1.Introduction Depuis l'invention des matériaux géosynthétiques, les solutions en sol renforcé se sont largement répandues dans les applications de génie civil, notamment dans les infrastructures de transport. De plus, les merlons en sol renforcé suscitent plus d'intérêt de nos jours en raison de leurs performances en tant que protections contre les chutes de blocs. Le sol de ces structures dissipe l'énergie cinétique des blocs qui tombent par plastification. Leur avantage par rapport aux autres protections contre les chutes de blocs qui sont faites d'éléments en acier, est que les merlons en sol nécessitent moins d'entretien et sont plus respectueuses de l'environnement. Il existe différentes conceptions pour les merlons de sol renforcées dans la littérature. Les plus courants sont les merlons à section transversale trapézoïdale, le parement en treillis d'acier soudé et les couches de géogrilles comme renforts internes. Cette forme de merlon est choisie pour une meilleure stabilité extérieure, tandis que les treillis en acier en coopération avec les géogrilles maintiennent les parements à un angle raide. Les géogrilles contribuent également à la dissipation de l'énergie d'impact et à l'intégrité globale des merlons. Puisqu'aucune procédure générale de conception n'existe pour ces structures, leur dimensionnement se fait à l'aide d'approches empiriques dérivées d'expériences ou d'expressions analytiques simplifiées. L'objectif de cette thèse est la conception et l'analyse d'un merlon de sol renforcée avec des faces verticales. Ce type de merlon a une section rectangulaire avec une largeur qui est une fraction de sa hauteur, ce qui signifie que la largeur de la fondation est considérablement réduite par rapport à un merlon en sol renforcé trapézoïdal habituel. Les problèmes de stabilités internes et externes qui se produisent dans ce merlon sont résolus avec l'utilisation de renforts géosynthétiques. Plus précisément, un type de géosynthétiques est utilisé pour assurer la stabilité des parements verticaux tandis qu'un autre type de géosynthétiques est placé à l'intérieur du merlon pour répartir l'effet de l'impact dans la direction longitudinale du merlon. La conception des renforcements pour les merlons en sol renforcé n'est pas optimisée dans la littérature. Dans notre cas, afin d'identifier la conception la plus efficace, des essais à échelle réduite ont été effectués sur trois merlons avec une conception de renforcement différente. L'un des merlons avait la meilleure performance en éprouvant les plus faibles déformations, donc sa conception a été identifiée comme la plus efficace parmi les trois conceptions testées. Cette conception a été modifiée en ajoutant plus de renforcements et elle a été utilisée dans les prochains essais à l'échelle réelle. Dans ces essais, le merlon est frappé horizontalement avec des énergies d'impact élevées (jusqu'à 5 MJ) pour vérifier sa résistance ultime. Le merlon a résisté aux impacts en montrant une déformation modérée. L'analyse par éléments finis a été utilisée pour simuler les tests à l'échelle réduite et à l'échelle réelle. Le nombre d'essais à l'échelle réelle étant limité, il a été décidé d'étudier par des simulations numériques l'effet de la taille du bloc impactant pour une énergie d'impact constante de 5 MJ. En conséquence, l'impact le plus défavorable s'est avéré être causé par un bloc plus gros qui se déplaçait à une vitesse inférieure, par rapport à l’essai à l'échelle réelle à 5 MJ. Dans ce contexte, outre l'énergie d'impact, les exigences de conception de ce type de structures doivent inclure également la taille du bloc d'impact qu'elles sont capables d'arrêter. Pour conclure, cette étude a prouvé expérimentalement que le merlon en sol renforcé aux parements verticaux, est capable de supporter des impacts à haute énergie avec des dimensions relativement faibles en section transversale. La stabilité de ce merlon aux impacts est basée sur le principe que les renforcements internes de géogrille répartissent les efforts dans le sens longitudinal, donc dans ce contexte, la longueur du merlon est importante. D'autres essais sont nécessaires pour établir des règles de dimensionnement qui s'appliquent à différentes situations. 2.Recherches antérieures sur les merlons en sol renforcés comme protections contre les chutes de blocs Les renforcements géosynthétiques sont une composante importante des merlons de protection contre les chutes de blocs étudiées dans cette thèse. Pour cette raison on commence par une information générale sur ces renforcements et leur comportement dans le sol. Il existe deux types de géogrilles, l'une est constituée d'un matériau polymère homogène et l'autre a des fibres de renforcement à l'intérieur de la gaine polymère. Ces derniers sont généralement plus flexibles mais avec une résistance plus élevée que les premiers. En raison de leur composition chimique, le comportement des géogrilles dépend du taux de chargement et de la température du matériau. Certaines études indiquent que pour des taux de déformation plus élevés, la résistance et la rigidité de la géogrille augmentent. L'interaction entre la géogrille et le sol dépend de la granulométrie du sol et du maillage de la géogrille. Pour une interaction optimale, les mailles des géogrilles doivent être entre 1 et 2 fois plus grandes que la taille moyenne des grains du sol. Les études expérimentales les plus importantes concernant les merlons de protection contre les chutes de blocs sont mentionnées et leurs résultats sont soulignés. Comme les dommages les plus importants sur le merlon surviennent au niveau du parement amont, différentes études sont présentées quant à la technologie utilisée pour cette partie de l'ouvrage. Ces études comprennent des merlons renforcées de géotextile et de parement en bois, des merlons renforcées de géogrilles et de parement de coussin, des merlons constituées de gabions et enfin des merlons avec des géogrilles et un parement en treillis d'acier. Les merlons renforcées de géogrilles avaient une section transversale trapézoïdale et ont été soumises à des énergies d'impact jusqu'à 4,2 MJ. Les géogrilles utilisées dans ces merlons avaient une résistance relativement faible (jusqu'à 50 kN/m). Bien que les merlons en sol renforcés aient résisté aux impacts, la conception de la géogrille n'a pas été optimisée pour eux en ce qui concerne sa résistance et sa position d'installation. Différentes approches analytiques ont été utilisées dans la littérature pour dimensionner les merlons en sol renforcés. Certains d'entre eux se composent de trois étapes, premièrement une force dynamique maximale est calculée à l'aide de formules empiriques, puis la pénétration correspondante sur le merlon est trouvée en utilisant le principe de travail de la force dynamique moyenne et enfin la pénétration est multipliée par un facteur pour obtenir la largeur nécessaire du merlon. D'autres approches sont basées sur des mécanismes simplifiés de rupture par cisaillement qui ont lieu pendant la pénétration du bloc, dans le but de trouver la largeur requise de merlon en égalant la force d'impact avec la résistance au cisaillement du merlon. Dans les cas où le parement avant du merlon n'est pas vertical, il y a un risque que le bloc roule dessus, donc une formule simple est proposée pour évaluer ce risque. Toutes ces approches ne prennent pas en compte le rôle des renforcements dans la résistance aux impacts du merlon. Un sommaire des modèles numériques les plus pertinents qui ont été utilisés pour simuler les impacts sur les merlons en sol renforcé est présenté. Les modèles d'éléments finis décrits utilisent un comportement elasto-plastique idéalisé pour le sol et les renforcements. Les modèles ont été initialement calibrés à l’aide des essais de la littérature, puis ont été utilisés pour prédire la réponse du merlon dans différentes conditions de sollicitation dynamique. Dans ces approches, le comportement des matériaux n’était pas dépendant du taux de chargement et aucun amortissement n'a été pris en compte, donc leur précision dans la prédiction de la réponse du vrai merlon est limitée. De plus, les hypothèses de modélisation concernant l’interaction des renforcements avec le sol semblent avoir un rôle important. Plus précisément, dans un cas, ils semblent agir comme des plans de glissement qui coupent à travers le merlon, alors que dans un autre cas ils n'ont pas cet effet. La technique des éléments discrets a également été utilisée pour simuler les impacts sur les merlons. Bien qu'ils soient capables de mieux représenter la réponse dynamique du sol que les éléments finis, peu de tentatives ont été faites pour modéliser correctement les renforcements. Un inconvénient de cette méthode est qu'elle nécessite un temps d'analyse important en raison du grand nombre d'éléments dans le modèle. Pour conclure ce chapitre, quelques pratiques de conception concernant les merlons en sol renforcé sont mentionnées. Ils comprennent des recommandations et des approches de conception empiriques, qui servent à dimensionner les merlons de protection contre les chutes de blocs. Les résultats expérimentaux des essais de chute verticale sur le sol ou des essais d’impact sur des merlons en sol renforcé ont été utilisés pour créer des corrélations qui prédisent la pénétration de l’impacteur ou le déplacement en aval du merlon. De manière générale, la validité de ces méthodes est limitée en ce qui concerne les dimensions du merlon et les énergies d’impact. 3.Choix de la conception du merlon en sol renforcé basé sur des essais à l’échelle réduite Afin de déterminer la manière la plus efficace d'installer les renforcements dans le merlon, il a été décidé de réaliser une série d'essais d'impact à échelle réduite en utilisant des merlons en sol renforcé de différentes conceptions. Après avoir examiné différentes options, trois modèles ont été sélectionnés. Dans chacun d’eux, la section transversale du merlon était rectangulaire avec un rapport hauteur / largeur égal à deux. Tous les merlons ont été conçus avec des renforcements secondaires et primaires. Le renforcement primaire avait pour rôle d'améliorer la résistance aux chocs des merlons tandis que le renforcement secondaire servait à maintenir les parements du merlon en position verticale. Pour les trois modèles, les renforcements secondaires consistaient en des bandes géosynthétiques, qui étaient fixées sur le treillis d’acier soudé qui formait le parement extérieur du merlon. En ce qui concerne le renforcement principal : la Conception 1 avait deux couches verticales de géogrille uniaxiale, placées dans le sens de la longueur parallèlement à la face d'impact, la Conception 2 avait des bandes de géogrilles horizontales proches de la face d'impact et la Conception 3 avait un externe flexible filet d’acier. Le dimensionnement des merlons dans cette campagne d’essais a été réalisé en considérant une échelle réelle hypothétique qui diffère de l'échelle réduite d'un facteur trois. Les conditions d'impact correspondantes à l'échelle réelle ont été dérivées de la capacité du dispositif d’essais en appliquant les règles de similarité. De cette façon, les approches existantes de la littérature pourraient être utilisées pour déterminer les dimensions nécessaires des merlons à l'échelle réelle. Différentes approches analytiques et empiriques ont été utilisées dans ce processus, ce qui a donné une variation significative des valeurs obtenues. Enfin, les dimensions de l'échelle réelle hypothétique ont été choisies parmi ces résultats, en considérant en plus la constructibilité et la proportionnalité à l'échelle réduite. La résistance nécessaire de la géogrille pour la Conception 1 et 2 a été déterminée à l'aide d'une modélisation numérique approximative. Les paramètres du sol et des géogrilles ont été tirés de la littérature et un comportement elasto-plastique idéalisé a été choisi pour les deux. Les analyses par éléments finis ont montré que la résistance de la géogrille choisie était très conservatrice, donc une réduction a été appliquée à celle-ci avant de dériver la résistance de la géogrille à échelle réduite par division par le facteur d'échelle de trois. Les merlons à l’échelle réduite avaient une largeur de 1.2 m, hauteur de 2.4 m et longueur de 4 m. Ils ont été construits en utilisant un sol d’une granulométrie de 0 à 40 mm, qui avait une densité assez élevée selon l’essai de densité in situ. Les géogrilles étaient un prototype et ont donc été fabriquées spécialement pour ces essais. Leur résistance requis a été dérivée des analyses par éléments finis faites pour cette raison, tandis que leur maillage a été choisi pour avoir une interaction optimale avec la granulométrie du sol choisie. La résistance des barres d'acier du parement et des geostrips a été divisée par trois par rapport aux éléments standards respectifs utilisés par la société Terre Armée. Le comportement des géogrilles et des geostrips dans des conditions de sollicitation statique a été déterminé à l'aide d'un dispositif standard d'essais de traction. Les courbes obtenues à partir de ces essais peuvent être approximées comme élastiques linéaires sans erreur significative. Plusieurs types d'instruments ont été utilisés pour surveiller les merlons avant, pendant et après les essais d'impact. Deux capteurs de pression ont été installés à la base pour surveiller les pressions maximales à l'arrière et un soulèvement possible à l'avant du merlon pendant l'essai. Un accéléromètre 3D a été installé dans l'impacteur et cinq autres ont été installés dans les merlons pour mesurer respectivement la charge dynamique et les vibrations du sol. Les géogrilles des Merlons 1 et 2 (correspondant aux Conceptions 1 et 2) étaient équipées de jauges de déformation pour mesurer leur déformation tandis que le filet métallique externe du Merlon 3 (Conception 3) était équipé de dynamomètres qui mesuraient sa mobilisation. Des capteurs à fil ont été utilisés pour surveiller les déplacements de certains points de la face arrière. Deux caméras rapides ont été utilisées pour enregistrer la déformation des faces avant et arrière des merlons. Pour avoir une image numérique 3D des merlons, ils ont été scannés par un appareil laser topographique avant et après les impacts. Le système d'acquisition a été configuré pour collecter des données synchronisées à une fréquence de 10 kHz à partir de tous les capteurs. Les merlons ont été construites les unes à côté des autres sur le site afin que les essais d'impact puissent être effectués en même temps. Une double couche de polystyrène a été placée entre les merlons pour limiter leur interaction. Le Merlon 1 a présenté quelques difficultés lors de la construction concernant l'installation de la géogrille. Il était difficile de maintenir la verticalité de la géogrille pendant le processus de remblayage car elle courbait en raison de sa flexibilité. Le Merlon 2 ne présentait pas de tels problèmes car la géogrille était installée horizontalement avec chaque couche de remblai de sol. La construction du Merlon 3 a été compliquée concernant l'installation du filet extérieur et sa fixation sur les bords. Les trois merlons ont été testés par des impacts horizontaux avec un impacteur en béton armé à l’aide d’un grand dispositif pendulaire. L'impacteur avait un diamètre de 0.95 m et atteignait la vitesse de 14.4 m/s avant l'impact, ce qui signifie que son énergie cinétique était d'environ 170 kJ. Les trois merlons ont résisté à l'impact en montrant différents niveaux de déformation. Cependant, les caméras rapides ont révélé qu'ils ont suivis les mêmes phases de déformation. Il y a eu d'abord la pénétration du bloc qui a été suivie d'une inclinaison vers l'arrière du merlon et enfin on a observé un retour partiel vers la position initiale. L'inclinaison vers l'arrière a été favorisée par le flambage du treillis du parement situé en bas arrière des merlons. L’instrumentation a été généralement efficace et a mis en évidence les différences de comportement des merlons et de mobilisation des renforts. Dans tous les merlons, les capteurs ont enregistré un effet de propagation des ondes d'impact avec des oscillations évidentes aux premiers instants de l'impact. Les mesures des accéléromètres et des capteurs de pression ont montré que les géogrilles du Merlon 1 affectaient les ondes d'impact en les bloquant partiellement, tandis que les géogrilles du Merlon 2 avaient moins cet effet. Cependant, l’accéléromètre 3D de l’impacteur avait un pic plus élevé dans le cas du Merlon 2 par rapport au Merlon 1, ce qui signifie que la conception du premier était plus efficace. Ceci est confirmé par les mesures des jauges de déformation. Au Merlon 1, les géogrilles ont eu une variation relativement faible et graduelle des pics déformations, tandis que les géogrilles du Merlon 2 ont montré une meilleure mobilisation à la position d'impact qui a chuté rapidement loin de là. En revanche, le filet externe du Merlon 3 le faisait se comporter comme un grand gabion, ce qui conduisait à une variation des déformations plus douce par rapport aux autres merlons. Enfin, on en conclut que la conception du Merlon 2 était la plus efficace et il est choisi pour les prochains essais à l’échelle réelle. Cependant, certaines modifications sont envisagées afin d'améliorer encore sa performance. 4.Vérification de la conception choisie par des essais à l’échelle réelle Les essais à l'échelle réelle devaient être réalisés avec une énergie d'impact maximale de 5 MJ. Ce niveau d'énergie a dépassé la capacité du système utilisé dans les tests précédents, de sorte qu'un nouveau dispositif à pendule a été construit pour atteindre cet objectif. Ce nouvel appareil est capable de lancer un bloc de béton de 12 340 kg à une vitesse de 28,5 m/s qui correspond au niveau d'énergie cinétique souhaité. Par rapport aux conditions d'impact à échelle réduite, le facteur de similitude de l'énergie d'impact est de trois (selon les hypothèses initiales), mais la taille du bloc n'est que doublée. De plus, l'augmentation de la vitesse d'impact conduit probablement à une réponse dynamique différente du merlon à l'échelle réelle, donc une bonne similitude entre les résultats des tests à deux échelles n'est pas attendue. Un autre impact de 2 MJ était prévu pour être réalisé à 3.5 m du bord du merlon pour tester les effets du bord. Un bloc de 4 800 kg est choisi pour cela, tandis que la hauteur de largage reste la même que dans le premier cas. La conception du merlon en sol renforcé dans les essais à l'échelle réelle est conçue à partir de la conception du Merlon 2 à l'échelle réduite, qui avait la meilleure performance. Cette conception a été extrapolée par le facteur d'échelle de trois et modifiée en ajoutant plus de renforcements, afin d'améliorer encore sa réponse vis à vis l’impact. Plus précisément, la densité des géogrilles avant a été augmentée et la moitié de cette quantité a été ajoutée près du parement arrière du merlon. De plus, des geostrips ont été ajoutés en bas du merlon pour éviter le flambage du treillis du parement et en haut du merlon pour réduire les déplacements à cette position. Les dimensions du merlon à l'échelle réelle et ses matériaux ont été modifiées par rapport à la version extrapolée du Merlon 2 de l'échelle réduite. La longueur du merlon a été augmentée à 15 m (au lieu de 12 m) pour améliorer sa stabilité structurelle, mais en raison de son coût important, la hauteur du merlon a été baissée à 5,85 m (au lieu de 7,2 m). Cette réduction de la hauteur conduit à une inertie plus faible lors de l’impact, de sorte que pour compenser cet effet, l’élancement du merlon est réduit à 1,8 et sa largeur est fixée à 3,3 m. La granulométrie du sol est la même que celle des merlons à échelle réduite, mais au lieu de la roche concassée est choisie un matériau roulé. La géogrille est choisie uniaxiale avec une résistance de 200 kN/m qui est alignée dans la direction longitudinale du merlon. Le parement est fait des panneaux standards de Terre Armée. Les géogrilles sont testées dans des conditions de chargement rapide grâce à un dispositif d’essai conçu à cet effet. Une seule bande de géogrille est fixée horizontalement à un cadre en acier et un bloc de béton est largué verticalement dessus à partir de différentes hauteurs. D'un côté, la bande était fixée à un tendeur métallique, tandis que de l'autre côté elle était fixée à un dynamomètre. La déformation de la bande lors d’essai est suivie d’une caméra rapide pointant sur deux marques blanches et également une jauge de contrainte qui était collée dessus. Le bloc de béton de 177 kg est largué de 10 m à 40 m de haut. La bande a rompu toujours aux points d'accroche et parfois les résultats n'étaient pas répétables. Les résultats n'ont pas montré une augmentation du module de déformation avec l'augmentation de la vitesse de sollicitation comme prévu pour les matériaux polymères, mais cela pourrait être dû aux limitations d’essai mentionnées ci-dessus. Une instrumentation similaire est utilisée pour surveiller le merlon à l’échelle réelle comme dans les essais précédents à l’échelle réduite. En raison de la plus grande taille du merlon, plus de capteurs sont utilisés pour une meilleure compréhension de son comportement. Sept capteurs de pression sont installés à la base du merlon, six pour mesurer les pressions verticaux (regroupés par trois sur chacun des deux axes d'impact) et un a été utilisé pour mesurer les pressions horizontales pendant la construction. Sept accéléromètres ont été installés à la hauteur d'impact et ont été branchés par cinq lors de chaque impact. L'accélération de l'impacteur a été surveillée avec un accéléromètre 3D installé dessus. Il y avait au total 42 jauges de déformation installées sur les géogrilles, qui ont été partiellement branchées en fonction des besoins de chaque test (25 pour le test 5 MJ et 24 pour le test 2 MJ). La déformation des geostrips a également été surveillée à l'aide de 8 jauges de déformation, qui ont été placées à quatre niveaux différents sur les deux axes d'impact. Enfin, la forme déformée du merlon a été surveillée avec des caméras rapides pendant l’essai et numérisée avec un appareil laser avant et après chaque impact. Lors de la construction du merlon, les pressions de base et la déformation des geostrips ont été mesurées. On constate une variation significative de pressions verticales de base entre les différents capteurs qui en plus diffèrent de la moyenne théorique. La pression horizontale semble avoir une augmentation stable après la troisième étape de remblayage de 0,65 m et grâce à ses mesures, on calcule un angle de frottement de 37 ° à la fin de la construction. Les jauges de déformation des geostrips ont enregistré des valeurs relativement faibles pendant la construction et certaines d'entre elles ont eu une réponse irrégulière. Comme prévu, le merlon est impacté deux fois avec deux blocs différents (12 340 kg et 4 800 kg) qui se déplacent à la même vitesse de 28,5 m/s. Le merlon a résisté au premier impact de 5 MJ au centre en subissant une déformation importante autour de la position d'impact. En revanche, le deuxième impact de 2 MJ a provoqué moins de déformation et a montré que le merlon est plus flexible lorsqu'il est impacté près des bords. Quatre phases de déformation du merlon sont observées lors du premier impact de 5 MJ: pur pénétration du bloc, pénétration de bloc plus flexion longitudinale, flexion verticale et un léger mouvement de retour vers la position initiale. La première phase a dominé la réponse du merlon. Malheureusement, l'analyse de phase n'a pas pu être effectuée lors du deuxième impact, en raison d'un problème technique avec les caméras rapides. En général, les renforcements ont bien interagi avec le sol sans provoquer localement des visibles mécanismes de rupture. Lors de la première phase, la pénétration du bloc a généré une extrusion à l'arrière du merlon, sans déplacements différentiels aux positions des géogrilles. Lors de la deuxième phase, les renforcements ont réparti une partie de l'énergie d'impact sur l'ensemble du merlon via la flexion longitudinale. De même que pour les essais à échelle réduite, un flambage du treillis est observé à l'arrière du merlon à la fin de la deuxième phase. Le flambage s'est produit au niveau du troisième treillis, car les geostrips supplémentaires installés aux deux premiers treillis ont empêché cet événement. La phase de flexion verticale et la phase de retour avaient des mouvements faibles, mais qui affectaient toute la structure. Cela pourrait être dû aux geostrips et à leur connexion longitudinale continue avec les treillis. L'instrumentation utilisée dans ces essais s'est avérée efficace à l'exception de cinq jauges de déformation qui ont échoué lors des impacts. L'accéléromètre 3D de l'impacteur a mesuré des valeurs de pic assez proches l'une de l'autre pour les deux tests effectués (environ 62 g). La vitesse de propagation des ondes d’impact est évaluée pour les trois types de capteurs installés (accéléromètres, capteurs de pression et jauges de déformation). L'analyse des données des accéléromètres et des jauges de déformation a donné des vitesses similaires, tandis que les capteurs de pression ont donné des vitesses de propagation des ondes plus élevées. Parmi les capteurs de pression, seuls les capteurs arrière ont enregistré des variations importantes tout au long de la durée de l'essai, tandis que les autres ne répondaient qu'à la charge initiale et avaient des valeurs quasi constantes par la suite. Les jauges de déformation des geostrips ont enregistré des déformations relativement faibles qui ne dépassaient pas 1% lors des deux essais d'impact. Les géogrilles avant et arrière ont eu des sollicitations différentes lors de l'impact selon les mesures des jauges de déformation. Les jauges installées sur les géogrilles d’avant ont été sollicitées pendant la première phase (pénétration du bloc) avec des variations de déformation initiales rapides (- 3% à 4%) qui dans la plupart des cas se sont stabilisées à des valeurs faibles (environ 1%) dans les phases suivantes. En revanche, les jauges des géogrilles arrière avaient des pics plus faibles pendant la première phase (± 1%), mais elles ont continué à se mobiliser pendant la deuxième phase (jusqu'à 3%) et ont conservé leurs valeurs atteintes dans les phases suivantes. Cela signifie que les géogrilles avant ont contribué à la résistance aux impacts pendant la première phase, tandis que les géogrilles arrière ont contribué aux phases ultérieures. Étant donné que l'impact affecte plus les géogrilles situés proche de l’impacteur, il est important de définir les étendues de la zone critique dans laquelle les renforcements subissent les dommages les plus graves. Cette zone est définie dans les essais actuels, basé sur le taux de déformation des jauges de déformation, qui était le plus élevé à une distance inférieure à un rayon de bloc de la position d'impact et diminuait rapidement sur de plus grandes distances. 5.Approche simplifiée pour la modélisation numérique des merlons en sol renforcé soumises aux impacts Ce chapitre présente une approche par éléments finis sur le logiciel Abaqus pour modéliser en 3D des merlons en sol renforcé soumises à des impacts. L'impact sur un merlon en sol renforcé est un événement dynamique, de sorte que la précision de la solution dépend fortement du pas de temps. Pour cette raison, l'analyse est effectuée avec une intégration temporelle explicite. Quatre types d’éléments sont représentés : le bloc impactant, le sol du merlon, les renforcements (géogrilles) du merlon et la fondation. Les treillis du parement et les geostrips ne sont pas modélisés, car il était très difficile de les modéliser de manière réaliste et leur présence aurait un effet mineur lors de l'impact. Le bloc impactant est représenté par un élément 3D indéformable. Le sol du merlon est modélisé par des éléments déformables 3D en couches horizontales, pour permettre aux géogrilles d’interagir avec elles et ensuite ces couches sont liées les unes aux autres avec des liaisons virtuelles pour l’obtention d’un sol continu. Les géogrilles sont représentées par des éléments plans installés entre les couches de sol selon la conception du merlon. La fondation est modélisée avec des éléments 3D et sert principalement à simuler l'interaction de frottement entre le merlon et la fondation. Pour faire mieux correspondre le comportement observé du merlon présenté dans les chapitres précédents sur les essais à l’échelle réduite et réelle, deux paramètres dynamiques sont inclus dans ce modèle. Plus précisément, des effets de taux de déformation sont introduits sur le comportement du sol et un coefficient de frottement variable est défini pour l'interaction sol-géogrille. Le modèle de sol était elasto - plastique avec un critère de rupture Drucker - Prager complété par une loi d’écrouissage fonction de la vitesse de déformation. De cette manière, la variation rapide de la sollicitation pendant l’impact est prise en compte dans le comportement du sol. L'écrouissage choisi affecté principalement les éléments du sol soumis à des taux de déformation en traction, en élargissant le domaine élastique évitant ainsi les instabilités numériques dues à la rupture rapide des éléments. L'interaction sol-géogrille a été modélisée avec un coefficient de frottement variable qui est fonction du taux de glissement de la géogrille. Cette loi permet de mieux considérer l'emboîtement initial des grains du sol aux géogrilles, grâce à son coefficient de frottement initial plus élevé. En utilisant les paramètres dynamiques mentionnés ci-dessus et d'autres trouvés dans la littérature, deux des tests effectués dans cette étude (Merlon 2 des essais à l’échelle réduite et le merlon des essais à l’échelle réelle) ont été simulés. Deux types de charges ont été appliqués sur la modélisation numérique, la charge de gravité et la charge d'impact. Le chargement gravitaire est utilisé pour créer un état de contrainte initial dans les merlons et a été appliqué progressivement sur chaque couche de sol. La charge d'impact est représentée par le bloc rigide qui s'est déplacé horizontalement vers le merlon à la vitesse d'impact. Les paramètres des deux modèles ont été calibrés pour produire des résultats proches de ceux des essais. Le modèle du merlon à l’échelle réduite a pu reproduire avec une précision acceptable la forme déformée du merlon, l’accélération du bloc lors de l’impact et les déformations des géogrilles mesurées lors des essais. En revanche, le modèle du merlon à l'échelle réelle était moins précis pour reproduire les mesures d’essai, ce qui signifie que le modèle pourrait être encore amélioré. Cependant, l'analyse numérique actuelle pourrait être efficace pour les évaluations qualitatives. L'énergie cinétique du bloc impactant est actuellement l'un des paramètres les plus mentionnés pour caractériser l’impact sur un merlon de protection contre les chutes de blocs. Cependant, puisque l’énergie cinétique dépend à la fois de la taille et de la vitesse du bloc, il est possible d’avoir des blocs de différentes tailles qui impactent le merlon avec la même énergie. Afin d'étudier cet effet, le modèle du merlon à l'échelle réelle a été utilisé pour simuler une série d'essais d'impact avec une énergie cinétique de 5 MJ, mais avec des tailles et des vitesses de bloc différentes. Les simulations ont révélé que le modèle d’essai à l'échelle réelle était celui qui causait le moins de déplacements sur le merlon. Cela signifie que l'énergie cinétique du bloc d'impact n'est pas un paramètre de conception suffisant pour les merlons en sol renforcé, mais la taille du bloc est également importante. Le mécanisme de rupture critique pour les cas simulés a évolué du cisaillement local pour le plus petit diamètre de bloc, à la flexion structurelle pour les plus grandes tailles de bloc. Le merlon semble être plus flexible lorsqu'il est impacté par des blocs de plus grande taille, ce qui souligne l'importance de la forme et de la longueur du merlon dans de tels cas. Les blocs de grande taille produisent moins de cisaillement local et donc des pic déformations plus faibles sur les renforcements. En revanche, pour les plus petits diamètres de blocs, la largeur des merlons est probablement la plus importante dans la conception, ainsi que les renforcements internes qui sont localement plus sollicités. Les modèles numériques présentés sont une approximation des événements observés au cours des expériences et sont sujets à des limitations. Ces derniers ont à voir avec le comportement simplifié des matériaux et les choix effectués pour éviter les instabilités numériques. 6.Discussion sur le comportement du merlon en sol renforcé aux parements verticaux L’énergie cinétique du bloc peut être dissipée par des mécanismes de cisaillement locaux ou par des mécanismes de déformation structurelle du merlon. Un merlon en sol renforcé, en fonction de sa configuration et de sa conception interne, peut utiliser ces mécanismes dans des proportions différentes. Si le merlon a un élancement faible, la plupart des dommages qu'il subit est due au cisaillement local près de la position d'impact et si le merlon est structurellement élancé, les dommages qu'il subit consistent à la fois en des mécanismes de cisaillement locaux et de déformations structurelles. Le merlon en sol renforcé à faces verticales conçue dans cette thèse a un comportement structurel élancé pour les impacts qui approchent de sa résistance ultime. Par conséquent, une partie de l'énergie d'impact est dissipée par des mécanismes de déformation structurelle et par une meilleure mobilisation des armatures. Les merlons testés avaient un rapport largeur / hauteur de 0,5 pour les essais à l’échelle réduite et de 0,56 pour les essais à l’échelle réelle, ce qui leur conférait un comportement relativement flexible. La pénétration du bloc a provoqué un déséquilibre de masse à l'intérieur du merlon en repoussant localement le centre de gravité des merlons vers l'arrière. Ce dernier a provoqué une augmentation de la pression verticale et du tassement du sol à l'arrière du merlon, ce qui a conduit à la rupture de flambage de plusieurs panneaux de treillis d'acier au bas du parement. À l'échelle réelle, le flambement s'est produit au troisième niveau des panneaux de treillis parce que les deux panneaux ci-dessous avaient une couche supplémentaire de géostrip au milieu qui a empêché cet événement. Cette rupture de flambement a servi de point de départ à un mouvement de flexion verticale dans tous les merlons testés. Dans les essais à l’échelle réduite, la flexion verticale était le mécanisme de rupture le plus critique, tandis que dans les essais à l'échelle réelle, ce mécanisme de rupture n'était pas critique, en raison de la longueur accrue du merlon et des renforcements supplémentaires ajoutés. L'augmentation de la longueur du merlon dans les essais à l'échelle réelle a réduit le risque de rupture de flexion verticale mais a introduit le mécanisme de flexion longitudinale. Ce mécanisme a probablement été rendu possible par la présence des geostrips et des panneaux en treillis d'acier. Ces deux éléments ont conservé la forme du merlon lors de l'impact et par conséquent, il s'est déformé dans son ensemble de la structure flexible. À l'échelle réduite, un tel mécanisme n'a pas été observé en raison de la plus petite longueur du merlon. La mobilisation des renforcements géosynthétiques a été suivie par les jauges de déformation installées sur ceux-ci. D'après les mesures des essais à l'échelle réelle, les geostrips ont eu un rôle limité lors de l'impact. En revanche, les géogrilles ont subi des déformations importantes, notamment dans la zone de cisaillement créée par la pénétration du bloc. À l'échelle réduite, l'installation horizontale près du parement avant a conduit à une mobilisation de géogrilles plus efficace et à moins de déformations globales pour le Merlon 2. Dans les essais du Merlon 2 et du merlon à l'échelle réelle à 5 MJ, la mobilisation des géogrilles avant était temporaire (pendant le bloc pénétration). Dans les essais à échelle réelle, les géogrilles arrière se sont avérées efficaces pendant toute la durée de l'impact et par la suite en maintenant en place la partie endommagée du merlon. La conception de merlons en sol renforcé avec aux parements verticaux doit prendre en compte plusieurs aspects. Différents blocs, qui se déplacent à des vitesses différentes, doivent être utilisés dans le processus de conception afin d'obtenir le cas le plus défavorable. Des simulations numériques peuvent être utilisées à cet effet. La quantité des géogrilles arrière peut être choisie égale aux géogrilles avant en raison de leurs bonnes performances, tandis que les géogrilles avant peuvent être installées à une plus grande distance du parement avant pour augmenter leur confinement et leur efficacité. Il est recommandé d'utiliser la même résistance pour les géogrilles avant et arrière, car leurs déformations étaient assez proches l'une de l'autre dans l’essai à l'échelle réelle. Les geostrips ont un rôle important dans la prévention du flambement des treillis d'acier et par conséquent, de la flexion verticale du merlon lorsqu'ils sont installés dans les niveaux intermédiaires. Pour cette raison, il est nécessaire d’installer des geostrips supplémentaires aux niveaux médians des treillis d’acier jusqu’au milieu de la hauteur du merlon. Au-dessus de ce niveau, les connexions de bord habituelles devraient être suffisantes, puisque la partie la plus critique est le bas de la zone de cisaillement créée par le bloc à l'arrière du merlon, qui est normalement en dessous de la mi-hauteur du merlon. Les treillis d'acier peuvent être rendus plus flexibles en utilisant des barres d'acier doux et des soudures plus solides au niveau des joints afin qu'ils ne se désintègrent pas lors des impacts. De plus, certains détails de connexion doivent être prévus dans la direction longitudinale entre treillis. Cela assurerait une répartition plus graduelle des déplacements dans cette direction. Comme pour les autres types de structures en sol renforcé, il est recommandé que le sol utilisé dans les merlons de protection contre les chutes de blocs contienne une quantité limitée de fines. De cette manière, il évacue rapidement l'eau de pluie et présente un angle de frottement relativement élevé, ce qui est important dans la répartition de l'effet d'impact sur une masse de sol plus importante. Un sol bien nivelé confère au merlon une plus grande résistance aux chocs, mais ce n'est pas courant sur les chantiers de construction. Le matériau en pierre concassée est préféré au matériau roulé en raison de son angle de frottement plus élevé et d'un meilleur verrouillage avec les géogrilles. Étant donné que le sol est le principal composant du merlon, toute condition non remplie (teneur plus élevée en fines, mauvaise granulométrie ou matériau roulé) doit être compensée par une augmentation de la largeur de conception du merlon. 7.Conclusions et perspectives L'objet de cette thèse était d'étudier les merlons de sol renforcé aux parements verticaux, qui ont un rapport d'élancement supérieur à l'unité. Ce type de structure présente un intérêt en raison de son encombrement réduit par rapport aux merlons trapézoïdaux classiques. Les renforcements du merlon aux parements verticaux ont deux rôles : maintenir la forme structurelle et augmenter la résistance aux impacts du merlon. Ceci est réalisé en utilisant deux systèmes de renforcements. Le rôle des renforcements primaires est de répartir l’effet de l’impact sur un plus grand volume de sol, tandis que la forme du merlon est maintenue par les renforcements secondaires. La première campagne d'essais à l'échelle réduite a permis d'identifier la conception du renforcement primaire la plus efficace. Les essais ont montré que l'installation horizontale des géogrilles était plus efficace en donnant des déformations du merlon plus faibles. Le placement vertical des géogrilles présentait des inconvénients marqués tels qu'une plus grande déformabilité du merlon et des difficultés importantes lors de la construction. Pour cette raison, la configuration des renforcements horizontaux est préférable pour ce type de merlon. La déformée des merlons testés consistait en un cisaillement local à la position d'impact combiné à une flexion structurelle. Le cisaillement local dû à la pénétration du bloc était accompagné d'une extrusion à la face arrière du merlon. La forme de l'extrusion arrière sur les essais à l'échelle réelle était lisse, donc aucun déplacement différentiel ne s'est produit à la position des géogrilles, ce qui signifie que l'effet de l'impact a été efficacement réparti sur le volume du merlon. Cela est dû au renforcement discontinu dans le sens transversal du merlon, qui peut être considéré comme une recommandation générale pour les futures conceptions de merlons. Les mécanismes de flexion structurelle deviennent particulièrement importants lorsque la taille du bloc impactant est comparable à la largeur du merlon ce qui était généralement le cas dans les essais effectués. Si nécessaire, ces mécanismes de déformation peuvent être réduits en modifiant les dimensions du merlon comme un élancement plus faible et une longueur du merlon plus grande. En général, aucun glissement de base n'a été détecté dans tous les essais effectués, qui veut dire que ce mécanisme de déformation peut être considéré comme négligeable pour ce type de merlon. Dans les essais réalisés de cette thèse, il a été observé dans de nombreux cas, une compression rapide au début des mesures des jauges de déformation qui étaient installées sur les géogrilles internes. On pense que ce phénomène est causé par la propagation des ondes d'impact dans le merlon combiné à la compression du sol provoquée par la pénétration du bloc. Des recherches supplémentaires sont nécessaires pour établir l'étendue de ces deux causes possibles. Les géogrilles utilisées dans les essais à échelle réelle ont été modérément mobilisées, même pour l'énergie d'impact la plus élevée. Cela pourrait s'expliquer par les mécanismes de flexion structurelle, qui ont en partie soulagé les contraintes internes induites par la pénétration du bloc. Les géogrilles avant ont été plus affectées par ce phénomène que les géogrilles arrière. Ceci est attendu car ils sont situés plus près de la position d'impact et le cisaillement du sol est plus élevé dans cette zone. Les essais d’impact sur le merlon le plus efficace de l’échelle réduite (Merlon 2) et sur le merlon d’échelle réelle ont été simulés à l’aide d’une analyse dynamique explicite dans un logiciel d’éléments finis. Il a été observé que les réponses des merlons pendant les essais pourraient être représentées de manière plus réaliste par les modèles numériques si des paramètres dynamiques étaient incorporés dans les comportements constitutifs du sol et de l’interaction sol-géogrille. Plusieurs impacts ont été simulés sur le modèle du merlon d’essais à l’échelle réelle pour étudier l'effet des différentes conditions d'impact sous énergie cinétique constante. Les simulations ont montré que la taille et la vitesse du bloc, qui ont été utilisées dans les essais à l'échelle réelle, n'étaient pas les plus défavorables pour le merlon. Il a été constaté qu'un bloc plus grand voyageant à une vitesse inférieure par rapport à l’essai à l'échelle réelle pouvait conduire le merlon à la rupture. Dans ce contexte, il est conclu que pour décrire la résistance aux chocs du merlon, la taille maximale du bloc qu'il peut supporter doit être spécifiée en plus de son énergie d'impact. Les simulations numériques de cette thèse sont réalisées sur des modèles simplifiés, qui n'incluent pas les treillis d'acier et les geostrips. Leur rôle dans le maintien de l'intégrité structurale a été remplacé par la résistance accrue du sol en traction, qui a été fournie par le paramètre d’écrouissage fonction du taux de déformation. Afin d’inclure ces éléments dans la simulation, il est nécessaire de changer le modèle du sol de sorte que la stabilité du merlon dépende des treillis d’acier et des geostrips comme dans le cas réel. Ces tâches de modélisation pourraient être un objectif des recherches futures dans les simulations numériques de ces merlons en sol renforcés. Le nombre d'essais réalisés au cours de cette thèse n'est pas suffisant pour créer des règles d'analyse et de conception complètes pour ce type de merlon en sol renforcé. D'autres essais sont nécessaires pour bien comprendre le rôle du sol et des renforcements dans la résistance aux impacts.