ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE …
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Présenté par NDJOMI NANA BLONDEL PROMOTION 2015-2106 Page
ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT
DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR
LE WOURI.
MEMOIRE DE FIN D’ETUDES POUR L’OBTENTION DU
MASTER EN GENIE CIVIL ET HYDRAULQUE
Option : Routes et Ouvrages d’Art
Présenté et soutenu publiquement le 19 Janvier 2017 par :
NDJOMI NANA Blondel
Travaux dirigés par :
Dr David Latifou BELLO Mr MBASSI MBASSI Samuel
Enseignant chercheur au 2iE Sous-directeur des études au MINTP
Jury d’évaluation :
Président : Dr Abdou LAWANE
Membres correcteurs :
- Mr. Decroly DJOUBISSIE DENOUWE
- Mr. Seick O. SORE
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
CITATION
« A aucun degré, le béton précontraint n’est du béton armé amélioré, il n’y a
avec le béton armé, aucune frontière ».
E. FREYSSINET
« Le génie est fait d’un pour cent d’inspiration et de quatre-vingt-dix-neuf pour
cent de transpiration ».
Thomas EDISON
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
« UNE ETERNELLE RECONNAISSANCE A MON CREATEUR, MON
SEIGNEUR JESUS-CHRIST ».
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
REMERCIEMENTS
Qu’il me soit permis ici d’accomplir le noble devoir de payer ma dette de
reconnaissance, envers tous ceux qui ont contribué à l’aboutissement de cette formation. Je
tiens ainsi à remercier sincèrement :
Mr MBOUNSOUM Simon Pierre, Délégué régional des travaux publics du Littoral
pour m’avoir permis de faire mon stage au sein de son personnel.
Mr MBASSI MBASSI SAMUEL Florient, sous-directeur des études pour son
encadrement et sa disponibilité et ses conseils.
Au Dr Latifou David BELLO, enseignant-chercheur au 2iE pour son encadrement et
ses conseils.
A mon bien aimé père Mr NDJOMI Richard, pour l’amour donné et tous les
sacrifices qu’il a consentis dans ma formation.
A ma mère Mme NDJOMI née Yonmba Yvette, mon frère, mes sœurs et ma famille
pour le réconfort et le soutien permanent que vous m’avez apportés
Tous ceux qui de près ou de loin ont apporté leur contribution à la réussite de ma
formation de quelque manière que ce soit ; que ce mémoire soit pour vous
l’expression de ma plus profonde gratitude envers vous.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
RESUME
Notre étude s’inscrit dans la stratégie de réhabilitation, d’aménagement et de
densification du patrimoine routier Camerounais, prôné par l’Etat Camerounais et ses
partenaires au développement. Ainsi, après l’appel d’offre ouvert international, le
gouvernement Camerounais par l’entremise du ministère des travaux publics a attribué un
marché au groupement d’entreprise SCET TUNISIE/DIDON CONSEIL pour l’étude d’une
voie de contournement de la ville de Douala.
Le présent mémoire porte en général sur l’étude d’avant-projet sommaire de la voie de
contournement de la ville et de l’ouvrage de franchissement sur le fleuve Wouri. Il est
particulièrement orienté sur l’étude structurale des voies d’accès du pont limité à 1,7 km avant
le pont et sur 1,7 km après le pont. Après une analyse multicritère pour le choix optimal de la
variante d’ouvrage et tracé de la voie à adopter, nous avons procédé au pré dimensionnement
du tablier de l’ouvrage, de ses appuis et de la précontrainte de continuité. Nous avons obtenu
un caisson de 3,43 m de hauteur et une force de précontrainte de 123,8 MN à appliquer en
phase de construction et 114 MN en phase de service. Puis il a été effectué un calcul des
appuis à l’aide des logiciels Robot Structural Analysis 2014 et CYPE Ingenieros 2012.
Quant aux voies d’accès, nous avons obtenu une chaussée à 6 voies dont la structure est
composée d’une couche de roulement en béton bitumineux de 7 cm d’épaisseur, d’une couche
de base en graveleux latéritique amélioré de 35 cm d’épaisseur et une couche de fondation
d’épaisseur 20cm en graveleux latéritique. La vérification des déformations et contraintes
s’est faite à l’aide du logiciel Alize LCPC.
Ce projet sera exécuté à hauteur estimé de 188 998 000 000 FCFA.
Mots clefs : Dimensionnement, Pont Précontrainte, Analyse multicritère, voie
d’accès, avant-projet sommaire
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
ABSTRACT
Our study is part of the strategy of rehabilitation, development of densification of
the Cameroonian road heritage, advocated by the Cameroonian State and its development
partners. Thus, following the international open tender, the Government of Cameroon,
through the Ministry of Public Works, was awarded to the SCET TUNISIE / DIDON
CONSEIL enterprise group for the study of a bypass of the city of Douala.
This submission is generally based on a preliminary design study of the bypass of
the city and the crossing over the Wouri River. It is particularly oriented to the structural
study of the access roads of the bridge limited to 1. 7 km before the bridge and 1. 7 km after
the bridge. After a multicriteria analysis for the optimal choice of the variant of structure and
trace of the track, we proceeded with the preliminary dimensioning of the deck of the
structure of its supports and of the prestress of continuity. This gave us a caisson with a
height of 3. 43 m and a prestressing force of 123. 8 MN to be applied during the construction
phase and 114 MN in the service phase, then a calculation of the supports using Robot
structural analysis and CYPE software. As for access, we obtained a 6-lane carriageway, the
structure of which is composed of a layer of asphalt concrete with a thickness of 7 cm, an
improved lateritic gravel base layer 35 cm thick, and Layer of thickness 20cm in gravel
lateritic. The verification of the deformations and constraint was made using the software
Alize LCPC.
This project will be executed estimated height of 188.99.000.000 FCFA.
Keys words : Sizing, Prestressing bridge, Multi-criteria analysis, access road,
preliminary design
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LISTE DES ABREVIATIONS
2iE : Institut international d’Ingénierie de l’Eau et de l’Environnement
APD : Avant-Projet Détaillé
APS : Avant-Projet Sommaire
BAEL : Béton Armé aux Etats Limites
BB : Béton Bitumineux
CBR : Californian Bearing Ratio (Indice de Portance Californien)
CEBTP : Centre Expérimental de recherche et d’étude du Bâtiment et des Travaux Publics
CLAC : Comité de liaison pour des alternatives aux canaux inter bassin
ELS : Etat Limite de Service
ELU : Etat Limite Ultime
SETRA : Service d’Etude Technique des Route et de leur Aménagements
MINTP : Ministère des travaux publics
BIP : Budget d’Investissement Public
PAU : Plan d’Aménagement Urbain
MINMAP : Ministère des Marchés Publics
UVP : Unité de Véhicule Particulier.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
TABLE DES MATIERES RESUME ................................................................................................................................................. iv
ABSTRACT ............................................................................................................................................. v
LISTE DES ABREVIATIONS ........................................................................................................................ vi
LISTE DES TABLEAUX ............................................................................................................................... ix
LISTE DES FIGURES ................................................................................................................................... xi
LISTE DES IMAGES .................................................................................................................................. xii
INTRODUCTION ................................................................................................................................... 1
CHAPITRE 1 : PRESENTATION GENERALE DU PROJET .............................................................. 3
1) Contexte................................................................................................................................... 3
2) Objectifs du projet ................................................................................................................... 3
3) Situation géographique ............................................................................................................ 4
CHAPITRE 2 : ETUDES PRELEMINAIRES ........................................................................................ 5
1) Choix de la Variante du Tracé ................................................................................................. 5
2) Etudes hydrauliques .............................................................................................................. 11
3) Etude d’ouvrage d’art ............................................................................................................ 12
4) Etude topographique .............................................................................................................. 17
CHAPITRE 3 : ETUDES D’AVANT PROJET SOMAIRE D’OUVRAGE D’ART DE LA
VARIANTE ADOPTEE ....................................................................................................................... 21
1) Pré dimensionnement du tablier ............................................................................................ 21
2) Description du procédé de précontrainte ............................................................................. 22
3) Evaluation de la précontrainte .............................................................................................. 23
4) Pré dimensionnement et calcul des piles et de la culée ................................................................ 32
CHAPITRE 4 : ETUDE D’AVANT PROJET SOMMAIRE DES VOIES D’ACCES ........................ 37
1) Etudes du trafic ..................................................................................................................... 37
2) Nombre de voies de la route ................................................................................................. 38
3) Classe de portance du sol ...................................................................................................... 39
4) Variantes de structures de chaussée ...................................................................................... 40
5) Vérification des contraintes et déformations dans la variante retenue à l’aide du logiciel
ALIZE-Lcpc .................................................................................................................................. 40
CHAPITRE 5 : NOTICE D’IMPACT ENVIRONEMENTAL ET DEVIS ESTIMATIF .................... 44
1) Description de la zone de projet ........................................................................................... 44
2) Enjeux et critères d’analyse ................................................................................................... 45
3) Mesures correctives et impacts positifs ................................................................................ 46
4) Devis estimatif ....................................................................................................................... 47
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
CONCLUSION ..................................................................................................................................... 49
BIBLIOGRAPHIE ................................................................................................................................ 50
................................................................................................................................................ 52
A) Pré dimensionnement des appuis ................................................................................................. 53
B) Justification des Appuis ................................................................................................................. 56
............................................................................................................................................... 64
1) Hypothèses de calculs ................................................................................................................... 65
2) Description du procédé de précontrainte ....................................................................................... 72
3) Dimensionnement tablier............................................................................................................... 73
ii.1. Caractéristiques du pont ........................................................................................................ 74
ii.2. Calcul des coefficients de majoration dynamique.................................................................. 75
ii.3. Calculs des sollicitations dans la poutre caisson .................................................................... 77
ii.4. Evaluations de la précontrainte .............................................................................................. 86
ii.5 Calcul des aciers passifs As ...................................................................................................... 95
ii.6. Justification à l’effort tranchant ............................................................................................ 96
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
LISTE DES TABLEAUX
Tableau 1 : Calendrier du projet ………………….………………………………………….6
Tableau 2 : Caractéristiques des variantes du tracé ………………………………………... 11
Tableau 3 : Barème de notation……………………………………………………………... 12
Tableau 4 : Analyse multicritères des variantes…………………………………………..…. 13
Tableau 5 : Les Tirants d’air………………………………………………………………….14
Tableau 6 : Gamme de portée des ponts de type SETRA……………………………………..16
Tableau 7 : Analyse multicritère des variantes de ponts……………... ……………………. . 18
Tableau 8 : Paramètre cinématique adopté pour la route……………………………………..19
Tableau 9 : Paramètres fondamentaux du tracé en plan………………………..……………. 20
Tableau 10 : paramètre fondamentaux du profil en long……………………………………..21
Tableau 11 : Pré dimensionnement du caisson…………………………………….………. . 22
Tableau 12 : Caractéristique géométrique du caisson…………………………...…………. . 23
Tableau 13 : Poids propre du tablier………………………………………………………… 24
Tableau 14 : Coefficients de majoration dynamique…………..……………………………. 25
Tableau 15 : Résultats du calcul des sollicitations……………………….…………………. 25
Tableau 16 : Paramètres fondamentaux du profil en long……………………………………26
Tableau 17 : Contraintes limites ………………………………………..……………………27
Tableau 18 : Résultats du calcul de câblage ……………………….…………………………29
Tableau 19 : Résultats du calcul de pertes de charges phases de construction……………….29
Tableau 20 : Résultats du calcul de pertes de charges en phases de service………………….29
Tableau 21 : Vérification des contraintes dans la section de béton…………………..………30
Tableau 22 : Résumé des aciers passifs……………..………………………………………. 31
Tableau 23 : Récapitulatifs des aciers dans la dalle de transition………………..…………...33
Tableau 24 : Récapitulatifs des aciers dans le mur en retour…………………………...…….34
Tableau 25 : Récapitulatifs des aciers dans le mur de front………………………………. …35
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Tableau 26 : Valeurs du coefficient K1 ………………....………………………………….37
Tableau 27 : Valeurs du coefficient K2 ………………………………………………...…. 37
Tableau 28 : Valeurs du coefficient C…………………….………………………………….37
Tableau 29 : Correspondance classe de sol et CBR………………………………………………..38
Tableau 30 : Variantes de structures de chaussées……………………………………………38
Tableau 31 : Résultats des contraintes et déformations…………….……………………...…40
Tableau 32 : Résultats des contraintes et déformations après modifications…………….. . 40
Tableau 33 : Impact sociales et environnementale …………………………………………43
Tableau 34 : Mesure d’atténuations des impacts sociales…………………..……………. . 44
Tableau 35 : Mesure d’atténuations des impacts environnementale ………………. ……. . 44
Tableau 36 : Découpage en lot du budget…………………………………..…...……………45
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
LISTE DES FIGURES
Figure 1 : Variante pont mixte acier-béton………………………………………………...…17
Figure 2 : Variante pont caisson………………………………………………………….......17
Figure 3 : Pré dimensionnement du caisson…………………………………………….……22
Figure 4 : Convoi Bt sur la dalle de transition………………………..………………………31
Figure5 : Diagramme des moments fléchissant………………………………………………34
Figure 6 : Diagramme de poussée de terre……………………………………………………34
Figure 7 : Diagramme des moments fléchissant……..………………………………………. 35
Figure 8 : Diagramme de poussée de terre……………………………………………………35
Figure 9 : Coupe du terrain……………………………………………………………………38
Figure 10 : Le principe de dimensionnement du logiciel Alize - LCPC……………. . …. . …40
Figure 11 : Répartition budgétaire …………………………………………………………. . 40
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
LISTE DES IMAGES
Image 1 : Carte du site………………………………………………………………………..…………7
Image 3 : Carte du contournement NORD-EST…………………………………….…. ……. 9
Image 4 : Carte du contournement NORD-EST 2…………………………..………………. 10
Image 5 : Barrière de type BN4 …………………………………………………………. . . 15
Image 6 : Appareils d’appuis à pot…………………………………………………………...16
Image 7 : Joint de chaussé……………………………………………………………………17
Image 8 : Quartier en expansion à l’est de la ville de douala………………………………...43
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
INTRODUCTION
Dans la suite du programme de développement mis sur pieds au Cameroun pour
rendre le pays émergeant à l’horizon 2035, la densification et l’amélioration du réseau routier
sont un passage obligatoire. Dans cette optique de développement, il est prévu de réhabiliter
le port en eau profonde de la ville de LIMBE. L’évacuation des produits transités par ce port
se fera par l’autoroute DOUALA - LIMBE qui se raccorde à l’autoroute YAOUNDE -
DOUALA en empruntant les voies urbaines de DOUALA. De plus, la croissance des
activités économiques du pays entrainera, si rien n’est entrepris, une augmentation certaine du
trafic dans la ville de DOUALA, capitale économique du Cameroun. On est forcé de
constater que le trafic actuel est déjà mal supporté par le réseau routier présent dans la ville et
même le deuxième pont sur le WOURI en cours de construction n’arrivera pas à fluidifier
celui-ci. Cette utilisation non prévue des ouvrages routiers accélère leurs dégradations déjà
avancées.
Une des solutions adoptées par l’Etat Camerounais pour palier à ce problème
d’envergure est la construction d’une voie de contournement de la ville de douala avec la
construction d’un troisième pont sur le fleuve WOURI. Il faut noter que le Cameroun est
un pays d’Afrique centrale qui possède une cote sur l’océan atlantique de longueur 590 km.
De par cette position géographique, le Cameroun constitue donc une voie incontournable pour
desservir les pays enclavés dont il est limitrophe tel que la RCA, le TCHAD. Cette voie y
contribuera en reliant la Route Nationale N°3 et la Route Nationale N°5 tout en évitant de
densifier le trafic urbain de la ville de DOUALA. Ainsi elle s’intègrera parfaitement dans les
corridors routiers DOUALA- NDJEMA et DOUALA-BANGUI quittant de LIMBE.
L’étude de faisabilité technico-économique est découpée en quatre phases enchaînées
comme suit : les études préliminaires, les études d’avant-projet sommaire, les études d’avant -
projet détaillé et établissement des dossiers de consultations. Le travail sur lequel portera ce
mémoire s’inscrit dans la continuité des études préliminaires. Son objectif global est de
proposer une solution du pont sur le WOURI et d’effectuer une étude sur les voies d’accès
Pour atteindre cet objectif global nous passerons par les objectifs spécifiques suivant :
Faire une analyse multicritères des différentes variantes de tracés.
Faire une analyse multicritères des différentes variantes d’ouvrage d’art.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Effectuer un pré-dimensionnement de la variante retenue.
Etudier la structure de la chaussée des voies d’accès
Les différentes étapes suivies dans cet ouvrage pour réaliser ces objectifs seront:
Présentation général du projet
Choix des variantes de tracé et d’ouvrage d’art
Etude de la variante adoptée d’ouvrage d’art
Etude des voies d’accès du pont sur le Wouri
Etude d’impact environnemental
Devis estimatif de la voie de contournement.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
CHAPITRE 1 : PRESENTATION GENERALE DU PROJET
1) Contexte
Suite à la volonté de l’Etat Camerounais de prévenir le problème futur que pourrait
être la congestion de la circulation dans sa capitale économique, il est octroyé par le biais du
Ministère des Travaux Publics et de l’Agence de Régulation des Marchés Public, un marché
(marché No000177/M //MINMAP/CCPM-AI/2015) sur l’étude d’une voie de
contournement de la ville de Douala avec la construction d’un troisième pont sur le
WOURI au groupement d’entreprises SCET TUNISIE / DIDON CONSEIL.
Une étude similaire avait été réalisée en 2006 par une entreprise dénommé THALES
qui avait proposé une solution technique et économique, mais cette dernière a été rejetée par
les nouveaux co-contractant. Toutes fois, certaines données issues de cette étude seront
réutilisées.
Cette étude est financée dans sa totalité par le BIP MINTP via le Fonds routier, à
hauteur de 1 533 543 910 FCFA. La durée est de 26 mois subdivisée suivant le calendrier ci-
dessous :
Tableau 1 : Calendrier du projet
ETAPES DUREE (mois)
Etudes préliminaire To + 5
Avant-projet sommaire T1 + 8
Avant-projet détaillé T2 +10
Dossier de consultation d’entreprise T 3 + 3
To = date de début des études préliminaires
T1 = date début de l’APS
T2 = date début de l’APD
T3 = date de début du dossier de consultation d’entreprise
2) Objectifs du projet
Ce projet a pour objectif :
De proposer après une analyse, une solution satisfaisante d’un point de vue :
financier, technique, économique, environnemental et social, pour construction de la
voie contournement et de tous les ouvrages y affectés ;
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
De mettre à la disposition de l’administration publique un dossier de consultation
d’entreprise qui permettra de faire une passation de marché pour l’exécution de cette
étude.
3) Situation géographique
La ville de douala se situe à 4o de latitude Nord et 9o 45 de longitude Est dans le la
région littorale du Cameroun. Elle est construite de part et d’autre du fleuve Wouri. De même
la voie de contournement est subdivisée en deux parties :
Une partie ouest située au nord du fleuve Wouri ;
Une partie Est comprise entre le fleuve Dibamba et Wouri.
L’image ci basse donne une situation de la ville de Douala et des deux grands fleuves
qui la côtoient à savoir le Wouri et la Dibamba. On peut aussi y observer que la ville est
traversée par des routes nationales.
Image 1 : Carte du site
Notre travail complètera l’étude préliminaire, puis portera sur les études d’avant-projet
sommaire de l’ouvrage et des voies sur une distance de de 3,4 km repartie de part et d’autre
du pont.
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
CHAPITRE 2 : ETUDES PRELEMINAIRES
1) Choix de la Variante du Tracé
Relativement aux contraintes observées sur le site telles que la largeur de la brèche à
franchir pour le pont, l’urbanisation de la ville et les exigences du contrat, les trois variantes
sont proposées dans le rapport de l’étude préliminaire faite par les co-contractants SCET
TUNISIE / DIDON CONSEIL.
i. Le couloir SUD –OUEST
Cette variante prend origine juste après le pont sur la DIBAMBA venant d’Edéa et
contourne la ville de Douala par l’ouest pour enfin se relier à l’autoroute Douala – Limbé. Il
avait été demandé spécialement hors contrat, de prévoir un raccordement avec l’autoroute
Yaoundé – Douala. Ce qui génère un linéaire supplémentaire d’environ 6 km pour un total
d’environ 60 km. L’image ci basse nous donne une idée de la position de la voie (en bleu)
relativement à la ville de Douala.
Image 2 : Carte du contournement SUD-OUEST
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
ii. Le couloir NORD-EST-1
Elle débute sur la RN3 à la sortie du pont sur la DIBAMBA, puis se dirige vers l’Est
passant près des limites des constructions, se raccorde par la suite au tracé de l’autoroute
Yaoundé - Douala projeté, puis passe dans la zone du fleuve où la section est la plus rétrécie
vers le Nord et fini sur la RN5 au niveau de Bomono. Cette variante développe un linéaire de
45 km environ.
Elle possède deux sous variantes comme montre l’mage ci-dessous.
Image 3 : Carte du contournement NORD-EST 1
iii. Le couloir NORD-EST-2
Il similaire au NORD EST 1 et de longueur comparable mais est plus au Nord et sera
moins utilisé par le trafic de Douala. De même que la précédente, elle possède deux sous
variantes comme le montre l’image ci-dessous.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Image 4 : Carte du contournement NORD-EST 2
iv. Quelques Caractéristique des variantes de tracé
Il est résumé dans le tableau de la page 8 certaines caractéristiques des tracés qui
permettront d’éclairer notre choix quant au tracé à retenir.
Il faut noter que la ville de Douala est en plein développement urbain et ce
développement se poursuit vers l’Est principalement.
Les estimations fournies dans ce tableau se font à hauteur d’un milliard par kilomètre
de route construit majoré volontairement de 25 % pour pallier à des imprévus.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Tableau 2 : Caractéristiques des variantes du tracé
La variante de tracé SUD-OUEST ne peut être choisie, du fait de son linéaire
développé, de la longueur de la brèche à franchir sur le Wouri, et enfin de la grande zone de
marécage à traverser.
VARIANTES Sous-
variante
Linéaire
Approxi
matifs
Longueurs
approximative
des brèches
sur le Wouri
Importance des
zones
marécageuses
Coût
estimé
(milliards
FCFA)
Topogra
phie
Insertion
dans le
PAU
Contraintes
d’aménagement
Observations Gravité
(/10)
SOUD-
OUEST 60 Km >3 Km
Très
importante
(20 km)
Marécages 8
habitations
spontanés 3
NORD-EST-1
1
39 km
+
54 km
400 m
Faible
(inférieur à
5 km)
185
Relief
très
vallonné
donc
induit un
grand
volume
de
cubature
Bonne,
elle va
collabore
r
rapideme
nt avec le
réseau
routier de
la ville
Ligne de
chemin de fer 3
2
39 km
+
76 km
400 m
Faible
(inférieur à
5 km)
193
Relief
très
vallonné
donc
induit un
grand
volume
de
cubature
Bonne,
elle va
collabore
rapideme
nt avec le
réseau
routier de
la ville
Habitations,
infrastructure
sociales très
touchés
4
Forêt dense. 6
NORD-EST-2
1
32,9 km
+
15 km
460 m
Faible
(inférieur à
5 km)
196 Relief
vallonné
Moyenne
,
Elle
contribue
ra un
plus
tardivem
ent que
la NE-1
au réseau
routier.
Ligne de
chemin de fer, 3
Habitations,
infrastructures
sociales
2
2
32,9 km
+
13,8 km
320 m
Faible
(inférieur à
5 km)
189
Relief
Vallonné
Moyenne
Forêt dense. 6
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
v. Analyse multicritère et choix du tracé
Nous allons mener une analyse multicritère pour choisir la variante de pont la mieux
adaptée. Cette méthode d’analyse quantitative consiste à mener une comparaison sur des
critères déterminants selon le projet. Ces critères peuvent être pondérés ou pas et d’ordre
technique, économique, environnemental ou social. L’analyse est présentée sous forme de
tableau à deux entrées.
Les étapes suivies dans ce processus d’analyse sont :
Identification des couloirs à évaluer ;
Analyse de l’information générée par des experts techniques ;
Identification des critères les plus adéquats pour le classement ;
Assignation des pondérations en attribuant une plus grande importance aux critères les
mieux adaptés aux intérêts du projet ;
Classement des couloirs en fonction de leurs qualifications.
Les critères choisis pour comparer les différentes variantes sont :
Le coût ;
Les caractéristiques géométriques ;
L’intégration dans le PAU ;
Aspect hydraulique et hydrologique ;
Aspect social et environnemental.
Le barème utilisé est défini comme suit :
Tableau 3 : Barème de notation
Critères Appréciation / Note Pondération
Coût
Très
bonne Bonne Moyenne Médiocre
30%
100
En fonction de
la variante la
moins chère
En fonction du
coût de la solution
la moins chère
En fonction du
cout de la
solution la moins
chère
Caractéristiques
géométriques
Très
bonne Bonne Moyenne Médiocre
10%
100 80 50 0
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Critères Appréciation / Note Pondération
Intégration dans
le PAU
Très
bonne Bonne Moyenne Médiocre
10%
100 80 50 0
Hydraulique et
hydrologie
Très
bonne Bonne Moyenne Médiocre
10%
100 80 50 0
Aspect social et
environnementale
Très
bonne Bonne Moyenne Médiocre
40%
100 80 50 0
Les notes décrites ci-dessus sont pondérées par des coefficients en vue d’obtenir une
note finale.
On obtient donc les résultats suivant :
Tableau 4 : Analyse multicritères des variantes.
Critères
Variante Nord EST
1-1 Variante Nord Est1-2
Variante Nord
Est 2-1 Variante Nord Est 2-2
Appréciation Note Appréciation Note Appréciation Note Appréciation Note
Coût Très bonne 100 Bonne 96,03 Bonne 94,7 Bonne 98,01
Caractéristiques
géométriques Bonne 80 Bonne 80 Moyenne 50 Très bonne 100
Intégration dans
le PAU Bonne 80 Bonne 80 Très bonne 100 Très bonne 100
Environnementa
le Aspect socio et Bonne 80 Bonne 80 Très bonne 100 Très bonne 100
Hydraulique et
hydrologie Moyenne 50 Moyenne 50 bonne 80 Très bonne 100
Total pondéré 83 81,1 93,4 97,4
D’où on peut conclure que la variante Nord Est 2-2 est la meilleure option dans le choix
du tracé. Nous la retenons pour la suite l’étude. Les principaux avantages que présente ce
couloir par rapport aux autres sont :
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Contournement efficace de la ville de Douala, ce qui évitera une surcharge du trafic ;
Minimiser les nuisances dues aux expropriations des populations ;
D’éviter au mieux les zones inondables et marécageuses ;
Présente la plus petite brèche sur le fleuve Wouri.
2) Etudes hydrauliques
i) Description hydraulique du fleuve Wouri
Le fleuve Wouri a une longueur de 160 km et se jette dans l’océan atlantique en
séparant la ville de Douala en deux parties. Il représente l’exutoire final de toutes les eaux de
la ville de Douala. Son estuaire a une superficie de 1200 km2.
Il apparait que la marée présente un temps moyen de remontée de 6 heures. Ainsi ce
marnage d’environ 1,5 m au-dessus de la côte du zéro moyen fait remonter près de 223 km3
d’eau dans le Wouri [8]. A la suite de ce constat et en se référant au schéma directeur
d’urbanisme, on a :
La côte des plus hautes eaux est fixée à 2,7 m ;
La crue maximale observée est de 1875 m3/s ;
Le Débit moyen annuel 321 m3/s.
ii) Tirant d’air du pont
C’est la hauteur libre entre le parement inférieur du tablier et le fond de la brèche.
La zone à de la brèche à franchir est une voie navigable. Mais aussi le fleuve charrie
beaucoup de déchets, des branchages etc. Ces détritus peuvent au passage s’accrocher et au
fur et à mesure réduire la section d’écoulement mettant ainsi l’ouvrage en danger. C’est
pourquoi il est important de prévoir un tirant d’air suffisant.
Celui-ci dépend évidemment d’une part des risques charriages et du gabarit des
navires, mais aussi de l’importance de l’ouvrage et de la zone de construction. Pour les ponts
de longueur inférieure ou égale à 50 m, on adopte les tirants d’air minimum qui suivent :
Tableau 5 : Les tirants d’air en fonction du site construction.
Tirant d’air (m) Zone du site de construction
1 Zone désertique
1,5 Zone de savane
2 Zone à végétation arbustive dense
2,5 Zone forestière
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Pour des ponts supérieurs à 50 m de longueur, on ajoute 0,5 m sur les valeurs ci-
dessus.
Dans le cadre de notre étude la zone du site de la brèche est une zone forestière, nous
fixerons donc le tirant d’air à 4 m minimum.
3) Etude d’ouvrage d’art
i. Le tablier
Définition et description :
Le tablier est la partie quasi horizontale située sous la voie portée. Deux possibilités
sont envisageables : un tablier simple ou deux tabliers rapprochés. Les paramètres tels que la
facilité d’entretien, le coût, les difficultés d’exécution font que nous opterons pour un seul
tablier.
D’après le document du SETRA [5] la chaussée de la route est en générale 2×2
voies pour une vitesse de référence pouvant varier entre 70 et 110 km/h et est caractérisée
par :
Une relation fonctionnelle avec un site très urbanisé ou à devenir ;
Trafics d’échange avec la voirie locale prépondérants ;
Points d’échange fréquents assurant une bonne irrigation du tissu traversé ;
Intégration éventuelle dans leur emprise.
La catégorie retenue pour cette voie est donc U80. Du fait de cette catégorie, il est
important de prévoir des trottoirs tout au long de la voie et donc sur le pont.
Le tablier de pont choisi sera donc à 2 × 2 voies avec 2 trottoirs et des bandes dérasées
gauche et droite.
Equipements
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Pour la fonctionnalité, la sécurité et le confort du tablier, il est nécessaire d’y poser des
outils répondants à ces besoins. Cet ainsi que nous avons :
Un revêtement constitué d’une couche d’étanchéité à base d’asphalte de 30 mm et
d’une couche de roulement en tapis d’enrobé de béton bitumineux de 7cm ;
Des dispositifs de retenue qui sont des barrières de sécurité de type BN4 ;
Les appareils d’appuis à pot ;
Les joints de chaussée ;
Des gargouilles pour évacuer les eaux ;
Des corniches qui ont pour rôle principal d’améliorer l’esthétique de la structure.
Image 5 : Barrière de type BN4 Image 6 : Appareils d’appuis à pot.
Image 7 : Joint de chaussée
ii. Gabarit de navigation
Il indique quelles sont les dimensions du passage que l’on doit laisser sous l’ouvrage
pour le mouvement de bateaux. La brèche à franchir sur le fleuve Wouri est située dans le
bras du fleuve non exploitable par des bateaux de moyen et grand gabarit. C’est à dire de plus
400 tonnes en chargement d’après le document du CLAC [6]. D’où on se limitera au gabarit
minimum le gabarit Freycinet qui définit une péniche de 5,05 m de large et 18 m de long.
Ainsi le gabarit de navigation sera fixé à 6 m de large.
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
iii. Variantes envisageables
Les structures choisies dans notre projet se conforment aux ouvrages d’art adoptées
par le SETRA. Le tableau suivant résume les domaines d’emploi des différents types
d’ouvrages d’art.
Tableau 6 : Gamme de portée des ponts de type SETRA
La longueur du pont est de 320 m d’après la variante de contournement retenue. µ Les
types de ponts de la gamme SETRA envisageables selon les termes de référence sont :
Les ponts mixtes acier-béton ;
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Figure 1 : Variante pont mixte acier-béton
Pont en caisson poussé en béton précontraint ;
Pont en caisson construit par encorbellement successif en béton précontraint ;
Figure 2 : Variante pont caisson
Les ponts en béton armé et de types VIPP ne sont pas retenus d’avance pour les
raisons suivantes :
Leur faible portée par rapport à la brèche franchie : en effet, ils imposeront un nombre
important de travées donc les appuis seront dans le lit d’écoulement, ce qui handicape
le fonctionnement hydraulique de l’ouvrage.
Les appareils d’appui et les joints de chaussée étant nombreux, le coût d’entretien
sera important.
Le délai de réalisation pour ce type d’ouvrage dépasse de loin les délais obtenus avec
les autres procédés.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
iv. Analyse multicritère
Les critères sélectionnés pour leur pertinence dans cette étude sont :
Les coûts d’exécution
Le délai d’exécution
Faisabilité technique
Entretien et maintenance
Sécurité chantier
Confort et usage
Ici les différents critères ont le même poids et sont notés sur 10.
Le barème est défini comme suit : 5 points sont accordés au départ aux 3 variantes pour le
respect de la gamme de portée, puis à chaque argument positif il est ajouté 1 point et retranché
un point à chaque argument négatif.
Tableau 7 : Analyse multicritère des variantes de pont
Critères
Pont mixtes acier-béton Pont en caisson de section
constante poussé en BP
Pont en caisson de section
variable construit par
encorbellement en BP
Observations Note Observations Note Observations Note
Coût
d’exécution
Le matériel de
coffrage est
réutilisable
6
Matériel de
lancement peu
couteux, léger et
réutilisable
8 Amortissement des outils
de coffrage du tablier ; 6
Délai
d’exécution
La préfabrication
de panneau de
dalle
6
La préfabrication
Permet d’avancé
rapidement
6
La préfabrication
Permet d’avancé
rapidement
6
Faisabilités
technique
Technologie bien
maitrisé ;
matériaux
disponibles
7
bonne qualification
requise, matériaux
disponible
6
Bonne qualification
requise mais bonne
tolérance à l’égard de la
géométrie de la voie ;
matériaux disponible
6
entretien et
maintenance
Fréquence élevé et
couteux 4
Coût minimum car
moins d’appareil
d’appuis et de
joints
7
Coût minimum car moins
d’appareil d’appuis et de
joints
7
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Critères
Pont mixtes acier-béton Pont en caisson de section
constante poussé en BP
Pont en caisson de section
variable construit par
encorbellement en BP
Observations Note Observations Note Observations Note
Sécurité
chantier
la préfabrication
qui diminue les
manœuvres a
risque
6
construction du
tablier sur une aire
facilement
accessible et
préfabrication qui
diminue les
manœuvres a
risque
7
La préfabrication qui
diminue les manœuvres a
risque
6
Confort
usager
Présence des joints
de chaussé entre
travée (5)
7
Présence des joints
de chaussé entre
travée (6)
6 Présence des joints de
chaussé entre travée (5) 8
TOTAL 36 40 39
Suite à cette analyse, nous pouvons conclure que la variante la mieux adaptée ici est le
pont caisson en béton précontraint construit par poussage.
4) Etude topographique
Il s’agira ici de proposer un modèle topographique et géométrique de la voie qui
épousera le tracé NORD EST 2-2 au voisinage du pont sur le Wouri sur 3,8 km. Ce qui fait
1,7 km avant le pont et 2,1 km après le pont.
i) Paramètre cinématique
Les paramètres du tracé en plan dépendent uniquement de la vitesse de référence.
La vitesse de référence est le paramètre qui permet de définir les caractéristiques
minimales d'aménagement des points particuliers : les points d'une section de route dont les
caractéristiques géométriques sont les plus contraignantes. Cette vitesse est fixée à 80 km/h.
On aura donc :
Tableau 8 : Paramètres cinématiques adoptés pour la route
Vitesse de référence V (km/h) 80
Longueur de freinage do 60
Distance d’arrêt en
alignement d1 105
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Distance d’arrêt en courbe d2 120
Distance de visibilité de
dépassement minimal Dd 325
Distance de visibilité de
dépassement normal dN 500
Distance de visibilité de
manœuvre de déplacement Dd 200
ii) Tracé en plan
Le tracé en plan d’une route est constitué d’alignements droits séparés ou pas par des
raccordements progressifs. Ils visent à assurer de bonnes conditions de sécurité et de confort
tout en s’intégrant au mieux dans la topographie du site.
La conception du tracé en plan tient compte de la catégorie de la voie U80.
En fonction de la vitesse de référence (80 km/h), les valeurs minimales des rayons
permettant d’atteindre les objectifs de sécurité et confort sont données dans le tableau ci bas
« FRERET ,1981 » :
Tableau 9 : Paramètres fondamentaux du tracé en plan.
A cet effet, il est composé de long alignements droits allant jusqu’à 5 km raccordés
avec des rayons en plan supérieurs à 800 m qui représentent environ 63% environ du tracé.
iii) Profils en long
Il existe deux types de profil en long : le profil en long du terrain naturel et celui du
projet.
Le profil en long du terrain naturel est la représentation sur un plan vertical des
différents points du terrain naturel ;
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Le profil en long du projet est une représentation des éléments définissant en altitude
la future route suivant le cheminement du tracé en plan. Cette représentation est
appelée ligne rouge du projet. Le profil en long est constitué d’une succession de
rampes et pentes raccordées par des éléments circulaires ou paraboliques. Ce profil en
long doit répondre aux nécessités suivantes :
Ecouler les eaux sur la chaussé ;
S’adapter dans la mesure du possible au relief du terrain naturel.
Pour le cas de cette étude, les caractéristiques du profil en long du projet sont :
Tableau 10 : Paramètres fondamentaux du profil en long
Rayon en
angle
saillant
Minimal
absolue RVm1 500
Minimal
normal RVm2 1500
Rayon en
angle
rentrant
Minimal
absolue RVm’ 700
Minimal
normal RVn’ 1500
Devers
minimal 2,5%
Le schéma des profils en long est consigné en ANNEXE VII.
iv) Profils en travers
Définitions
Le profil en travers du terrain naturel est une coupe transversale de terrains menés
perpendiculaire à l’axe du projet.
Le profil en travers de la route est représenté par le tracé de la chaussée et du terrain
naturel sur un plan vertical, orthogonal à l’axe de la route.
Le profil en travers courant doit pouvoir résoudre les problèmes suivants :
La largeur de la chaussée doit pouvoir évacuer un débit assez important de trafic dans
les conditions de sécurité et de confort ;
Les différents dévers doivent permettre aux véhicules dans une courbe de passer sans
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
dérapage ;
L’eau doit s’écouler et l’assainissement doit se faire aussi facilement que possible.
Schéma du profil en travers de la voie de contournement en zone courante est consigné
en Annexe VII.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
CHAPITRE 3 : ETUDES D’AVANT PROJET SOMAIRE
D’OUVRAGE D’ART DE LA VARIANTE ADOPTEE
1) Pré dimensionnement du tablier
L’ouvrage retenu est un pont en caisson unicellulaire en béton précontraint construit
par poussage. Le document Technique de l’ingénieur [10] nous donne des prescriptions pour
le pré dimensionnement d’un caisson unicellulaire simple. Ainsi nous obtenons :
Tableau 11 : Pré dimensionnement du caisson
Désignation Formules Observations Valeurs (cm)
𝑒′
dépend du
dispositif de
sécurité installé 24
𝑒′′ 𝑏′/5 90
𝑒𝑠 B/25 80
B 2000
b B/2 1000
𝑏′ 450
H 𝐿
𝐻= 16 + 0,25 ∗ (
𝐿
100)4
343
𝑒𝑎 𝐿
2,75 + 125
𝐵
𝐿− 12,5 53
𝑒𝑖 ≥ 𝑚𝑎𝑥(18 𝑐𝑚, 𝑒𝑎/3) 20
Angle de
gousset (𝛼)
Fixé à 40o pour le
supérieur et
l’inférieur
Figure 3 : Pré dimensionnement du caisson
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Les caractéristiques géométriques sont les suivantes :
Tableau 12 : Caractéristiques géométriques du caisson.
Désignation Valeurs Unités
S (Surface totale) 20,02 m²
V’ 2,49 m
V 0,94 m
𝐼𝑔 27,64 𝑚4
𝜌 0,6
2) Description du procédé de précontrainte
La construction d’un tel ouvrage nécessite deux types de précontrainte :
La précontrainte de poussage :
Les caissons seront coulés en place et assemblés sur la rive gauche à l’arrière de la
culée puis poussé. Le précontraint poussage est intérieur au béton centré dans l’hourdis
supérieur et inférieur du caisson et tendu avant chaque poussage. Elle reprend les
sollicitations développées par le poids propre de la structure lors du poussage. Elle dépend
fortement du phasage des travaux. Le poussage du tablier se fait à l’aide de vérin hydraulique
a une vitesse d’environ 2 cm par heure.
La précontrainte de continuité :
La précontrainte de continuité est extérieure au béton et intérieure au caisson. Elle est
faite définitivement après le dernier poussage, c’est elle qui s’assurera la reprise de toutes les
sollicitations en phase de service.
NB : Nous étudierons ici uniquement la précontrainte de continuité.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
3) Evaluation de la précontrainte
a) Description de l’ouvrage
L’ouvrage qui nous intéresse ici est un pont qui servira à franchir une brèche sur le
fleuve Wouri, sa longueur est de 320 m. L’ouvrage est en béton précontraint poussé
unilatéralement à caisson unicellulaire. Il possède 6 travées dont la portée principale est de 55
m. Le tablier portera :
Une chaussée de 16 m de large ;
2 trottoirs en béton armée d’épaisseur 20 cm de 2 m de large chacun ;
Des bordures de trottoirs de type T1 ;
BDG et BDD de 1 m chacune ;
Des barrières de type BN4 ;
D’où on a un total de 20 m de largeur pour le tablier.
b) Charges de calcul
Charges permanentes
Elles sont regroupées dans le tableau ci-dessous :
Tableau 13 : Poids propre du tablier
Désignations Valeurs
Béton armé 25 kN /m3
Revêtement en enrobé de béton bitumineux
de 8cm
24 kN /m3
Chape d’étanchéité en asphalte Sand de 3 cm 24 kN /m3
Barrières de type BN4 0,7 kN/ ml
Bordure de trottoir de type T1 0,56 kN /ml
Charges d’exploitations
Conformément aux exigences du TERMES DE REFERENCE DES ETUDES, les
charges de calculs sont celles du Fascicule 61 TITRE 2 du CCTG. Il est en particulier tenu
compte des sollicitations des camions de types 30 tonnes. Les sollicitations à prendre à
comptes sont donc :
Le système A ;
Le système B ;
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Le système MC 120 et MC 80 ;
Efforts de freinage ;
Charges sur trottoirs ;
Les surcharges sur remblai.
c) Phase de précontrainte
Première phase
La première phase de précontrainte après la réalisation de la structure en béton : cette
précontrainte s’oppose au poids propre de l’ouvrage en béton. Il s’agit d’une précontrainte
interne par câbles 12T15 enfilés dans des gaines en feuillard métallique. Les câbles seront mis
sous tension à 14 jours de durcissement du béton.
Deuxième phase
La seconde phase après la réalisation des superstructures : cette précontrainte s’oppose
aux actions ultérieures (poids des superstructures, actions variables). Il s’agit d’une
précontrainte externe par câbles 19T15 enfilés dans des gaines en polypropylène. Les câbles
seront mis sous tension après 28 jours de durcissement du béton.
d) Evaluation des sollicitations
Caractéristique de la voie
Avec les dimensions des différents éléments du profil en travers du pont, nous avons
les caractéristiques suivantes nécessaires à la détermination de la surcharge routière :
Classe du pont
Au vue de notre profil en travers, la largeur rouable de notre pont est : Lr = 16 m
Lr > 7. 0 m, alors le pont est de classe 1.
Largeur chargeable Lc
Pas de dispositifs de retenue, donc : Lc = Lr = 16 m
Nombre de voies Nv
Nv = Entier (Lc
3) = Entier (
16
3) = 𝟓 𝐯𝐨𝐢𝐞𝐬
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Largeur d’une voie V
V =Lc
Nv= 16
5= 𝟑, 𝟐 𝐦
Calcul du coefficient de majoration dynamique pour la poutre caisson
Le coefficient de majoration dynamique est calculé seulement pour les systèmes B et les
surcharges militaires.
δ = 𝟏 +𝟎,𝟒
𝟏+𝟎,𝟐𝐋+
𝟎,𝟔
𝟏+𝟒𝐆
𝐒
avec {G = Charge permanente de la travéeS = Surcharge maximale majorée
L = Portée de l′élément
Le calcul du Poids propre caisson nous donne G = 574 kN/m
On obtient ainsi donc :
Tableau 14 : Coefficients de majoration dynamique
Système 𝜹
B 1,04
MC120 1,12
MC80 1,09
Les détails des calculs sont en Annexe II.
Les sollicitations
Notre ouvrage est posé sur sept appuis simples, son schéma statique est celui d’une
poutre posée sur 7 appuis simples. La méthode de calcul statique des trois moments nous
permettrait d’obtenir mais ici nous utiliserons le logiciel RDM6 pour le calcul des
uniformément reparti.
L’évaluation des sollicitations générées par les charges roulantes se fait au moyen du
logiciel ROBOT STUTURAL ANALYSIS 2012.
Les calculs sont détaillés en Annexe II.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
On obtient :
Tableau 15 : Résultats du calcul des sollicitations.
Dénominations Type Valeurs Moment
fléchissant (KN. m /ml)
Valeurs effort
tranchant (KN/ml)
Poids du tablier Permanentes 573,43 19,14
Système A Exploitation 212,83 26,91
Système Bc Exploitation 336,61 54,33
Système Bt Exploitation 212,83 60,59
Système Mc120 Exploitation 559,12 65,87
Système Mc80 Exploitation 361,83 33,87
Surcharge trottoir Exploitation 2,205 0,32
e) Calcul de la précontrainte
Les combinaisons
Les combinaisons d’actions donnent :
Tableau 16 : Paramètres fondamentaux du profil en long
Combinaisons Formules Valeurs en kN.m /ml Valeurs en
MN.m
Première phase
Caractéristiques 𝑆 = 𝐺 573,44 183,5
Deuxième phase
Caractéristiques 𝑆𝐶 = 𝐺 + 1,4 ∗ (𝑈𝐷𝐿 + 𝑞) + 1,75𝑇𝑆 1672,72 535, 04
fréquente 𝑆𝑓 = 𝐺 + 0,4𝑈𝐷𝐿 + 0,75𝑇𝑆 1026,41 340, 51
Quasi-
permanente 𝑆𝑝𝑞 = 𝐺 573,44 183,5
Contraintes limites
Les contraintes limites dans le béton pour les hypothèses prise plus haut sont :
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Tableau 17 : Contraintes limites
Classe Contraintes
Combinaisons (MPa)
En
construction
En
exploitation Fréquente
Quasi-
permanentes
Classe II
Calcul en
section non
fissurée
σm = σ’2
Section
d’enrobage
-0,7ftj = -1,86 -ft28 = -3,0 0 -
σm = σ1
Hors section
d’enrobage
-1, 5ftj = -3,
98
-1,5ft28 = -4,
5 - -
σM = σ’1 = σ2
Toute section
0, 6fc14 = 20,
51 0,6fc28 = 24 0,6fc28 = 24 0,5fc28 = 20
Précontrainte
Le calcul de la précontrainte se fait donc comme suit :
Précontrainte P1 en phase de continuité en phase construction
Calcul de PI
PI =∆M+
IGZV′σ2′̅̅ ̅ +
IGZV σ1 ̅̅̅̅
ρ ∗ h
∆M = Mmax −Mmin = Mq = 0;
σ2′̅̅ ̅ = −1, 86 MPa. Comme la limitation des tractions est plus stricte dans la section
d’enrobage d’oùσ1 ̅̅̅̅ = −3,98 MPa.
ρ = 0,5
PI =
27,642,49 ∗ (−1, 86) +
27,640,94 ∗ (−3, 98)
0, 6 ∗ 3,43
𝐏𝐈 = −𝟔𝟔, 𝟖𝟗 𝐌𝐍
Calcul de PII
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
PII =MM +
IGZV′σ2′̅̅ ̅
V′ + ρ ∗ V − d′
PII = 183,4 +
27,642,49 ∗ (−1, 86)
2,49 + 0, 5 ∗ 0, 94 − 0,20
𝐏𝐈𝐈 = 𝟓𝟎 𝐌𝐍
PII < PI Donc la section est sous-critique ;
On a : e0 = ρ ∗ v −𝑀𝑀
𝑃𝐼= 0,564 - 2,74= - 2,18 m
𝐏𝟏 = 𝐏𝐈𝐈 = 𝟔𝟔, 𝟖𝟗 𝐌𝐍
Précontrainte P2 de continuité pour l’ouvrage en service
∆M = Mq = 178,9 MN.m
Calcul de PI
PI =∆M+
IGZV′σ2′̅̅ ̅ +
IGZV σ1 ̅̅̅̅
ρ ∗ h
PI =178, 9 −
27,642, 49 ∗
(3,0) −27,640, 94 ∗ (4, 5)
0, 6 ∗ 3, 43
PI = −80,48 MN
Calcul de PII
PII =MM +
IGZV′σ2′̅̅ ̅
V′ + ρ ∗ V − d′
PII =362,42 −
27,642,49 ∗ (3, 0)
2,49 + 0, 6 ∗ 0,98 − 0, 20
PII = 114,36 MN
PII > PI Donc la section est sur-critique ;
On a : e0 = −(V′ − d′) = −(2,49 − 0, 20) = - 2 ,29 m
𝐏𝟐 = 𝐏𝐈𝐈 = 𝟏𝟏𝟒, 𝟑𝟔 𝐌𝐍
Détermination du câblage par phase
Les détails de calcul sont présentés Annexe II
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Tableau 18 : Résultats du calcul de câblage
Valeurs de précontrainte Matériaux quantités
P1 = 𝟔𝟔, 𝟖𝟗 𝐌𝐍 𝟏𝟐𝐓𝟏𝟓 38câbles
P2= 𝟏𝟏𝟒, 𝟑𝟔 𝐌𝐍 𝟏𝟗𝐓𝟏𝟓 41 câbles
Vérifications des pertes de charges
Phase 1 : construction
Tableau 19 : Résultats du calcul de pertes de charges phases de construction.
Dénomination Formules Valeurs
Perte de charges instantanées Δδf = P0*(1 – e-(fα + φx)) 135,9 MPa
Pertes de charges par entrer
d’ancrage Δδg 0
Pertes de charges par
déformation instantanées Δδn =
(n−1)
2n∗
Ep
Eb14∗ σ𝑏 147,13 MPa
Pertes de charges par retrait Δδr = Ep*εr 78 MPa
Pertes de charges par
relaxations Δδp =
6
100∗ ρ1000 ∗ (
σ𝑏𝑖
Fpeg− μ0) ∗ σ𝑏𝑖 67,40MPa
Perte de charge par fluage Δδfl = 2 ∗ σ𝑏 ∗Ep
Eb14 84,49 MPa
Total 215,81 MPa
Conclusion : Nous avons une perte totale de 24,3% contre 25% prévue initialement en
hypothèse. Les résultats ci-dessus sont bons et seront conservés.
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Phase 2 : Service.
Tableau 20 : Résultats du calcul de pertes de charges en phases de service
Dénomination Formules Valeurs
Perte de charges instantanées Δδf = P0*(1 – e-(fα + φx)) 135,9 MPa
Pertes de charges par entrer
d’ancrage Δδg 0
Pertes de charges par
déformation instantanées Δδn =
(n−1)
2n∗
Ep
Eb14∗ σ𝑏
4,03 MPa
Pertes de charges par retrait Δδr = Ep*εr 78 MPa
Pertes de charges par
relaxations Δδp =
6
100∗ ρ1000 ∗ (
σ𝑏𝑖
Fpeg− μ0) ∗ σ𝑏𝑖 41,78 MPa
Perte de charge par fluage Δδfl = 2 ∗ σ𝑏 ∗Ep
Eb14 85,61 MPa
Total 191,12 MPa
Conclusion : Nous avons une perte totale de 22,64% contre 25% prévue. Les calculs faits ci-
dessus sont bons et seront conservés.
Vérification des contraintes dans la section de béton
Tableau 21 : Vérification des contraintes dans la section de béton
Contraint
es
MPa
En construction En service fréquente Quasi-permanente
Limites validation Limites Validatio
n Limites validation Limites validation
Phase
1
Sous
moment
max
=
sous
moment
min
𝛔𝐬 =4,62 σ2
=20,51 OK 24 OK 24 OK 20 OK
𝛔𝐢 =10,4
5
σ’1 =
20,51 OK 24 OK 24 OK 0
Phase
2
Sous
moment
max
𝛔𝐬 =9,13 σ2
=20,51 OK 24 OK 24 OK 20 OK
𝛔𝐢 =-3 σ’2 =
-3,98 OK -4,5 OK 0
NON,
Calcul
Aciers
passifs
0
NON,
Calcul
Aciers
passifs
Sous
moment
min
𝛔𝐬 =3,05 σ2
=20,51 OK 24 OK 24 OK 20 OK
σi =13,04 σ’1 =
0,51 OK 24 OK 24 OK 20 OK
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On constate qu’en phase 2 la contrainte de traction n’est pas vérifiée dans la fibre
inférieure d’où il est nécessaire d’effectuer un calcul d’acier passif.
f) Détermination des contraintes de cisaillement et vérification
τ(y) = V∗SGz(y)
IGz∗bn(y) ,
avec
{SGz = Moment statique par rapport à l′axe Gz de la surface situee au dessus de y
bn(y) = largeur nette de la section àl′ordonnee y
À y = 0, nous sommes dans l’âme de la poutre donc bn(y) = 0. 25 m.
Le calcul de SGz sera fait grâce au logiciel RDM6 on obtient pour cela :
SGz = 1,26 m3 dans l’axe Gz .
Le calcul du moment statique a été limité à la surface concernée (surface au-dessus de
l’ordonnée y considérée).
τ(0) = 0.94∗1,26
0,78∗1,06 = 1,49 MPa
Contrainte limite
τ2 ≤ 2 ∗ftj
fcj∗ (0,6fcj − σ𝑥)(ftj +
2
3σ𝑥)
τ2 ≤ 2 ∗3
40∗ (0, 6 ∗ 40 − 11,69)(3 +
2
3∗ 11,69)
τ2 ≤ 19,92
τl ≤ 4,46 MPa
or τ = 1,49, par conséquent la condition est vérifiée.
g) Calcul des armatures passives et transversale
La section d’acier transversaux est donnée par :
𝑨𝒕 =𝝉𝒖∗𝒃𝒏∗𝒔𝒕∗𝜸𝒔∗𝒕𝒂𝒏𝜷𝒖
𝒇𝒆 Avec βu = 30 ̊
La d’acier passif est donné par :
𝑨𝒔 =𝑩𝒕
𝟏𝟎𝟎𝟎+
𝑵𝑩𝒕
𝒇𝒆∗ 𝒇𝒕𝟐𝟖
𝝈𝑩𝒕
𝐵𝑡 Est la section de béton tendue
𝑵𝑩𝒕 L’effort de traction développée
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Apres calcul on obtient : 𝑨𝒕 = 𝟐𝟎, 𝟒 𝒄𝒎𝟐 et 𝑨𝒔 = 𝟏𝟕𝟗, 𝟔 𝒄𝒎
Tableau 22 : Résumé des aciers passifs
Densité de ferraillage
transversal At ≥ st ∗ [τu −
ftj
3] ∗ bn ∗
γs
fe∗ tanβu 𝟗, 𝟕 𝒄𝒎²
Minimum d’armatures
transversales dans les âmes
des poutres
At ≥0, 4 ∗ bn ∗ st ∗ γs
fe
𝟔, 𝟗 cm2
Aciers passifs minimale Amin = 0, 23 ∗ B ∗ ft28
fe 𝟐𝟕𝟔, 𝟑 𝐜𝐦𝟐
D’où on retiendra : 𝑨𝒕 = 𝟐𝟎, 𝟒 𝒄𝒎² et 𝑨𝒔 = 𝟐𝟕𝟔, 𝟑 𝒄𝒎² .
Le choix des aciers est effectué comme suit :
HA 20 espacés de st = 20 cm pour les armatures transversales.
4) Pré dimensionnement et calcul des piles et de la culée
Les piles et les culées sont pré dimensionnées selon les dispositions du dossier pilote
PP73 du SETRA et les recommandations du CALGARO [1].
a) Les piles
Une pile sera constituée de 3 colonnes circulaires encastrées dans un chevêtre en tête
et dans une nervure de transition à leurs pieds. Ces colonnes seront disposées au droit des
appareils d’appuis. Le diamètre des colonnes est donné par ∅ = 𝐦𝐚𝐱 (𝟎, 𝟓;𝟒×𝑯+𝑳
𝟏𝟎𝟎+ 𝟎, 𝟏) =
𝟎, 𝟖 𝒎. D’après le dossier pilote PP73 su SETRA, le chevêtre est une poutre rectangulaire
qui a pour section 1*1,5 m et une longueur de L = 10 m.
Les piles seront calculées à l’aide du logiciel Robot Structural Analysis 2013 en
compression centrée. Les calculs seront menés à L’ELS en fissuration préjudiciable. La
combinaison la plus défavorable est : 𝟏, 𝟐 ∗ 𝑹𝑨 + 𝑷𝒕 + 𝑷𝒄 + 𝑷𝒇+ 𝑹𝒕𝒓𝒐𝒕𝒕𝒐𝒊𝒓= 69636,2 kN. La
pile la plus haute a culmine H= 9,43 m, elle sera utilisée pour la modélisation.
On obtient comme aciers longitudinaux 50 HA 40 et transversaux 24 HA 14 avec un
nouveau diamètre de fût ∅ = 2 𝑚 .
De même la section de chevêtre passe à 2 * 1,5.
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b) Les culées
Mur garde grève
L’épaisseur du mur garde grève est fixé𝐸𝑔𝑔 = 0,3 𝑚, d’après les dispositions du PP73
pour les murs de plus de 2 m de hauteur avec une dalle de transition posée sur sa partie
inférieure du corbeau.
Sa hauteur du mur garde grève est égale à celle du tablier plus celle des dispositifs
d’appuis : ℎ𝑔𝑔 = 3,43 m+0,25 = 3,68 m.
Il se ferraille selon les dispositions du PP73, qui stipule que pour les murs garde
grèves de hauteur légèrement supérieur à 3 m on peut être extrapolé de façon raisonnable
celui des hauteurs comprise entre 2 m et 3 m. Le plan de ferraillage est consigné en Annexe
IV.
Le corbeau
Il sert d’appui à la dalle de transition, son épaisseur est e = 0,3 m. Le corbeau travaille
comme une console courte encastrée dans le mur de front. En plus de son poids propre il
reçoit les efforts provenant de sa dalle de transition. Après calcul, on a 2 cm²/ml mais d’après
les spécifications du PP73. Nous retiendrons 8HA12/ml. Le plan de ferraillage est consigné
en Annexe IV.
Dalle de transition
Elle sert de pont entre la partie en remblai compacté et le tablier. Elle est pré
dimensionnée suivant les dispositions proposées par CALGARO [1] d’où on a une épaisseur
de 𝑒𝑑 = 0,3 𝑚.
L = inf(6 𝑚 ; sup(3; 0,6 × 𝐻)) = 3 𝑚 Avec H = hauteur du remblai.
La dalle de transition est dimensionnée conformément aux recommandations du
SETRA [9]. Sa largeur est égale à la largeur de l’ouvrage, soit L = 20 m. Elle est calculée en
supposant simplement appuyée d’une part sur le corbeau d’appui et d’autre part prenant appui
sur le remblai par une bande de 0,6 m de largeur. Ce bord libre est renforcé par une armature
de chaînage. Elle est soumise aux surcharges provenant du système des essieux tandem Bt ;
les calculs sont menés aux ELU.
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Grâce au théorème de BARRE ST VENANT, on détermine le moment maximal du
aux surcharges routière :
Figure 4 : Convoi Bt sur la Dalle de transition
On obtient 𝑀𝑄 = 20,38 𝑘𝑁/𝑚𝑙 et 𝑀𝑔 = 𝛾𝑏 ∗ 𝑒 ∗𝑙2
8= 25 ∗ 0,3 ∗
32
8= 8,43 𝑘𝑁.𝑚
Tableau 23 : récapitulatifs des aciers dans la dalle de transition
Moment
Section
minimal
d’acier
Section
théorique Choix
Section
réelle
44 kN.m 3.31 cm² 4,781 cm² 4 HA 14 /ml 6,16 cm²
Le sommier
C’est la partie sur laquelle repose l’about du tablier. Dans le cas des culées
remblayées, il est intégré aux murs de front. Dans notre cas il a une largeur de 0,52 m.
Murs en retour
Ils sont situés de part et d’autre du mur de front et de la culée et permettent de retenir
les remblais d’accès. Ils se comportent donc comme des ouvrages de soutènement. Ils sont
conçus encastrés dans le mur de front et dans la semelle de culée. Ils ont une hauteur H =
10 ,38 m et une épaisseur 𝐸𝑚 = 1,05 𝑚 .
Ils sont soumis aux charges provenant de leur propre poids (N = 240,3kN), des
surcharges venant du remblai ( 𝑀𝑄 = 277,72 Kn.m) et aux poussées des terres. Son calcul se
fera avec le logiciel CYPE Ingenieros 2012. Les calculs seront conduits à l’ELS. On obtient
les résultats suivant :
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Tableau 24 : Récapitulatifs des aciers dans le mur en retour
Sens de ferraillage Acier Espacement
Vertical face intérieur HA25 25 cm
Vertical face extérieur HA16 10 cm
Horizontale interne HA12 30 cm
Horizontale Externe HA16 10 cm
Cadre de couronnement HA16
Armatures de couronnement 5HA20
Mur de front
La hauteur du mur de front est fonction de la côte minimale sous bossage d’appareil
d’appuis du pont qui est de 4m ici. Ainsi, en tenant compte de la trace du terrain naturel du lit
du cours d’eau et de la côte des plus hautes eaux, une hauteur bossage d’appareil d’appuis du
pont de 6,7 m sera adoptée.
𝐻𝑚𝑓 = 6,7 𝑚
D’après CALGARO [1] , cet épaisseur est : 𝐸𝑚 = sup (0,3;𝐻𝑚𝑓 /8) = 0,84 m.
Il est calculé comme un mur de soutènement en le supposant encastré dans la semelle.
Son calcul se fera avec le logiciel CYPE Ingenieros 2013.
Figure 5 : Diagramme des moments
fléchissant.
Figure 6 : Diagramme de poussée de
terre
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Le calcul des armatures du mur de front se fait en l'absence du tablier. Outre les efforts
de compression provenant de son poids propre, le mur de front supporte un moment
fléchissant résultant des poussées de terre et des surcharges sur remblai d'accès. On obtient
les résultats suivant :
Tableau 25 : récapitulatifs des aciers dans le mur de front
Sens de ferraillage Acier espacement
Vertical face intérieur HA25 25 cm
Vertical face extérieur HA16 10 cm
Horizontale interne HA12 30 cm
Horizontale Externe HA16 10 cm
Cadre de couronnement HA16
Armatures de couronnement 5HA20
Les plans de ferraillages sont consignés en Annexe IV.
Remarque :
Il faudra tenir compte des effets hyperstatiques de la précontrainte lors de la détermination
des fuseaux de passage des câbles lors de l’APD ;
Les calculs des appuis devront être confirmés en phase APD lorsque les données portant sur
les caractéristiques géotechniques des sols en place dans le lit du fleuve seront disponibles.
Figure 7 : Diagramme des
moments fléchissant.
Figure 8: Diagramme de
poussée de terre.
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CHAPITRE 4 : ETUDE D’AVANT PROJET SOMMAIRE DES
VOIES D’ACCES
Le dimensionnement des chaussées est une phase du projet qui doit se faire avec assez
de délicatesse en ce sens qu’un mauvais dimensionnement provoquera inévitablement la
destruction rapide de la chaussée ou une augmentation du prix du projet.
Dans le dimensionnement, les paramètres fondamentaux sont :
Le trafic
Indice portant de la plateforme et des emprunts disponibles.
1) Etudes du trafic
En septembre 2000, une campagne de comptages avait été réalisée, ainsi qu’une
enquête origine destinée aux entrées de la ville de Douala pont du Wouri et routes venant de
Yaoundé. Il en est ressorti que :
8% environ du trafic est constitué de poids lourd et concentré uniquement sur les
grands axes de la ville ;
Venant de la rive gauche le trafic poids lourd par jour enregistré à la National 3 en
sortie de Douala vers Yaoundé à une moyenne de 193 PL /j/sens (poids lourd par jour
par sens) ;
Le trafic poids lourd par jour et par sens enregistré sur le pont du Wouri une moyenne
de 152 PL /j/sens ;
Nous retiendrons le trafic le plus élevée c’est de To = 193 PL /j/sens ;
Avec un taux d’accroissement annuel i = 5% par an et la mise en service prévue pour
2021, le trafic réactualisé pour cette date avec un accroissement géométrique donne :
T = To ∗ (1 + 0,05)2000−2021 = 538 PL /j/sens
Le trafic cumulé de dimensionnement N est obtenue de la façon suivante :
𝑁 = 𝑇 ∗ 365 ∗(1+𝑖)𝑛−1
𝑖*A où
{ 𝐴 = 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡 𝑑’𝑎𝑔𝑟𝑒𝑠𝑠𝑖𝑣𝑖𝑡é 𝑑𝑒𝑠 𝑝𝑜𝑖𝑑𝑠 𝑙𝑜𝑢𝑟𝑑 𝑝𝑎𝑟 𝑟𝑎𝑝𝑝𝑜𝑟𝑡 𝑎 𝑙′𝑒𝑠𝑠𝑖𝑒𝑢 𝑑𝑒 𝑟é𝑓é𝑟𝑒𝑛𝑐𝑒.
𝑛 = 𝑑𝑢𝑟é𝑒 𝑑𝑒 𝑣𝑖𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑐ℎ𝑎𝑢𝑠𝑠é = 20 𝑎𝑛𝑠
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𝐴 = (𝑝
𝑝𝑜)𝛼 {
𝑝 = 𝑐ℎ𝑎𝑟𝑔𝑒 𝑛𝑜𝑟𝑚𝑎𝑙 𝑎𝑢𝑡𝑜𝑟𝑖𝑠é 𝑎 𝑙′𝑒𝑠𝑠𝑖𝑒𝑢𝑎𝑢 𝑐𝑎𝑚𝑒𝑟𝑜𝑢𝑛 = 13𝑡𝑒𝑠𝑠𝑖𝑒𝑢 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑓𝑒𝑛𝑐𝑒 = 13𝑡
𝛼 = 4,5 𝑒𝑛 𝑎𝑓𝑟𝑖𝑞𝑢𝑒 𝑝𝑜𝑢𝑟 𝑙𝑒𝑠 𝑐ℎ𝑎𝑢𝑠𝑠é𝑒𝑠 𝑠𝑜𝑢𝑝𝑙𝑒𝑠
𝐴 = (13
13)4,5 = 1
D’où on aura : 𝑁 = 538 ∗ 365 ∗(1+0,05)20−1
0,05= 6,5 ∗ 106 𝑃𝐿
Donc nous avons un trafic de classe 𝑇4 car 4 ∗ 106 < 𝑁 = 6,5 ∗ 106 𝑃𝐿 < 107
selon le CEBTP [2]
2) Nombre de voies de la route
Le nombre de voie est fonction du trafic attendue. Pour les routes bidirectionnelles on
détermine le nombre de voie comme suit :
𝑁 =𝑄
𝑄𝑎𝑑𝑚 Où
{𝑄 𝑒𝑠𝑡 𝑙𝑒 𝑑é𝑏𝑖𝑡 𝑑𝑒 𝑝𝑜𝑖𝑛𝑡𝑒 ℎ𝑜𝑟𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑛𝑜𝑟𝑚𝑎𝑙
𝑄𝑎𝑑𝑚 𝑒𝑠𝑡 𝑙𝑒 𝑑é𝑏𝑖𝑡 ℎ𝑜𝑟𝑎𝑖𝑟𝑒 𝑚𝑎𝑥𝑖𝑚𝑎𝑙 𝑎𝑐𝑐é𝑝𝑡é 𝑝𝑎𝑟 𝑣𝑜𝑖𝑒 𝑐𝑜𝑚𝑝𝑡𝑒 𝑡𝑒𝑛𝑢𝑒 𝑑𝑢 𝑛𝑖𝑣𝑒𝑎𝑢 𝑑𝑒 𝑠𝑒𝑟𝑣𝑖𝑐𝑒
𝑄𝑎𝑑𝑚 = 𝐾1 ∗ 𝐾2 ∗ 𝐶
C = capacité effective par voie en uvp qu’un profil en travers peut écouler en régime stable.
𝐾1𝑒𝑡𝐾2 𝑑é𝑝𝑒𝑛𝑑𝑒 𝑑𝑒 𝑙′𝑒𝑛𝑣𝑖𝑟𝑜𝑛𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑒𝑡 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑙𝑎𝑟𝑔𝑒𝑢𝑟 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑐ℎ𝑎𝑢𝑠𝑠é𝑒
Les valeurs de K1, K2, et C sont consigné dans les tableaux ci bas.
Tableau 26 : Valeurs du coefficient K1
Environnement 𝐾1
E1 : facile 0,75
E2 : moyen 0,85
E3 : difficile 0,9-0,95
Tableau 27 : Valeurs du coefficient K2
𝐾2 Catégorie de la route
1 2 3 4 5
Environnement
E1 : facile 1 1 1 1 1
E2 :
moyen 0,99 0,99 0,99 0,98 0,98
E3 :
difficile 0,91 0,95 0,97 0,98 0,98
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Tableau 28 : Valeurs du coefficient C
Route C
02 voies de 3,5 m 1200 uvp /h
03 voies de 3,5 m 2400 uvp /h
A chaussée séparer 1500-1800
uvp/h /sens
NB : En hypothèse nous considérerons le milieu comme moyen.
𝑄𝑎𝑑𝑚 = 0,85 ∗ 0,99 ∗ 1800 ∗ 2 = 3029. 4 𝑢𝑣𝑝
La communauté urbaine fourni une valeur de UVP = 152500 uvp en moyenne dans la ville de
Douala
𝑄 = 0,12 ∗ 𝑈𝑉𝑃 = 18300 𝑢𝑣𝑝
Donc on a 𝑁 =18300
3029.4= 6 𝑣𝑜𝑖𝑒𝑠
3) Classe de portance du sol
Les analyses géotechniques ont été effectuées par le LABOGENIE. Les résultats
donnent un CBR de 16 en moyenne avec un minimum de 15 et un maximum de 21 sur la
sous-variante NORD EST 2-2. La coupe du terrain ci-après donne un aperçu de sa
stratigraphie sur 1,4 m de profondeur.
Tableau 29 : Correspondance classe
de sol et CBR
Figure 9 : Coupe du terrain
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On peut don conclure que notre plateforme est de type S4.
4) Variantes de structures de chaussée
Les différentes possibilités de matériaux selon la méthode du CEBTP [2] d’après
Tableau 30 : Variantes de structures de chaussées
Couches de
chaussés Variante 1 Variante 2 Variante 3 Variante 4
Revêtement
Béton
bitumineux (7
cm)
Béton
bitumineux (7
cm)
Béton
bitumineux (7
cm)
Béton bitumineux
(7 cm)
Couche de base
graveleux
latéritique
amélioré au
ciment (20 cm)
Concassé o/d
(25cm)
Grave ciment (20
cm)
Grave ciment (20
cm)
Couche de
fondation
graveleux
latéritique naturel
(20 cm)
Tout venant de
concassage (27
cm)
Grave latéritique
naturel (20 cm)
Sable amélioré au
ciment (15 cm)
Sol support Grave latéritique
argileuse
Grave latéritique
argileuse
Grave latéritique
argileuse
Grave latéritique
argileuse
La variante 1 est retenue car la disponibilité du graveleux latéritique dans les zones
d’emprunts y est forte. Le site d’emprunt est localisé aux environ de Yassem à 8km du site du
pont.
Remarque :
Les sols dont la teneur en eau au moment de la mise en œuvre est trop élevée pour
permettre l’obtention de la compacité minimum admissible, il est recommandé de traité sur
une épaisseur de 15 cm au ciment à raison d’une teneur en eau de 3 à 4%. On devra obtenir
avec de la graves latéritiques un IP < 30 et un CBR > 80 le gonflement devra être inférieur à
2%.
5) Vérification des contraintes et déformations dans la variante retenue à l’aide
du logiciel ALIZE-Lcpc
Le logiciel Alize - LCPC met en œuvre la méthode rationnelle de dimensionnement
mécanique des structures de chaussé développé par le LCPC et le SETRA. Cette méthode est
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décrite dans la fiche technique de présentation du logiciel « Alize - LCPC: présentation
générale du logiciel » se déroule comme suit :
Choix des différentes couches de structure chaussé :
Ce choix est fonction du projet et de ses caractéristiques. La chaussé dans notre est une
chaussé souple.
Détermination des sollicitations admissible.
Les sollicitations admissibles dans les différentes couches découlent de 2 modèles de
ruine :
Pour les matériaux traités le modèle d’endommagement par fatigue sous les
sollicitations répétées de tractions par flexion exercés par le trafic est le mode de
ruine considéré. Cette sollicitation est donnée par :
𝑠𝑡𝑚 = 𝐴 ∗ 𝑃 ∗ 𝑁𝑏
𝐴 Et b = paramètres descriptifs du comportement des matériaux
𝑃 = Coefficients additionnels pour la prise en compte de différents facteurs non repris par
les résultats bruts d’essai en laboratoire.
N = nombre de passage des charges roulantes sur toutes les durées de service assignée a la
chaussée.
Pour les matériaux non traités, le mode de ruine adopté est le modèle
d’accumulation des déformations plastiques irréversible résultant de la
compression verticale exercée par le trafic :
𝑠𝑡𝑧𝑚 = 𝐴 ∗ 𝑁𝑏
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Figure 10 : Principe de dimensionnement du logiciel ALIZE-Lcpc
Tableau 31 : Résultats des contraintes et déformations
COUCHES Valeurs admissibles Valeurs obtenues validation
Roulement 𝜺𝑻𝒂𝒅𝒎 = 𝟕𝟑, 𝟔 𝜺𝑻𝒔𝒖𝒑 = 𝟑𝟕, 𝟒 ok
𝜺𝑻𝒊𝒏𝒇 = 𝟐𝟏, 𝟏 ok
Base 𝝈𝑻𝒂𝒅𝒎 = 𝟎, 𝟓𝟏𝟗 𝝈𝑻𝒔𝒖𝒑 = 𝟎, 𝟖𝟖 non
𝝈𝑻𝒊𝒏𝒇 = −𝟏, 𝟐 ok
Fondation 𝜺𝒁𝒂𝒅𝒎 = 𝟓𝟗𝟖, 𝟗 𝜺𝒁𝒔𝒖𝒑 = 𝟔𝟓 ok
𝜺𝒁𝒊𝒏𝒇 = 𝟖𝟎, 𝟕 ok
Plateforme 𝜺𝒁𝒂𝒅𝒎 = 𝟓𝟗𝟖, 𝟗 𝜺𝒁 = 𝟐𝟎𝟐 ok
Donc il est nécessaire de modifier l’épaisseur des couches de base, en passant à
35 cm on obtient :
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Tableau 32 : Résultats des contraintes et déformations après modifications
COUCHES Valeurs admissibles Valeurs obtenues validation
Roulement 𝜺𝑻𝒂𝒅𝒎 = 𝟕𝟑, 𝟔 𝜺𝑻𝒔𝒖𝒑 = 𝟑𝟕, 𝟒 ok
𝜺𝑻𝒊𝒏𝒇 = 𝟐𝟏, 𝟏 ok
Base 𝝈𝑻𝒂𝒅𝒎 = 𝟎, 𝟓𝟏𝟗 𝝈𝑻𝒔𝒖𝒑 = 𝟎, 𝟒𝟖𝟗 ok
𝝈𝑻𝒊𝒏𝒇 = −𝟏, 𝟐 ok
Fondation 𝜺𝒁𝒂𝒅𝒎 = 𝟓𝟗𝟖, 𝟗 𝜺𝒁𝒔𝒖𝒑 = 𝟔𝟓 ok
𝜺𝒁𝒊𝒏𝒇 = 𝟖𝟎, 𝟕 ok
Plateforme 𝜺𝒁𝒂𝒅𝒎 = 𝟓𝟗𝟖, 𝟗 𝜺𝒁 = 𝟐𝟎𝟐 ok
Les résultats du logiciel consignés dans sa note de calcul en Annexe III confirme le
choix porté sur la variante 1 avec modifications de la couche de base à 35 cm d’épaisseur
sera donc retenue définitivement pour exécution.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
CHAPITRE 5 : NOTICE D’IMPACT ENVIRONEMENTAL ET
DEVIS ESTIMATIF
L'étude d'impact sur l'environnement est l'outil privilégié pour maîtriser la qualité de
l’environnement et contrôler les projets de construction. Elle contribue à la protection de
l’environnement en estimant les dégâts éventuels que les projets entraînent et en promouvant
les mesures de protection qui sont indispensables pour diminuer, supprimer ou compenser ces
atteintes. Ces mesures peuvent être la conservation de l'état existant, la création de nouvelles
conditions permettant la protection maximale, ou la compensation des atteintes sur un autre
site. Son aboutissement doit permettre à celui qui prend la décision finale de déterminer si le
projet peut être exécuté et sous quelle forme.
Plus spécifiquement il s’agit ici de :
Faire une description sommaire de l’état initial de la zone du projet ;
Faire ressortir les enjeux et impacts probables environnementaux et sociaux ;
Proposer des mesures correctives.
1) Description de la zone de projet
La zone du projet est localisée dans la ville de douala chef – lieu du département du
Wouri dans la région du Littoral avec les extensions dans le département du Moungo. La ville
de Douala est soumise au climat équatorial de type caméronien et de sous type côtier,
caractérisé par deux saisons : une saison de pluie (mars à novembre) et une saison sèche
(décembre à février). Les localités de la ville sont dominées par la forêt de type ombrophile de
basse altitude. On distingue : la forêt atlantique biafréene située au niveau du Wouri ; les
mangroves localisées au niveau de la bordure côtière ; la forêt secondaire vielle et dégradée
qui se trouve au niveau des zones de dépression. Le fleuve Wouri est le cours d’eau le plus
important de la ville et possède à son embouchure des infrastructures portuaires.
La population de la ville de Douala est estimée à 3 500 000 habitants en 2014 ; les
principaux groupes ethniques ici sont constitués de ce qu’on appelle communément le Grand-
Sawa.
La ville de Douala est la capitale économique du pas. En plus de son infrastructure
portuaire qui impulse ses activités économiques et industrielles, la ville dispose de tous les
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
services administratifs et d’un système éducatif complet (enseignement maternelle, secondaire
et universitaire). Le système sanitaire est complet avec trois grands hôpitaux de référence et
plus d’une centaine de centres hospitaliers et pharmacies.
2) Enjeux et critères d’analyse
Trois critères d’analyse principaux sont retenus pour procéder à l’étude, à savoir : les
critères environnementaux (biodiversité, milieux aquatique) ; les critères techniques et les
critères sociaux (expropriations et déplacement des populations).
Sur le plan social, les contraintes et enjeux portent sur les pertes des biens des
populations ou institutions avec des expropriations ; la perturbation du cadre de vie des
populations avec des expropriations ; la perturbation du cadre de vie des populations avec en
prime des déplacements, ce qui aura pour conséquence un risque de conflits sociaux. Ainsi
cette prédominance est accentuée au niveau des extrémités du projet qui sont des zones
fortement urbanisées. De plus, la perturbation du trafic et les risques d’accidents de
circulation et de travail viennent alourdir ce bilan.
Image 5 : Quartier en expansion à l’est de la ville de douala
Sur le plan environnemental, le projet va traverser des zones sensibles comme les
marécages et les mangroves. Ce sont des écosystèmes qui jouent divers rôles dans la nature. Il
y a un risque réel de perte de la biodiversité, perturbation des écosystèmes marécageux et
aquatiques, de pollution diverse. De plus dans les zones d’emprunt la destruction de la couche
superficielle du terrain empêche un renouvellement de la flore du site.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Tableau 33 : Impacts social et environnemental
Impacts sociaux Impacts environnementaux
Pertes des biens et déplacement des
populations Perte de biodiversité
Risque d’accident de travail et circulations Pollution diverse
Détériorations du climat social perturbations des écosystèmes
Perturbations du trafic Destruction de la flore dans le site d’emprunt
3) Mesures correctives et impacts positifs
Les objectifs propres du projet constituent en eux-mêmes des impacts positifs. A eux,
nous pouvons ajouter :
La création des emplois pour les populations riveraines ;
La construction des centres de santé prévue dans les termes de référence ;
Le développement de la micro-économie locale.
Sur le plan social et environnemental, les mesures d’atténuation sont consignées dans
le tableau qui suit :
Tableau 34 : Mesures d’atténuation des impacts sociaux
Impacts sociales Recommandations
Pertes des biens et déplacement des
populations
Prévoir des Dédommagements et des sites de
relocalisations des populations
Risque d’accident de travail et
circulations
Etablir et respecter rigoureusement les différentes
consignent sécuritaire
Détériorations du climat social Sensibilisé les populations et prescrire des délais
raisonnable avant les expulsions
Perturbations du trafic Prévoir des déviations proportionnelles au trafic.
Tableau 35 : Mesures d’atténuation des impacts environnementaux
Impacts environnementale Recommandations
Perte de biodiversité Assurer la relocalisation des espèces menacées.
Pollution diverse Faire une gestion minutieuse des ressources et
planification optimal des travaux.
perturbations des écosystèmes Eviter les méthodes constructions expansive et
agressive.
Destruction de la flore dans le site
d’emprunt
Prévoir une des remblais de terres arables et un
reboisement après exploitation.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
4) Devis estimatif
L’exécution du projet peut être repartie en 9 lots et le contrôle des travaux. Il est
effectué une majoration de 25% sur le total pour tenir compte des imprévus d’exécution.
Les détails de calcul se trouvent en Annexe VI.
Le coût estimatif du projet est de 188 998 000 FCFA et est reparti comme suit :
Tableau 36 : Découpage en lot du budget.
Récapitulatifs devis estimatif des travaux
Lot 000 Installation chantier 7 600 000 000
Lot 100 Dégagement des emprises 2 329 000 000
Lot 200 Terrassement généraux 39 649 000 000
Lot 300 Chaussée 51 158 500 000
Lot 400 Drainage 4 680 000 000
Lot 500 Ouvrage d’art et hydraulique 30 261 500 000
Lot 600 Signalisation et sécurité routière 7 020 000 000
Lot 700 Eclairage publique 3 000 000 000
Lot 800 Expropriation 1 500 000 000
Contrôle des travaux 4 000 000 000
Divers et imprévue 37 800 000 000
TOTAL HORS
TAXE 188 998 000 000 FCFA
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Figure 11 : Répartition budgétaire
5%
1%
26%
34%
3%
20%
5%
2%1% 3%
Repartion Budgetaire principale
Installation
chantier
Dégagement
emprise
Terrassement
Couche de chaussée
Drainage
Ouvrage d'art
Signalisation et sécurité
Eclairage
Expropriations
Contrôle
travaux
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
CONCLUSION
La réalisation d’un projet tel que l’Etude de la voie de courtement de ville de Douala
avec la construction d’un troisième pont sur le fleuve Wouri requiert la mobilisation
d’énormes ressources tant financières que techniques. Il est très important que sa construction
fasse suite à des études détaillées. C’est pour cette raison que ce mémoire a été consacré aux
études d’avant-projet sommaire de la voie et particulièrement de l’ouvrage et de ses voies
d’accès. Ce travail s’est appuyé sur les résultats d’études préliminaires topographiques
hydrologiques et géotechniques réalisées sur le site.
Dans l’optique de proposer une solution appropriée au franchissement de la brèche et
au choix du couloir du tracé, nous avons mené une analyse multicritère sur les différentes
variantes de couloir proposées en étude préliminaire pour le tracé de la voie et sur les
différentes variantes d’ouvrage envisageables, relativement à la portée de la brèche qui est de
320 m. Il en est ressorti que le couloir Nord EST 2-2 est le plus intéressant pour notre fuseau
routier et pour le franchissement de la brèche. Nous avons retenu un pont en béton
précontraint à 6 travées continues construit par poussage du tablier. Ce dernier portera 5
voies.
Nous avons procédé au pré dimensionnement du tablier de l’ouvrage, de ses appuis et
de la précontrainte de continuité. Ce qui nous a donné un caisson de 3,43 m de hauteur et une
force de précontrainte de 123,8 MN à appliquer en phase de construction et 114 MN en phase
de service.
Quant à l’étude d’APS des voies d’accès, nous avons obtenu une chaussée à 6 voies
dont la structure est composée d’une couche de roulement en béton bitumineux de 7cm
d’épaisseur, d’une couche de base en graveleux latéritique améliorée de 35 cm d’épaisseur et
d’une couche de fondation d’épaisseur 20 cm en graveleux latéritique.
En définitif, nous avons retenu un pont en béton précontraint poussé portant une
chaussé de 5 voies et des voies d’accès à double sens, chaque sens possédant 3 voies.
Ce projet sera exécuté hauteur estimé de 188 998 000 000 FCFA.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
BIBLIOGRAPHIE
ARTICLES ET OUVRAGES SCIENTIFIQUES
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de L’Ingénieur, (C4500), 2-24.
[2] CEBTP (1980), Guide pratique de dimensionnement des chaussées pour les pays
tropicaux.
[2] Ministère de l’équipement et du logement, et Ministère de l’économie et des finances
(1981), Fascicule n°61 Titre II du CCTG : Programmes de charges et épreuves des ponts
Routes, Texte officiel.
[3] SETRA (1977), Piles et Palées (PP73) : Appuis des tabliers, Dossier pilote.
[4] SETRA (2002), Choix d’un dispositif de retenue en bord libre d’un pont en fonction du
site ;
Guide technique GC ;
[5] SETRA(1998), Comprendre les principaux paramètres de conception géométriques des
routes généraux ;
[6] CLAC (2000), Canaux et cours d’eau navigable : problématique des gabarits ;
[7] Ministère de l’équipement et du logement, et Ministère de l’économie et des finances
(1999), Fascicule n° 62 - Titre I - Section II : Règles techniques de conception et de calcul des
ouvrages et constructions en béton précontraint suivant la méthode des états limites - BPEL
91 révisé 99
[8] L’étude des tendances pluviométrique et impacts sur le drainage de la zone d’estuaire ; cas
du Wouri au Cameroun
POLYCOPIE DE COURS
S. LEBELLE, l’essentiel du béton armé, Polycopié du 2iE d’Ouagadougou.
Issoufou TAMBOURA, Cours d’ouvrage d’art, Polycopié du 2iE d’Ouagadougou.
M. A. KONIN, Support de cours de béton précontraint du 2iE d’Ouagadougou
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
KOUAME Adou Marcel, cours amenagement et travaux routiers dimensionnement des
chaussees, Polycopié du 2iE d’Ouagadougou.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
PREDIMENSIONNEMENT ET CALCUL DES APPUIS
A) Pré dimensionnement des appuis
Les piles et les culées sont pré dimensionnées selon les dispositions du dossier pilote
PP73 du SETRA et les recommandations du CALGARO.
I. Dalles de transition
La longueur de la dalle de transition
D’après les dispositions proposées par le CALGARO on a :
Côté gauche
L = inf(6𝑚; sup(3; 0,6 × 𝐻)) avec H = hauteur du remblai
L = inf(6𝑚; sup(3; 0,6 × 4,7))
𝐿 = 3 𝑚
Côté droit
L = inf(6𝑚; sup(3; 0,6 × 𝐻)) avec H = hauteur du remblai
L = inf(6𝑚; sup(3; 0,6 × 3,64))
𝐿 = 3 𝑚
Épaisseur de la dalle de transition
𝑒 𝑑 = 0,3 m
II. Culées
a) Les têtes de culée
Mur garde grève
D’après les dispositions prise dans le PP73 : Sa hauteur du mur garde grève est égale à celle
du tablier plus celle des dispositifs d’appuis : ℎ𝑔𝑔 =3,43m+0,25=3,68 m
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L’épaisseur du mur garde grève est fixé ℎ𝑔𝑔 = 0,3 𝑚 à d’après les dispositions du PP73 pour
les murs de plus de 2m de hauteur avec une dalle de transition posé sur sa partie
inférieur Corbeau.
b) Mur de front
Hauteur du mur de front hors fondation
Cette hauteur est fonction de la côte minimale sous bossage d’appareil d’appuis du
pont qui est de 4m ici. Ainsi, en tenant compte de la trace du terrain naturel du lit du cours
d’eau et de la côte des plus hautes eaux, une hauteur bossage d’appareil d’appuis du pont de
6,7 m sera adoptée.
𝐻𝑚𝑓 = 6,7 𝑚
Epaisseur
D’après CALGARO, cet épaisseur est : 𝐸𝑚 = sup (0,3;𝐻𝑚𝑓 /8) = 0,84 m
c) Mur en retour
Hauteur hors fondation
Sa hauteur est fonction de la hauteur total de la culée H = Ht = 10 ,38 m
Son Epaisseur
𝐸𝑚 ≥𝐻
12 (Formule de calcul de mur de soutènement) D’où nous fixerons 𝐸𝑚 = 1,05 𝑚
d) Le sommier
C’est la partie sur laquelle repose l’about du tablier dans le cas des culées remblayé il est
intégré aux murs de front. Dans notre cas il a une largeur de 0,52 m.
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
III. Les piles
Une pile sera constituée de 3 colonnes circulaires reliées par un chevêtre. Ces colonnes
seront disposées au droit des appareils d’appuis. Leurs dimensions sont les suivantes :
a) Section
Nous optons pour des sections circulaires de diamètre ∅ . D’après le dossier pilote PP73 su
SETRA on a :
∅ = max (0,5;4×𝐻+𝐿
100+ 0,1)
∅ = max (0,5;4×3,43+55
100+ 0,1)
∅ = 0,8 𝑚
Donc on aura 3 fûts circulaires de diamètre 0,8 m
b) Chevêtres
Longueur
L = 10 m
Hauteur et épaisseur
Ces deux dimensions doivent vérifier les conditions suivantes :
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
{𝐿/30 ≤ 𝐻 ≤ 𝐿/5
𝐻/𝑏 ≤ 10 D’où on peut fixer 𝐻 = 1,5𝑚 , 𝑒𝑡 𝑏 = 1𝑚
B) Justification des Appuis
Les calculs seront menés à l’ELS.
I. Les piles
Les piles seront calculées à l’aide du logiciel ROBOT STRUCTURAL ANALYSIS
2013. Les sollicitations modélisées sont les suivantes :
Sollicitations Valeurs
Réactions aux appuis du tablier (𝑅𝐵𝑡) 1155 kN
Poids propre du tablier (𝑃𝑡) 61226, 67 kN
Poids propre du chevêtre 375 kN
Poids propre Du fût 111,78 kN
Les chevêtres
Ils sont pas sollicité en travée mais uniquement sur les appuis par des efforts normaux
transmit par le tablier.
Les colonnes
Elles sont calculées en compression centré. Les sollicitations à prendre en compte
sont leur poids propre et celle du chevêtre puis les efforts normaux transmis par le tablier.
La pile la plus sollicitée est la pile centrale (P3).
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II. Dalle de transition
La dalle de transition est dimensionnée conformément aux recommandations du
SETRA dans le guide « Dalles de transition des ponts-routes-Techniques et réalisation »
d’octobre 1984. Sa largeur est égale à la largeur de l’ouvrage, soit L = 20 m. Elle est calculée
en supposant simplement appuyée d’une part sur le corbeau d’appui et d’autre part prenant
appui sur le remblai par une bande de 0,6 m de largeur. Ce bord libre est renforcé par une
armature de chaînage. Elle est soumise aux surcharges provenant du système des essieux
tandem Bt ; les calculs sont menés aux ELU. Le ferraillage de la dalle est calculé comme
celui d’une poutre sur 2appui et sollicité en flexion simple.
Grâce au théorème de BARRE on détermine le moment maximal du aux surcharges
routière :
𝑅𝑔 = (2,55−1,24
2,15) ∗ 160 ∗ 4 = 328,78 𝑘𝑁
𝑅𝑑 = (1,24
2,15) ∗ 160 ∗ 4 = 311,21 𝑘𝑁
𝑀𝑄 = 328,78 ∗ 1,24 = 407,68 𝑘𝑁 Donc on a 𝑀𝑄 = 20,38 𝑘𝑁/𝑚𝑙
Les sollicitations du au charges permanentes sont :
𝑀𝑔 = 𝛾𝑏 ∗ 𝑒 ∗𝑙2
8= 25 ∗ 0,3 ∗
32
8= 8,43 𝑘𝑁.𝑚
Moment
Section
minimal
d’acier
Section
théorique choix
Section
réelle
44 kN. m 3,31 cm² 4,781 cm² 4HA 14 /ml 6,16 cm²
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III. Le corbeau
Le corbeau travaille comme une console courte encastré dans le mur de front. En plus de son
poids propre il reçoit les efforts provenant de sa dalle de transition. Sa portée est de 0,3m. Le
dimensionnement sera donc menées conformément à l’Annexe E6 du BAEL91 modifié 99.
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La section d’armature est faible le corbeau sera ferraillé conformément à la disposition du
dossier pilote PP73 du SETRA, soit
Largeur du corbeau d’appui 0,3 m
Longueur du corbeau d’appui 0,85 m
Hauteur du corbeau d’appui 0,5 m
Hauteur utile dans la section
d’encastrement0,45 m
Hauteur moyenne du corbeau
d’appui0,45 m
Largeur de la dalle de transition 20 m
Longueur de calcul de la dalle de
transition3 m
Epaisseur de la dalle de transition 0,3 m
Poids volumiques du remblai de la
dalle de transition22 kN/m
3
Epaisseur du remblai 0,33 m
Limite d’élasticité des aciers 400 Mpa
Résistance du béton à la
compression à 28 jours d’âge35 Mpa
Cas de fissuration
Poids propre du corbeau d’appui 3,375 kN/ml
Poids du remblai 10,89 kN/ml
Surcharge d’exploitation due au
convoi Bt56,621 kN
Poids propre de la dalle de
transition11,25 kN/ml
Résultante ultime dans la section
d’encastrement0,13 kN/ml
Moment de flexion dans la section
d’encastrement à l’ELU0,02 kN.m/ml
Position de la résultante à
l’encastrement0,15 m
Rapport (d/a) 3
Contrainte tangentielle ultime 0,33 Mpa
Contrainte tangentielle limite 4 Mpa
Vérification
Bras de levier 0,25 m
Section d’armatures longitudinale 0,00021 m2/ml
Coefficient d’armatures de
répartition0,53
Section d’armatures de répartition 0,00011 m2/ml
CALCULS
OUI
SECTION D'ARMATURES
DONNEES
FPP (Fissuration Peu Préjudiciable)
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IV. Le mur en retour
Il est soumis aux poussés de terre aux forces de, à son poids propre et aux surcharges sur
remblai. Le dimensionnement se fait en flexion composé et en fissuration préjudiciable, en
supposant qu’il est encastré dans le mur de front. Son calcul se fera avec le logiciel CYPE.
Les hypothèses de terrain de paramétrage son :
Poids volumique : 20,0 kN/m³
Poids volumique déjaugé : 11,0 kN/m³
Angle de frottement interne : 38. degrés
Remblais en grave latéritique
Sol support : épaisse couche de limon
Fissuration très préjudiciable.
NB : le logiciel propose une résistance caractéristique prédéfinie pour différent type de
sol. Il seront considéré tel quel.
Effort et sollicitation appliqué :
Désignations Formules Valeurs Unités
Effort de
compression
(poids propre) N=𝛾𝑏 ∗ 𝐸 ∗ ℎ 240,3 kN
Surcharge sur le
remblai 𝑀𝑄 = (𝑞 ∗ 𝐾𝑎 ∗ 𝛾 ∗ 𝑐𝑜𝑠𝜑) ∗ℎ
2 277,72 kN. M
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On obtient le ferraillage suivant :
Sens de ferraillage Acier Espacement
Vertical face intérieur HA25 25 cm
Vertical face extérieur HA16 10 cm
Horizontale interne HA12 30 cm
Horizontale Externe HA16 10 cm
Cadre de couronnement HA16
Armature de couronnement 5HA20
V. Mur en de front
Le calcul des armatures du mur de front se fait en l'absence du tablier. Outre les efforts
de compression provenant de son poids propre, le mur de front supporte un moment
fléchissant résultant des poussées de terre et des surcharges sur remblai d'accès. Il est calculé
comme un mur de soutènement en le supposant encastré dans la semelle. Son calcul se fera
avec le logiciel CYPE Ingenieros 2012.
Les hypothèses de modélisations sont pareilles que celle du mur en retour :
Effort et sollicitation appliqué :
Désignations Valeurs Unités
Effort de compression
(poids propre) 190,8 kN
Surcharge sur le remblai 53,51 kN
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Sens de ferraillage Acier Espacement
Vertical face intérieur HA25 25 cm
Vertical face extérieur HA16 10 cm
Horizontale interne HA12 30 cm
Horizontale Externe HA16 10 cm
Cadre de couronnement HA16
Armature de couronnement 5HA20
I. Le mur garde grève
Il se ferraille selon les dispositions du PP73 qui stipule que pour des murs garde grève
de hauteur légèrement supérieur à 3m on peut extrapoler de façon raisonnable celui des
hauteurs 2 𝑚 < ℎ < 3 𝑚 . On a donc
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Verticalement : HA14 espacé de 10 cm
Horizontalement : HA 12 espacé de 15cm sur les deux faces.
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Pré dimensionnement du caisson et de la précontrainte de
continuité
1) Hypothèses de calculs
La suivante note a pour objectif de fournir les détails sur les hypothèses de structure de
l’ouvrage et sur le modèle de calcul adopté pour le tablier, les piles et les culées.
h) Description de l’ouvrage
L’ouvrage qui nous intéresse ici est un pont qui servira à franchir une brèche sur le
fleuve Wouri, sa longueur est de 320 m. L’ouvrage est en béton précontraint poussé
unilatéralement à caisson unicellulaire. Il possède 6 travées donc la portée principale est de 55
m. Le tablier portera :
Une chaussée de 14m de large.
2 trottoirs en béton armée d’épaisseur 20 cm de 2 m de large chacun.
Des bordures de trottoirs de type T1
BDG et BDD de 1 m chacune.
Des barrières de type BN4.
D’où on a un total de 20 m de largeur pour le tablier.
i) Normes et règlements
Fascicule 61- TITRE II Programme de charges et épreuve pour les ponts routes
BPEL 91 modifié 99
BAEL91 modifié 99
Fascicule 62 DU CCTG TITRE V Règle technique de conception des fondations
des ouvrages de génie civil ;
Fascicule 65-A du CCTG et son additif : Exécution des ouvrages en génie civil ou
en béton précontraint ;
EUROCODE 1 et 2 ;
j) Charges de calcul
Charges permanentes
Elles sont regroupées dans le tableau ci-dessous :
Désignations Valeurs
Béton armé 25 kN /m3
Revêtement en enrobé de béton bitumineux 24 kN /m3
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Désignations Valeurs
de 8cm
Chape d’étanchéité en asphalte Sand de 3cm 24 kN /m3
Barrières de type BN4
Bordure de trottoir de type T1 0,56 kN /ml
Charges d’exploitations
Conformément aux exigences du TERMES DE REFERENCE DES ETUDES les charges
de calculs sont celle du fascicule 61 TITRE 2 du CCTG. Il est en particulier tenu compte des
sollicitations des camions de types 30 tonnes. Les sollicitations à prendre à comptes sont
donc :
Le système A
Le système B
Le système MC 120 et MC 80
Efforts de freinage
Charges sur trottoirs
Les Surcharges sur remblai
SYSTEME DE CHARGES A
Pour les ponts de portée ≤ 200𝑚, la chaussée supporte une charge uniforme
d’intensité A(l) coefficients :
𝑨(𝒍) = 𝟐𝟑𝟎 +𝟑𝟔.𝟎𝟎𝟎
𝒍+𝟏𝟐 ;
L = longueur chargée en m.
Largeurs et longueurs des zones chargées sont choisies de manière à produire les effets
maximums dans l’élément à calculer.
SYSTEME DE CHARGES B
Le système B comprend 3 sous-systèmes dont les effets pour chaque élément des ponts sont
examinés indépendamment :
- Le système Bc composé de camions types
- Le système Br composé d’une roue isolée
- Le système Bt composé de groupes de 2 essieux, dénommés essieux – tendeurs.
Les systèmes Bc et Br s’appliquent à tous les ponts, pendant que le système Bt ne s’applique
qu’aux ponts de 1e et 2e classe.
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Le sous-système Br
La roue isolée porte une masse de 10 t (100kN) avec comme surface d’impact sur la
chaussée, un rectangle uniformément chargé de 0,60m transversalement et 0,30 m
longitudinalement.
Le sous-système Bt
L’essieu tandem est constitué de 2 essieux à roues simples munies de pneumatiques dont
les caractéristiques sont :
Masse portée par chaque essieu = 16t
Distance des 2 essieux
Distance d’axe en axe de 2 roues d’1 essieu =2 m
La surface d’impact de chaque roue de 8t (80KN) est un rectangle de 0,60 m transversal x
0,25m longitudinal.
Le sous-système Bc
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Un camion type comporte 3 essieux tous à roues simples munies de pneumatiques, dont
les caractéristiques sont comme suit :
Masse totale =30 t
Masse portée par chacun des essieux AR =12t
Masse portée par l’essieu AV= 6t
Longueur d’encombrement 10,50m
Largeur d’encombrement 2,50 m
Distance entre essieux AR= 1,50m
Distance de l’essieu AV au 1° essieu AR= 4,50m
Distance d’axe en axe des 2 roues d’1 essieu =2m
Surface d’impact d’1 roue AR= carré de 0,25m
Surface d’impact d’1 roue AV =carré de 0,20m
Système MC120
Véhicule type Mc 120 composé de 2 chevilles, répond aux caractéristiques ci-après :
Masse totale = 110t
Longueur d’une cheville = 6,10m
Largeur d’une cheville = 1m
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
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Distance entre axes des 2 chenilles = 3,30m
Système MC80
Véhicule type Mc 80 composé de 2 chevilles, répond aux caractéristiques ci-après :
Masse totale = 72t
Longueur d’une cheville : 4,90 m
Largeur d’une cheville : 0,85m
Distance entre axes des 2 chevilles = 2,80m
EFFORT DE FREINAGE
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Les efforts de freinage n’intéressent pas en général la stabilité des tabliers mais sont
considérés pour la stabilité des appuis (piles et culées) et pour la résistance des appareils
d’appui.
Charge A : effort de freinage : fraction suivante du poids de cette charge A : 1
20+0,0035 𝑆 ou S =
surface chargée en m².
Charge Bc : effort de freinage d’un essieu est égal au poids de l’essieu et un seul camion est
supposé freiner parmi les camions Bc disposes sur le pont comme prévu ci-avant pour
développer l’effet le plus défavorable.
CHARGES SUR LES REMBLAIS
La charge sur remblai est prise égale à 1t /m2.
Charges sur trottoir
Elle est prise égale à 1,5 kN / m2
k) Combinaison des actions
Combinaisons ELU
Combinaisons fondamentales :
Su={∑(1,35∙Gkj, sup+Gkj, inf)
j≥1
}+γp∙P+
{
1,35∙(TS+UDL+qfk
* )+1,5∙Min(Fw* ;0,6∙Fwk)
1,35∙grii=1, 2, 3, 4, 5
1,5∙Tk+1,35∙(0,75∙TS+0,4∙UDL+0,4∙qfk* )
1,5∙Fwk
Avec :
Gkj, sup : Charges permanentes
TS : charge routière de type tandem ;
UDL : charge routière de type répartie uniforme,
qfk : charge uniforme de trottoir,
gri : groupe de charge i, cette notion permet de définir les combinaisons des différents
modèles de charge
Fw : action du vent. On distingue F*w l’action du vent en présence de trafic et Fwk l’action du
vent sans trafic,
Tk : action de la température.
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
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Combinaisons ELS
Combinaisons caractéristiques :
Sc={∑(Gkj, sup+Gkj, inf)
j≥1
}+Pk+
{
(TS+UDL+qfk
* )+Min(Fw* ;0,6∙Fwk)
grii=1a, 2, 3, 4, 5+0,6∙Tk
Tk+(0,75∙TS+0,4∙UDL+0,4∙qfk* )
Fwk
Combinaisons fréquentes :
Sf={∑(Gkj, sup+Gkj, inf)
j≥1
}+Pk+
{
(0,75∙TS+0,4∙UDL)+0,5∙Tk0,75∙gr1b 0,75∙gr4+0,5∙Tk 0,6∙Tk 0,2∙Fwk
Combinaisons quasi-permanentes :
Sqp=∑(Gkj, sup+Gkj, inf)
j≥1
+Pk+0,5∙Tk
La précontrainte est représentée, pour les justifications aux ELS, par deux valeurs
caractéristiques Pk,inf et Pk,sup encadrant la valeur probable Pm avec :
Pk,inf = rinf Pm et Pk,sup = rsup Pm. les valeurs de rinf et rsup sont de 0,95 et 1,05 en post-tension et
de 0,90 et 1,10 en pré-tension.
Pour les justifications vis-à-vis de l’ELU, seule la valeur probable Pm de la précontrainte est à
considérer.
Combinaisons accidentelles
Sa=∑Gkjj≥1
+P+Ad+(ψ1,1 ou ψ2,1)∙Qk,1+∑ψ2, i∙Qk, ii≥1
l) Matériaux
Le béton
Résistance à la compression au 28 jours : 𝑓𝑐28 = 40 𝑀𝑃𝑎
Résistance à la traction au 28 jours : 𝑓𝑡28 = 0,6 + 0,06 ∗ 𝑓𝑐28 = 3,3 𝑀𝑃𝑎
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Module d’élasticité différé : 𝐸𝑉𝑗 = 37𝑂𝑂 ∗ √𝑓𝑐283 = 12653,82 𝑀𝑃𝑎
Module d’élasticité instantané : 𝐸𝑖𝑗 = 11000 ∗ √𝑓𝑐283 = 37619,47 𝑀𝑃𝑎
Contrainte limite du béton 𝜎𝑏 = 0,6 ∗ 𝑓𝑐28 = 24 𝑀𝑃𝑎
Le coefficient du béton est de 𝛾𝑏 = 1,5
LE Diamètre du plu gros grain est Cg = 30 mm
Le béton sera dosé à 400 kg/m3
Le ciment utilisé est un CPA 500
L’acier passif
HA FE500
Module d’élasticité : 𝐸𝑠 = 210 000 𝑀𝑃𝑎
Le module d’YOUNG est : E = 200 000 𝑀𝑃𝑎
Le coefficient de sécurité des aciers est de 𝛾𝑠 = 1,15
L’acier de précontrainte
Câble de type : 12T15, 19T15
Classe : 1860
Coefficient de relaxation 𝜌1000 = 2,5 % (très basse relaxation)
Module de déformation longitudinale 𝐸𝑝 = 190 000 𝑀𝑃𝑎
Coefficient de dilatation thermique : 10-5 / oC
Contrainte maximal garantie à la rupture : 𝑓𝑝𝑟𝑔 = 1860 𝑀𝑃𝑎
Contrainte limite d’élasticité : 𝑓𝑝𝑒𝑔 = 1675 𝑀𝑃𝑎
Les calculs seront effectués en classe II de précontrainte.
Les pertes de charges seront supposées ΔP = 25% P0
2) Description du procédé de précontrainte
Les caissons seront préfabriqués et assemblés sur la rive gauche à l’arrière de la culée
puis poussé.il existe deux types de précontrainte pour cette technologie de construction :
Le précontraint poussage elle est intérieure au béton centrée et tendu avant chaque
poussage, elle reprend les sollicitations développées par le poids propre de la structure
lors du poussage. Elle dépend fortement du phasage des travaux.
La précontrainte de continuité elle est extérieur au béton et intérieur au caisson. Elle est
faite définitivement après le dernier poussage s’est-elle qui s’assurera la reprise de toutes
les sollicitations en phase de service.
Nous étudierons uniquement la précontrainte de continuité.
i. Première phase
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La première phase de précontrainte après la réalisation de la structure en béton : cette
précontrainte s’oppose au poids propre de l’ouvrage en béton. Il s’agit d’une précontrainte
interne par câbles 12T15 enfilés dans des gaines en feuillard métallique. Les câbles seront mis
sous tension à 14 jours de durcissement du béton.
ii. Deuxième phase
La seconde phase après la réalisation des superstructures : cette précontrainte s’oppose aux
actions ultérieurs (poids des superstructures, actions variables). Il s’agit d’une précontrainte
externe par câbles 19T15 enfilés dans des gaines en polypropylène. Les câbles seront mis sous
tension après 28 jours de durcissement du béton.
3) Dimensionnement tablier
i. pré dimensionnement du Caisson
Le document « Technique de l’ingénieur, Conception des ponts » nous donne des
prescriptions pour le pré dimensionnement d’un caisson unicellulaire simple.
NB :
Il est prescrit dans le livre « Technique de l’ingénieur, Conception des ponts » que le
pré dimensionnement du caisson unicellulaire du pont poussé unilatéralement peut se
faire comme celui de des ponts construit par encorbellement successif.
D’après l’ouvrage du SETRA « Pont en béton précontraint construit par
encorbellement successif » les goussets des caissons sont dessinés et pris en compte
de manière empirique ils ne sont fixés précisément qu’après détermination du câblage
et du ferraillage transversale. Toutefois il faut noter que le contour intérieur des
Gousset a un angle qui varie entre 30o et 45o.
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Désignation Formules Observations Valeurs (cm)
𝑒′
dépend du
dispositif de
sécurité installé
24
𝑒′′ 𝑏′/5 90
𝑒𝑠 B/25 80
B 2000
b B/2 1000
𝑏′ 450
H 𝐿
𝐻= 16 + 0,25 ∗ (
𝐿
100)4
343
𝑒𝑎 𝐿
2,75+ 125
𝐵
𝐿− 12,5 53
𝑒𝑖 ≥ 𝑚𝑎𝑥(18 𝑐𝑚, 𝑒𝑎/3) 20
Angle de
gousset (𝛼)
Fixé à 40o pour le
supérieur et
l’inférieur
La longueur des voussoirs peut être fixée 5m pour uniformiser et faciliter la fabrication.
DESIGNATINON VALEURS UNITES
S (Surface totale) 20,02 m²
V’ 2,49 m
V 0,94 m
𝐼𝑔 27,64 𝑚4
𝜌 0,6
ii. Justification du tablier
ii.1. Caractéristiques du pont
Avec les dimensions des différents éléments du profil en travers du pont, nous avons les
caractéristiques suivantes nécessaires à la détermination de la surcharge routière.
a. Classe du pont
Au vue de notre profil en travers, la largeur roulable de notre pont est : Lr = 16 m
Lr > 7.0 m, alors le pont est de classe 1.
b. Largeur chargeable Lc
Pas de dispositifs de retenue, donc : Lc = Lr = 16 m
c. Nombre de voies Nv
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Nv = Entier (Lc
3) = Entier (
16
3) = 𝟓 𝐯𝐨𝐢𝐞𝐬
d. Largeur d’une voie V
V =Lc
Nv= 16
5= 𝟑, 𝟐 𝐦
ii.2. Calcul des coefficients de majoration dynamique
Le coefficient de majoration dynamique est calculé seulement pour les systèmes B et les
surcharges militaires.
Calcul du coefficient de majoration dynamique pour la poutre caisson
δ = 𝟏 +𝟎,𝟒
𝟏+𝟎,𝟐𝐋+
𝟎,𝟔
𝟏+𝟒𝐆
𝐒
avec {G = Charge permanente de la travéeS = Surcharge maximale majorée
L = Portée de l′élément
Tableau 4 : Descente de charge sur la poutre caisson
DESIGNATIONS POIDS
VOL/SURF. LONGUEUR LARGEUR EPAISSEUR TOTAL
Couche de
roulement en BB 22.5 - 16 0,7 25,2
Couche
d’étanchéité
(30mm)
0,72 - 16 0,03 0,35
Forme d’aire
(Béton non-armé) 24 - 16 0.075 28,8
CORNICHE 3,5 3,5
TROTTOIRE 25 2 0,3 15
Barrière BN4 0,65 0,65
Caisson 25 20,02 500,5
TOTAL 574kN/m
Notre travée a une portée de L = 55 m, elle a une charge permanente totale de G = 31570 kN.
Système Bc
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Le système Bc est un convoi de composé d’une file de deux camions de 30 tonnes chacun.
Selon le Fascicule 61 titre II, on ne peut disposer plus de file que voies, même si cela est
géométriquement possible. Dans notre cas, nous ne pouvons disposer que 5 files de deux
camions sur toute la travée. Pour un pont de première classe et 5 voies chargées, nous avons
un coefficient de pondération de : bc = 0,7 Par conséquent, on aura : Sbc = 10*30*0,7 = 210 t
= 2100 kN.
Système Bt
Le système Bt est un tandem de deux essieux de 16 tonnes chacun. Selon le Fascicule 61 titre
II, on ne peut disposer plus d’un tandem par voie. Dans notre cas, nous ne pouvons disposer
que quatre tandems en raison d’un tandem par voie. Pour un pont de première classe et quatre
voies chargées, nous avons un coefficient de pondération de : bt = 1,00. Par conséquent, on
aura : Sbt = 8*16*1,00 = 128 t = 1280 kN.
Système Br
Le système Br est constitué d’une roue isolée de 10 tonnes. Elle peut être disposée n’importe
où sur la travée. Il n’existe pas de coefficient de pondération pour ce système. On aura : Sbr =
10 t = 100 kN.
S = Max (Sbc, Sbt, Sbr) = Max (2100, 1280, 100) =2100 kN
Elément tablier
G (kN) 31570
S (kN) 2100
L (m) 55
δB 1,04
Système Mc120
Le système Mc120 est constitué d’un char militaire de 110 tonnes reparties sur deux
chenilles supportant 36 tonnes chacune et pouvant circuler sur toute la largeur de la
chaussée. Avec notre portée de 55 m, il nous est possible de placer deux chars entier
sachant qu’un char fait 4,90 m de long et que dans un convoi de surcharges militaires,
la distance entre chars et de 30.50 m. On aura : Smc = 110t + 110t= 220 t = 2200kN.
δMc120 = 1,12
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Système Mc80
Le système Mc80 est constitué d’un char militaire de 72 tonnes reparties sur deux
chenilles supportant 55 tonnes chacune et pouvant circuler sur toute la largeur de la
chaussée. Avec notre portée de 55 m, il nous est possible de placer deux chars entier
sachant qu’un char fait 4.90 m de long et que dans un convoi de surcharges militaires,
la distance entre chars et de 30.50 m. On aura : Smc = 72t + 72t= 144 t = 1440kN.
δMc80 = 1,09
Calcul du coefficient de majoration dynamique pour l’hourdis
δ = 𝟏 +𝟎,𝟒
𝟏+𝟎,𝟐𝐋+
𝟎,𝟔
𝟏+𝟒𝐆
𝐒
avec {G = Charge permanente de l′hourdis
S = Surcharge maximale majorée
L = Portée de l′élément
L = Min (LR ; Portée) = Min (16; 20) = 16 m,
ghourdis = gtotal - gCaisson = 574-15,22*25 = 193,5 kN/m
G = ghourdis*L = 193,5 * 16 = 3096 kN
Le principe de calcul étant le même que celui de la travée sauf la portée à considérer
est de L = 16 m, nous allons donner les résultats dans un tableau.
Type de
système
Surcharge S
(kN)
Charge
permanente
(kN)
Coefficient de
majoration
dynamique
Système Bc 960
3096
1,04 Système Bt 1280
Système Br 100
Système
Mc120 1100 1,12
Système
Mc80 720 1,09
ii.3. Calculs des sollicitations dans la poutre caisson
Sollicitations dues aux charges permanentes dans la poutre caisson
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Notre ouvrage est posé sur sept appuis simples, son schéma statique est celui d’une
poutre posée sur 7 appuis simple. La méthode de calcul statique des trois moments
nous permettrait d’obtenir mais ici nous utiliserons le logiciel RDM6.
Désignation Valeurs
Charge totale (kN/m) 574
Moment fléchissant max
en travée (MN.m) 135
Moment fléchissant max
sur appui (MN.m) -183,5
Effort tranchant max
(MN) aux appuis 19,14
Effort tranchant max
(MN) en travée -16,68
Diagramme des Moments fléchissant RDM6
Diagramme des efforts tranchants RDM6
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Système A
On a: A(L) = a2*Max[a1(230+(36000/(L+12)) ; (400 – 0,2*L)]
Avec {
a2 = Coefficienta1 = Coefficient
L = Portée de la poutre
Détermination de a1
Ce coefficient est donné par un tableau, est fonction de la classe du pont et du nombre
de voie chargée
- Pour un pont de première classe et cinq voies chargées, nous avons : a1 = 0,70
Détermination de a2
Le coefficient a2 est donné par a2 = V0/V avec {V0 = fonction de la classe du pont
V = largeur d′une voie
Pour un pont de première classe, V0 = 3,20 m
Donc, a2 = 3,20/3,5 = 0,9
A(L) = 0,9*Max [0,75*(230 + (36000/ (55+12)) ; (400 – 0,2*55)]
A(L) = 0,9*Max [575,48 ; 389]
A(L) = 526,15 daN/m2
Pour une voie chargée, on a : q(A) = 526,15 * 3,2 = 1683,68 daN/m
Pour deux voies chargées, on a : q(A) =526,15 * 6,4 = 3367,36 daN/m
Pour trois voies chargées, on a : q(A) = 526,15 * 9,6 = 5051,04 daN/m
Pour quatre voies chargées, on a : q(A) = 526,15 * 12,8 = 6734,72 daN/m
Pour cinq voies chargées, on a : q(A) = 526.15 * 16 = 8418.4 daN/m
Détermination du moment maximal et de l’effort tranchant maximal
Nombre de voies chargées 1 2 3 4 5
Moment
Sur appuis
(MN.m) -5,83 -10,8 -16,14
-21,52
-26,91
En travée
(MN.m) 3,96 7,91
11,88
15,83
19,8
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Nombre de voies chargées 1 2 3 4 5
Effort
tranchant
Sur appuis
Maximal
(MN)
0,56 1,22 1,68
2,24
2,8
Diagramme des Moments fléchissant max du système A pour 5 voies chargées sur
RDM6
Diagramme des efforts max du système A pour 5 voies chargées sur RDM6
Sollicitation généré par les surcharges trottoirs
Les surcharges de trottoir ont une valeur fixée à 1,5 kN/m² on obtient :
M𝑚𝑎𝑥 = 0,7056 MN et 𝑇𝑚𝑎𝑥 = 99,9 MN
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Diagramme des efforts max les surcharges trottoirs sur RDM6
Calcul des sollicitations des charges roulantes
L’évaluation des sollicitations générées par les charges roulantes se fait au moyen du
logiciel ROBOT STUTURAL ANALYSIS 2012.
1. Le principe de modélisation
Une plaque représentant la fibre neutre du tablier est modélisée sur appuis simple puis
soumis aux différents types de charge définie en hypothèse en tenant compte de la réfraction
des diffusions des charges dans le hourdis. Les rectangles de répartition de charge à modéliser
sont calculé comme suit :
{𝑢 = 𝑢𝑜 + 𝑇𝐴𝑁37 ∗ ℎ𝑟 + ℎ𝑑𝑢 = 𝑢𝑜 + 𝑇𝐴𝑁37 ∗ ℎ𝑟 + ℎ𝑑
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ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Convois Rectangle d’impact Rectangle de répartition
Bc () (1,21*1,21 ; 1,16*1,16)
Bt (0,6*0,25) (1,505*1,155)
MC120 (1*6,10) (1,905*7,005)
MC80 (4,9*0,85) (5,805*1,755)
Les charges majorées de leur coefficient dynamique sont modélisées en respectant les
dispositions prescrites par les SETRA dans le fascicule 61 titre 2. Elles déplacées avec un pas
de 0,5m pour plus de précision. Le logiciel utilise la méthode des éléments fini pour
l’évaluation des sollicitions donc procède un maillage de la structure.
2. Résultats
Figure 14 : Diagramme de moment fléchissant du convoi Bc sur ROBOT
Présenté par NDJOMI NANA Blondel 2015 - 2016 Page 83
ETUDE D’UNE VOIE DE CONTOURNEMENT DE LA VILLE DE DOUALA AVEC
CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Figure 15 : Diagramme de moment fléchissant du convoi Bt sur ROBOT
Figure 16 : Diagramme de moment fléchissant du convoi MC120 sur ROBOT
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Figure 17 : Diagramme de moment fléchissant du convoi MC80 sur ROBOT
Figure 18 : Diagramme des efforts tranchant maximal du convoi MC80 sur RDM6
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CONSTRUCTION D’UN TROISIEME PONT SUR LE WOURI.
Figure 19 : Diagramme des efforts tranchant maximal du convoi M120 sur RDM6
Figure 20 : Diagramme des efforts tranchant maximal du convoi Bt sur RDM6
Systèmes Moments maximums (kN.m /ml) Efforts tranchants maximum (kN/m)
Convoi Bc 336,61 54,33
Convoi Bt 212,83 60,59
Convoi MC120 559,12 65,87
Convoi MC80 361,83 33,87
Charges permanentes 573,43 59,81
Surcharge trottoir 2,205 0,32
Tableau 10 : Récapitulatifs des sollicitations d’exploitations
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ii.4. Evaluations de la précontrainte
a) Justification vis-à-vis l’ELS
Combinaison de sollicitations
Première phase : en phase de construction
𝑆 = 𝐺 = 573,44 kN.m/ml =183,5 MN.m
Deuxième phase : en phase de service
Combinaisons Formules
Valeurs
en
kN.m /ml
Valeurs en
MN.m
Caractéristiques 𝑆𝐶 = 𝐺 + 1,4 ∗ (𝑈𝐷𝐿 + 𝑞)
+ 1,75𝑇𝑆 1672,72 535,04
fréquente 𝑆𝑓 = 𝐺 + 0,4𝑈𝐷𝐿 + 0,75𝑇𝑆 1026,41 340,51
Quasi-permanente 𝑆𝑝𝑞 = 𝐺 573,44 183,5
Tableau 11 :
Nous sommes en classe II de précontrainte.
Détermination des contraintes limites dans le béton
Calcul de la contrainte de traction ft14 (phase 1)
fc14 =j ∗ fc28
4,76 + 0.83 ∗ j
fc14 =14 ∗ 40
4,76 + 0,83 ∗ 14
𝐟𝐜𝟏𝟒 = 𝟑𝟒, 𝟏𝟗 𝐌𝐏𝐚
ftj = 0,6 + 0,06*fcj
ft14 = 0,6 + 0,06*34,19
ftj = 2,65 MPa
Calcul de la contrainte de traction ft28 (phase 2)
ft28 = 0,6 + 0,06*fc28
ft28 = 0,6 + 0,06*40
ft28 = 3,0 MPa
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Tableau récapitulatif
Classe Contraintes
Combinaisons (MPa)
En
construction
En
exploitation Fréquente
Quasi-
permanentes
Classe II
Calcul en
section non
fissurée
σm = σ’2
Section
d’enrobage
-0,7ftj = -1,86 -ft28 = -3,0 0 -
σm = σ1
Hors section
d’enrobage
-1,5ftj = -3,98 -1,5ft28 = -
4.5 - -
σM = σ’1 = σ2
Toute section 0,6fc14 = 20,51 0,6fc28 = 24 0,6fc28 = 24 0,5fc28 = 20
Précontrainte P1 en phase de continuité en phase construction
Calcul de PI
PI =∆M+
IGZV′σ2′̅̅ ̅ +
IGZV σ1 ̅̅̅̅
ρ ∗ h
∆M = Mmax −Mmin = Mq = 0;
σ2′̅̅ ̅ = −1,86 MPa. Comme la limitation des tractions est plus stricte dans la section
d’enrobage d’où
σ1 ̅̅̅̅ = −3,98 MPa.
ρ = 0,5
PI =
27,642,49 ∗ (−1,86) +
27,640.94 ∗ (−3,98)
0,6 ∗ 3,43
𝐏𝐈 = −𝟔𝟔, 𝟖𝟗 𝐌𝐍
Calcul de PII
PII =MM +
IGZV′σ2′̅̅ ̅
V′ + ρ ∗ V − d′
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PII = 183,5 +
27,642,49 ∗ (−1,86)
2,49 + 0,5 ∗ 0,94 − 0,20
𝐏𝐈𝐈 = 𝟓𝟗 𝐌𝐍
PII < PI Donc la section est sous-critique ;
On a : e0 = ρ ∗ V − (𝑀𝑀
𝑃𝐼) = (0,564 − 2,74) = - 2,18 m
𝐏𝟏 = 𝐏𝐈𝐈 = 𝟔𝟔, 𝟖𝟗 𝐌𝐍
Précontrainte P2 de continuité pour l’ouvrage en service
∆M = Mq = 178,9 MN.m
Calcul de PI
PI =∆M+
IGZV′σ2′̅̅ ̅ +
IGZV σ1 ̅̅̅̅
ρ ∗ h
PI =178,9 −
27,642,49 ∗ (3.0) −
27,640,94 ∗ (4,5)
0,6 ∗ 3,43
PI = −80,48 MN
Calcul de PII
PII =MM +
IGZV′σ2′̅̅ ̅
V′ + ρ ∗ V − d′
PII =362,42 −
27,642,49 ∗ (3,0)
2,49 + 0,6 ∗ 0,98 − 0,20
PII = 114,36 MN
PII > PI Donc la section est sur-critique ;
On a : e0 = −(V′ − d′) = −(2,49 − 0,20) = - 2 ,29 m
𝐏𝟐 = 𝐏𝐈𝐈 = 𝟏𝟏𝟒, 𝟑𝟔 𝐌𝐍
Détermination du câblage par phase
Caractéristiques des T15
Le document « technique l’ingénieur » portant sur le béton précontraint nous donne les
valeurs suivantes :
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Classe
(MPa) Φ (mm) Fprg (kN) Fpeg (kN) A (mm2) 0.8*Fprg 0.9*Fpeg
1860 15,2 246 220 139 196,8 198
P0 = min (0.8*Fprg ; 0.9*Fpeg)
P0 = 196,8 kN
Phase 1 : construction
P = P0 – ΔP ; avec ΔP = Pinst + Pdiff
P = 196,8 – 0.25 * 196,8
P = 147,6 kN
D’où la section de câble nécessaire est :
AP =p1PA⁄=P1 × A
P
AP =66,89 × 139
147,6 × 10−3 = 62992,615 mm²
Donc le nombre de câble est :
n =62992,615
139∗12≈ 37,76 ≈ 𝟑𝟖 𝐜â𝐛𝐥𝐞𝐬 𝐝𝐞 𝟏𝟐𝐓𝟏𝟓
Phase 2 : service
La section de câble nécessaire est :
AP =p2PA⁄=P2 × A
P
AP =114,36 × 139
147,6 × 10−3 = 107696,8 mm²
Donc le nombre de câble est :
n =107696,8
139×19≈ 40,7 ≈ 𝟒𝟏 𝐜â𝐛𝐥𝐞𝐬 𝐝𝐞 𝟏𝟗𝐓𝟏𝟓
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Vérification des pertes
Phase 1
a) Pertes instantanées
Pertes dues aux frottements
Désignations Ep (MPa) P0 (Mpa) f (rd-1) Φ (m-1) ε g (mm)
Valeurs 190 000 1488 0.18 0.002 4.10-4 6
Justifications - - Choix des
torons
Pas de
reprise de
bétonnage
Climat
chaud et sec -
Δδf = P0*(1 – e-(fα + φx))
Le tracé des câbles de post-tension étant parabolique, on a : y = a.x2 → y’ = 2.a.x
D’où : tg(α) = (2*e0)/x = (2*2,49)/27,5 = 0.181→ α = 0.18 rd
Δδf = 1488*(1 – e-(0.18*0.18 + 0.002*27,5)) = 135,9 MPa
Pertes par rentrée d’ancrage
Soit l’équation : fα + φx = kx
Posons α = h(x) = a.x
Pour x = 27,5 → α = 0,18 rd, par conséquent, on aura :
27,5. a = 0.18 → a = 0,18/27,5 ; d’où α = h(x) = (0,18/ 27,5).x
L’équation devient : 0.18*0,18/27,5 𝑥 + 0.002*x = kx d’où k = 3,18.10-3 mm-1
On a : d = √𝑔∗𝐸𝑝
𝑘∗𝑃0 = √
6∗195000
0.00318∗1488 = 498,04 mm = 0,5 m
On a: d < x → Δδg = 0
Pertes par déformation instantanée du béton
Δδn = (n−1)
2n∗
Ep
Eb14∗ σ𝑏
fc14 = j∗fc28
4,76+0,83∗j ; car fc28 = 40 MPa
fc14 = 14∗40
4,76+0,83∗14 = 34,19 MPa
Eb14 = √fc143
= 11000 ∗ √34,193
= 35701,99 MPa
σb = 6,17 MPa
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Δδn = (3−1)
2∗3∗
195000
35701,99∗ 6,17 = 11,23 MPa
Pertes instantanées totales =135,9 573 + 0 + 11,23 = 147,13 MPa soit 9,8%
Pertes differées
Pertes dues au retrait
Δδr = Ep*εr = 195000*4,10-4 = 78 MPa
Pertes dues au fluage
Δδfl = 2 ∗ σ𝑏 ∗Ep
Eb14
Δδfl = 2 ∗ 6,17 ∗195000
35701,99 = 67,40 MPa
Pertes dues à la relaxation des aciers
Δδp = 6
100∗ ρ1000 ∗ (
σ𝑏𝑖
Fpeg− μ0) ∗ σ𝑏𝑖
Avec μ0 = 0,43; ρ1000 = 2.5% car Classe II et σbi = 1488 – 102,64 = 1385,36 MPa
Δδp = 6
100∗ 2,5 ∗ (
1385,36
1656− 0,43) ∗ 1385,36 = 84,49 MPa
Pertes différées totales = 78 + 67,40 + 𝟓
𝟔∗ 84,49 = 215,81 MPa soit 14,50%
Pertes totales sont donc à 24,3%
Conclusion : Nous avons une perte totale de 24,3% contre 25% prévue. Les resultats ci-
dessus sont bons et seront conservés.
- Phase 2
Pertes instantanées
Pertes dues aux frottements
Δδf = P0*(1 – e-(fα + φx))
Le tracé des câbles de post-tension étant parabolique, on a : y = a.x2 → y’ = 2.a.x
D’où : tg(α) = (2*e0)/x = (2*2,49)/27,5 = 0,181→ α = 0,18 rd
Δδf = 1488*(1 – e-(0,18*0,18 + 0,002*27,5)) = 135,9 MPa
Pertes par rentrée d’ancrage
Soit l’équation : fα + φx = kx
Posons α = h(x) = a.x
Pour x = 27,5 → α = 0,18 rd, par conséquent, on aura :
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27,5. a = 0.18 → a = 0,18/27,5 ; d’où α = h(x) = (0.18/ 27,5).x
L’équation devient : 0,18*0,18/27,5 𝑥 + 0,002*x = kx d’où k = 3,18.10-3 mm-1
On a : d = √𝑔∗𝐸𝑝
𝑘∗𝑃0 = √
6∗195000
0.00318∗1488 = 498,04 mm = 0,5 m
On a: d < x → Δδg = 0
Pertes par déformation instantanée du béton
Δδn = (n−1)
2n∗
Ep
Eb14∗ σ𝑏
fc28 = 40 MPa
Eb28 = 11000 ∗ √fc283
= 11000 ∗ √403
= 37619, 47 MPa
σb = 4,03 MPa
Δδn = (2−1)
2∗2∗
195000
37619,47∗ 4,03 = 5,22 MPa
Pertes instantanées totales =135,9 573 + 0 + 11,23 = 147,13 MPa soit 9,8%
Pertes differées
Pertes dues au retrait
Δδr = Ep*εr = 195000*4,10-4 = 78 MPa
Pertes dues au fluage
Δδfl = 2 ∗ σ𝑏 ∗Ep
Eb28
Δδfl = 2 ∗ 4.03 ∗195000
37619,47 = 41,78 MPa
Pertes dues à la relaxation des aciers
Δδp = 6
100∗ ρ1000 ∗ (
σ𝑏𝑖
Fpeg− μ0) ∗ σ𝑏𝑖
Avec μ0 = 0,43; ρ1000 = 2,5% car Classe II et σbi = 1488 – 96,63 = 1391,37 MPa
Δδp = 6
100∗ 2,5 ∗ (
1391,37
1656− 0,43) ∗ 1391,37 = 85,61 MPa
Pertes différées totales = 78 + 41,78 + 𝟓
𝟔∗ 85,61= 191,12 MPa soit 12,84%
D’où les Pertes totales sont de 22,64%
Conclusion : Nous avons une perte totale de 22,64% contre 25% prévue. Les calculs faits ci-
dessus sont bons et seront conservés.
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Vérification des contraintes dans la section de béton
Combinaisons caractéristiques
Phase 1
Mmax= Mmin= 183,5 MN.m
- Fibre supérieure
σs = P1B+ MM
I/V+ P1e0I/V
σs =66,89
20,02+183,5
27,640,94
−66,89 ∗ 2,18
27,640,94
𝛔𝐬 = 𝟒, 𝟑𝟕 𝐌𝐏𝐚
- Fibre inférieure
σi = P1B− MM
IV′
− P1e0IV′
σi =66,89
20,02−183,5
27,642,49
+66,89 ∗ 2,18
27,642,49
𝛔𝐢 = 𝟏𝟎, 𝟒𝟓𝐌𝐏𝐚
En conclusion : 𝛔𝐬 = 𝟒, 𝟑𝟕 𝐌𝐏𝐚 < 𝛔𝟐 ̅̅ ̅̅ = 𝟐𝟎, 𝟓𝟏 𝐌𝐏𝐚 (OK)
𝛔𝐢 = 𝟏𝟎, 𝟒𝟓 𝐌𝐏𝐚 < 𝛔𝟐 ̅̅ ̅̅ = 𝟐𝟎, 𝟓𝟏 𝐌𝐏𝐚 (OK)
La section de béton est entièrement comprimée.
Phase 2
- Sous moment maximum
Mmax = 362,42 MN.m
Fibre supérieure
σs = P2B+ MM
I/V+ P2e0I/V
σs =114,36
20,02+362,42
27,640,94
−114,36 ∗ 2,29
27,640,94
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𝛔𝐬 = 𝟗, 𝟏𝟑 𝐌𝐏𝐚
Fibre inférieure
σi = P2B− MM
IV′
− P2e0IV′
σi =114,36
20,02−362,42
27,642,49
+114,36 ∗ 2,29
27,642,49
𝛔𝐢 = −𝟑,𝟎𝟏 𝐌𝐏𝐚
En conclusion : 𝛔𝐬 = 𝟗, 𝟏𝟑 𝐌𝐏𝐚 < 𝛔𝟐 ̅̅ ̅̅ = 𝟐𝟒 𝐌𝐏𝐚 (OK)
𝛔𝐢 = 𝛔𝟐′̅̅ ̅ = −𝟑𝐌𝐏𝐚 (OK)
Les conditions aux limites sont toutes vérifiées.
- Sous moment minimum
Mmin 183,5 MN.m
Fibre supérieure
σs = P2B+ Mmin
I/V+ P2e0I/V
σs =114,3
20,02+183,5
27,640,94
−114,3 ∗ 2,29
27,640,94
𝛔𝐬 = 𝟑, 𝟎𝟓 𝐌𝐏𝐚
Fibre inférieure
σi = P2B− Mmin
IV′
− P2e0IV′
σi =114,36
20,02−180,5
27,642,49
+114,36 ∗ 2,29
27,642,49
𝛔𝐢 = 𝟏𝟑, 𝟎𝟒 𝐌𝐏𝐚
En conclusion : 𝛔𝐬 = 𝟑, 𝟎𝟓 𝐌𝐏𝐚 < 𝛔𝟐 ̅̅ ̅̅ = 𝟐𝟒 𝐌𝐏𝐚 (OK)
𝛔𝐢 = 𝟏𝟑, 𝟎𝟒 𝐌𝐏𝐚 < 𝛔𝟐̅̅ ̅ = 𝟐𝟒 𝐌𝐏𝐚 (OK)
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Toute la section est comprimée, et les contraintes limites sont toutes vérifiées.
De même en usant du même processus de calcul on peut vérifier dans différents cas de
sollicitations en combinaison fréquente, quasi-permanente les contraintes dans le béton on
obtient donc :
Contraint
es
MPa
En construction En service fréquente Quasi-permanente
Limites validation Limites validation Limites validation Limites validation
Phase
1
sous
moment
max
=
sous
moment
min
𝛔𝐬 =4,62 σ2
=20,51 OK σ2 =24 OK 24 OK σ2 =20 OK
𝛔𝐢 =10,4
5
σ’1 =
20,51 OK 24 OK 24 OK σ’1 =0
Phase
2
sous
moment
max
𝛔𝐬 =9,13 σ2
=20,51 OK 24 OK 24 OK σ2 =20 OK
𝛔𝐢 =-3 σ’2 =
-3,98 OK -4,5 OK 0
NON,
Calcul
Aciers
passifs
σ’1 = 0
NON,
Calcul
Aciers
passifs
sous
moment
min
𝛔𝐬 =3,05 σ2
=20,51 OK 24 OK 24 OK σ2 =20 OK
σi =13,04 σ’1 =
0,51 OK 24 OK 24 OK σ’1 =20 OK
ii.5 Calcul des aciers passifs As
Nous avions remarque lors de la vérification des contraintes limites dans le béton, que la
section de béton n’était pas nécessaire pour reprendre l’effort de traction développé, d’où la
nécessité d’y mettre des aciers passifs.
𝑨𝒔 =𝑩𝒕
𝟏𝟎𝟎𝟎+
𝑵𝑩𝒕
𝒇𝒆∗ 𝒇𝒕𝟐𝟖
𝝈𝑩𝒕
Calcul de la section de béton tendue
La contrainte de traction la plus élevée (non vérifiée) est : 𝛔𝐭 = −𝟑 𝐌𝐏𝐚
ht3=
3,43
(9,13 + 3)
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ht =3∗3,43
9,13+3
𝐡𝐭 = 𝟎, 𝟖𝟓 𝐦
𝐁𝐭 = 𝟐, 𝟓𝟔 𝐦𝟐
Calcul de l’effort NBt
NBt = σBt ∗ Bt= -3*2, 56= -7, 7 MN
Calcul des armatures passives
AS =2,56
1000+7,7
500∗3,0
3
AS = 17,96 ∗ 10−3 m2
𝐀𝐒 = 𝟏𝟕𝟗, 𝟔 𝐜𝐦𝟐
On aura comme section d’aciers minimale :
Amin = 0,23 ∗ B ∗ ft28
fe
Amin =0,23 ∗ 20,02 ∗ 3,0
500
Amin = 0,02763 m2
𝐀𝐦𝐢𝐧 = 𝟐𝟕𝟔, 𝟑 𝐜𝐦𝟐
On a donc : As = 179,6 cm2, soit le choix de 6HA25 totalisant 29,45 cm2
On aura comme armatures dans le sens longitudinal de la poutre, 22HA32. Quant aux aciers
de répartition, ils seront calculés dans ce qui suit, lors de la justification à l’effort tranchant.
ii.6. Justification à l’effort tranchant
a. Détermination des contraintes de cisaillement et vérification
Les contraintes de cisaillement sont en deux composantes :
- σx, étant la contrainte normale suivant l’axe longitudinal de la poutre.
- τ, la contrainte tangentielle.
Ces deux composantes sont fonction de l’ordonnée y.
Détermination de σx
σx(y) = P
B+ (
M+P.e0
IGz) y
Ceci est l’expression générale de σx, mais nous mènerons les calculs pour y = 0 (au centre de
gravité de la poutre).
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Pour y = 0, σx(0) = P
B=
238,18
20,02= 11,9 MPa
Détermination de τ
τ(y) = V∗SGz(y)
IGz∗bn(y) , avec
{SGz = Moment statique par rapport à l′axe Gz de la surface situee au dessus de y
bn(y) = largeur nette de la section àl′ordonnee y
À y = 0, nous sommes dans l’âme de la poutre donc bn(y) = 0.25 m.
Le calcul de SGz sera fait grâce au logiciel RDM6 on obtient pour cela :
SGz = 1,26 m3 dans l’axe Gz.
Le calcul du moment statique a été limité à la surface concernée (surface au-dessus de
l’ordonnée y considérée).
τ(0) = 0.94∗1.26
0,78∗1,06 = 1,49
Contrainte limite
τ2 ≤ 2 ∗ftj
fcj∗ (0.6fcj − σ𝑥)(ftj +
2
3σ𝑥)
τ2 ≤ 2 ∗3
40∗ (0.6 ∗ 40 − 11,69)(3 +
2
3∗ 11,69)
τ2 ≤ 19,92
τl ≤ 4.46
or τ = 1,49 , par conséquent la condition est vérifiée.
b. Détermination des armatures transversales
Calcul de l’espacement des cadres
St = min (0.8h ; 3bo ; 1.0m) avec{h = la hauteur de la poutre
b0 = largeur de l′ame
St = min (0.8*3,43; 3*0,53; 1.0m)
St = min (274cm; 159cm; 100cm)
St = 100 cm
Aciers transversaux
τu =At
bn.st∗fe
γs∗
1
tanβu → At =
τu∗bn∗st∗γs∗tanβu
fe avec βu = 30 ̊
At =1,49∗1,03∗1∗1,15∗tan30
500 = 20,4 cm2
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Densité de ferraillage transversal
Notre poutre est partiellement tendue, on a donc comme densité d’acier transversal
At
st ≥ [τu −
ftj
3] ∗ bn ∗
γs
fe∗ tanβu → At ≥ st ∗ [τu −
ftj
3] ∗ bn ∗
γs
fe∗ tanβu
At ≥ 1 ∗ [1,49 −3
3] ∗ 1,06 ∗
1.15
500∗ tan30
𝐀𝐭 ≥ 𝟔, 𝟗 cm2 (Condition vérifiée)
Minimum d’armatures transversale dans les âmes des poutres At∗fe
bn∗γs∗st≥ 0,4 MPa → At ≥
0.4∗bn∗st∗γs
fe
At ≥0,4 ∗ 1,06 ∗ 1 ∗ 1,15
500
At ≥0,4 ∗ 1,06 ∗ 1 ∗ 1,15
500
𝐀𝐭 ≥ 𝟗, 𝟕𝐜𝐦𝟐
Armatures transversales à retenir
At = max (20, 4; 9, 7)
At = 20,7 cm2 ; soit HA20 espaces de st = 20 cm
c. Armatures transversales de peau
La poutre ayant une hauteur importante, nous y disposerons des aciers de peau. Les
armatures transversales de peau sont estimées à Ap = 2 cm2/m de parement soit
7HA14 espaces de st = 25 cm.
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Capture d’écran ALIZE LCPC et note de calcul
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Détails devis estimatif
LIBELLE DU PRIX TOTAL HORS TAXE (HT)
POSTE 000 : INSTALLATION DE CHANTIER
installation de chantier 7 600 000 000
POSTE 100 : Dégagement des emprise
abattage et découpage d'arbre 1 200 000 000
débroussaillage +décapage 882 000 000
démolition de case en bois 55 000 000
démolition de case en dur 150 000 000
démolition béton armé 42 000 000
Sous-total 2 329 000 000
POSTE 200 :Terrassement
Délais meubles ou rippables 10 704 000 000
Déblais rocheux 1 920 000 000
purge et substitution 2 250 000 000
emprunts pour remblais 3 000 000 000
exécution des remblais 1 875 000 000
couche de forme 8 500 000 000
Réglage et revêtement des talus et bermes 11 400 000 000
sous-total 39 649 000 000
poste 300 : Couches de Chaussée
Béton bitumineux 11 130 000 000
Enduit bicouche 214 000 000
Couche d'accrochage 387 500 000
Grave amélioré 18 733 000 000
terre végétale sur TPC 330 000 000
Imprégnation 1 144 000 000
Grave latéritique 19 220 000 000
Sous-total 51 158 500 000
poste de drainage
Drainage(section courant et échangeur) 4 680 000 000
poste 500: ouvrage d'Art et Hydrauliques
Pont sur le WOURI 24 237 500 000
ouvrages hydraulique 5 148 000 000
passage inférieur voie ferrée 876 000 000
Sous-total 30 261 500 000
poste 600: signalisation et sécurité
signalisation e sécurité 7 020 000 000
poste 700 : Eclairage public
Eclairage public 3 000 000 000
poste 800 : Expropriation
Expropriation 1 500 000 000
Contrôle des travaux 4 000 000 000
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Total 151 198 000 000
DIVERS ET IMPREVUE (25% TOTAL) 37799500000
TOTAL HORS TAXE 188 997 500 000 Fcfa
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