 1000 kPa un segment de droite de pente $\Delta\sigma'_r/\Delta\sigma'_a$ égale à 0,21, et pour des contraintes axiales supérieures à 1000 kPa, un segment de droite de pente 0,53. Ce second chemin de contrainte traduit des conditions normalement consolidées, et 0,53 correspond donc à la valeur du coefficient des terres $K_0$ dans ces conditions.

<figure><img src="image_79.png" /><figcaption>Figure 69 : Résultat de l'essai oedométrique dans le plan (contrainte radiale, contrainte axiale) (d'après Serratrice, 2005)</figcaption></figure>
Le coefficient $K_0^{sc}$ en condition surconsolidée se déduit de la valeur en condition normalement consolidée ($K_0^{nc} = 0,53$) et du degré de surconsolidation OCR, par la relation

$$K_0^{sc} = OCR^h K_0^{nc}, \text{où } OCR = \frac{\text{contrainte e de préconsolidation}}{\text{contrainte e effective}}$$

le paramètre h se détermine au déchargement dans le plan $(\log \sigma'_a, \log \sigma'_r)$ en échelle bilogarithmique où la pente du chemin des contraintes vaut 1-h. Ainsi $h = 0,52$.

Ainsi, en supposant :

- le niveau de l'eau 4 m sous le Terrain Naturel,

- le poids volumique sec des terrains égal à 18 kN/m³, et le poids volumique humide égal à 21 kN/m³,

- une pression de préconsolidation valant 2 MPa,

à 25 m de profondeur, on évalue le coefficient des terres au repos $K_0$ à 1,4 et à 15 m de profondeur, $K_0 = 1,8$.

D'autres essais oedométriques à haute pression devraient être réalisés afin de confirmer ces valeurs.

### 2.5.2. Caractéristiques mécaniques en petites déformations

Du fait des faibles amplitudes des mouvements dans le terrain, observés à partir des mesures en station et sur sections, la connaissance précise des propriétés mécaniques de la molasse dans son domaine élastique est primordiale pour des modélisations numériques.

Des essais spécifiques ont été menés sur ce sujet : des essais triaxiaux drainés en compression à haute pression et des essais triaxiaux à chemins contrôlés.

Ces essais permettent la détermination des modules d'Young et coefficients de Poisson à différentes pressions de consolidation (de 300 à 4000 kPa), dans des conditions drainées et non drainées, ainsi que la caractérisation des paramètres de rupture dans le cas d'un critère de Mohr-Coulomb (c' et φ').

#### Module d'Young et coefficient de Poisson

Les essais triaxiaux drainés à haute pression permettent l'évaluation des caractéristiques élastiques E et v au début des phases de cisaillement. Les résultats graphiques des essais sont présentés ci-dessous dans le plan (déformation axiale $\epsilon_a$, déviateur) et (déformation axiale $\epsilon_a$, déformation volumique $\epsilon_v$).
<figure><img src="image_80.png" /><figcaption>Figure 70 : Courbes du cisaillement drainé en compression dans les plans $(\varepsilon_w q)$ et $(\varepsilon_w \varepsilon_v)$ (d'après Serratrice, 2005)</figcaption></figure>

Les modules d'Young ainsi obtenus sont compris entre 55 et 625 MPa. Ils augmentent globalement avec la pression de consolidation, mais cet accroissement est perturbé par l'hétérogénéité de la molasse.

Dans le plan $(\varepsilon_w, \varepsilon_v)$, les chemins suivent une pente commune, correspondant à un coefficient de Poisson $v = 0,16$ ; cette valeur faible est typique des matériaux marneux (Serratrice, 2005).

Les essais triaxiaux à chemins contrôlés donnent, en ce qui concerne les mesures locales des déformations, des modules d'Young variant de 108 à 990 MPa, soit 2 à 3 fois plus grand que les modules déterminés par ces mêmes essais en mesures globales. On constate une nette dépendance de ces valeurs avec la contrainte de confinement, toutefois estompée par l'hétérogénéité des échantillons. A partir de ces mêmes essais, on détermine des coefficients de Poisson supérieurs à 0,3, et donc supérieurs aux valeurs déterminées par les essais triaxiaux drainés à haute pression.

## Transition état surconsolidé – état normalement consolidé

Le cisaillement drainé, lors de l'essai triaxial à haute pression, est poursuivi pour les basses pressions de confinement jusqu'à 5 % de déformation axiale, et jusqu'à 20 % pour les hautes pressions. Les résultats sont présentés ci-dessous avec le rapport q/p en fonction de la déformation déviatorique. Cette figure montre que les pics de rupture n'ont plus lieu pour les fortes pressions. La transition entre les 2 modes de rupture s'effectue vers 2000 kPa de confinement ; ce phénomène traduit le passage d'un état de surconsolidation à un état normalement consolidé. On retrouve donc la pression de préconsolidation déterminée par l'essai oedométrique.
<figure><img src="image_81.png" /><figcaption>Figure 71 : Résultats des essais triaxiaux à haute pression - rapport q/p en fonction de la déformation déviatorique (d'après Serratrice, 2005)</figcaption></figure>

## Paramètres du critère de Mohr-Coulomb

Avec les essais triaxiaux drainés à haute pression, 2 couples de caractéristiques de rupture de la molasse sont déterminés :

$$ - c' = 210 \text{ kPa et } \varphi' = 18,3^{\circ} $$

$$ - c' = 337 \text{ kPa et } \varphi' = 18,3^{\circ} $$

Mais du fait de l'hétérogénéité de la molasse, une variation de 25% de la valeur de la cohésion drainée est mesurée.
<figure><img src="image_82.png" /><figcaption>Figure 72 : Résultat de l'essai triaxial haute pression – déviateur des contraintes en fonction de la pression moyenne (d'après Serratrice, 2005)</figcaption></figure>

### 2.5.3. Conclusion de ces essais

Ces essais ont largement révélé le caractère hétérogène et surconsolidé de la molasse. L'hétérogénéité des molasses se traduit par une dispersion de leurs caractéristiques d'état et de leurs propriétés mécaniques. La transition vers un comportement normalement consolidé est établie pour des contraintes de l'ordre de 2 MPa. Une dépendance des modules d'Young avec la pression moyenne effective est mise en évidence.
# 3. LES TUNNELIERS

## 3.1. Allotissement des travaux

L'ensemble des travaux de gros-œuvre est divisé en 6 lots, présentés sur la Figure 73.

<figure><img src="image_83.png" /><figcaption>Figure 73 : Ligne B du métro de Toulouse - allotissement des travaux</figcaption></figure>

Les tableaux ci-dessous présentent les travaux constitutifs de chaque lot ainsi que les groupements d'entreprises attributaires et les types de tunnelier utilisés.

<table><thead><tr><td>Lot n°</td><td>Type d'ouvrages</td><td>Attributaires</td><td>Type de tunnelier</td></tr></thead><tbody><tr><td>1</td><td>Tranchée couverte nord et 1 station</td><td>DV Construction, Sogea, Dodin, Botte Sade, Intrafor</td><td>-</td></tr><tr><td>2</td><td>Tunnel nord et 7 stations</td><td>Campenon Bernard TP, Eiffage TP</td><td>Tunnelier neuf à pression de terre</td></tr><tr><td>3</td><td>Tunnels bitubes et station Jean-Jaurès</td><td>Carillion, Urbaine de Travaux, Soletanche Bachy, Seso, Malet, CSM Bessac</td><td>Tunnelier neuf à pression d'air</td></tr></tbody></table>