n° 253 - janvier/février 2016 - afteshard rock tbm for the lyon-turin railway tunnel project:...

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TUNNELS ET ESPACE SOUTERRAIN - n°253 - Janvier/Février 2016 1

SOMMAIRE/SUMMARY

ORGANE OFFICIEL DE L’ASSOCIATION FRANÇAISE DES TUNNELS ET DE L’ESPACE SOUTERRAINOFFICIAL ORGAN OF THE FRENCH TUNNELLING AND UNDERGROUND SPACE ASSOCIATION

Revue bimestrielle n° 253Bi-monthly magazineJanvier/Février 2016

Dépôt légal 1 er semestre 2016

MINEUR BECOURT SYSTEMES201, avenue Désandrouins

59300 Valenciennes - FranceTél. 03 27 28 04 70 - www.mineur-becourt.com

Grande photo :Porte coulissante motorisée coupe-feu HCM-N3 / Lyon Part-Dieu

Photo en bas de gauche à droite :Portillon anti-explosion coupe-feu pour local transformateur

Portillon double battant anti-explosion coupe-feu essai EfectisPorte étanche pour parking souterrain / Boulogne Billancourt

Les articles signés n’engagent que la responsabilité de leur auteur. Tous droits de reproduction, traduction, adaptation, totales ou partielles sous quelques formes que ce soit, sont expressément réservés.

Articles are signed under the sole responsability of their authors. All reproduction, translation and adaptation of articles (partly or totally) are subject to copyright.

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EDITORIAL 3

AFTES INFO 4

COMMUNICATION & ÉVÈNEMENTS /COMMUNICATION & EVENTS 9

ITA Tunnelling Awards 2016 Singapore, November 10th & 11th Récompenser les meilleurs réalisations et travaux souterrains dans le monde : ITA AITES ouvre les inscriptionsThe 2nd annual international competition to celebrate achievements in tunnelling and underground construction invites nominations

COMMUNICATION & ÉVÈNEMENTS 11

Réception du tunnelier pour le creusement de la galerie de reconnaissance de Saint-Martin-La-Porte (Savoie)

TECHNIQUE / TECHNICAL 15Contribution à la compréhension du creusement pressurisé des tunnels à l’aide d’essais sur un modèle réduit de tunnelier à pression de terre N. Berthoz, D. Subrin, D. BranqueImproving the understanding of tunnel excavation under pressure using a small-scale EPB TBM model

TECHNIQUE / TECHNICAL 29

Détecter des vides en tunnel avec les rayons cosmiquesPierre De SloovereUsing cosmic rays to detect voids in tunnels

TECHNIQUE / TECHNICAL 31Tunnels au tunnelier : quelques réflexions sur l’effet de l’augmentation du diamètre et de la profondeur Bruno DemayTBM tunnels: some considerations concerning the effects of increasing the diameter and depth

CHANTIERS / WORKSITES 49ATMB renouvelle le système de ventilation du Tunnel du VUACHE, sur l’A40Raphaël Granger, Pascal BlancReplacement of the A40 motorway Le Vuache Tunnel ventilation system by ATMB

CHANTIERS / WORKSITES 56

Un tunnel pour sécuriser l’A8Lionel Fantin, Vincent DumoulinA tunnel to increase the safety of the A8 motorway - La Borne Romaine

FORMATION 60Développer une formation L3 Pro Mention : Métiers du BTP - Parcours : Conduite de travaux en reconnaissance géotechnique pour infrastructures

VIE DE L’AFTES 62Compte rendu de l’Assemblée Générale du 15 décembre 2015

VIE DE L’AFTES / AFTES ACTIVITIES 66Classement thématique des articles parus dans TES en 2015Thematic classification of papers published in TES in 2015

AGENDA 71 Congrès, Colloques, Journées d’étudesTechnical events

www.aftes.asso.fr

Hard Rock TBM for the Lyon-Turin railway tunnel project:Saint-Martin-la-Porte exploratory gallery

NFM Technologies is a manufacturer of tunnel boring machines from 4 m to over 15 m in diameter, for any type of geology, making large-scale projects possible for rail, road or water infrastructures.NFM Technologies’ broad range of competences as an OEM in the cutting-edge mechanical sector means that it can propose innovative technical solutions, integrating specific requirements for each project and guaranteeing a high level of equipment reliability.Whether for improving access to regions, developing infrastructures, or improving quality of life, our expertise is available to meet with your needs.

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EDITORIAL

TUNNELS ET ESPACE SOUTERRAIN - n°253 - Janvier/Février 2016

EXCELLENCE OU PERFECTION,ACTION ET RÉACTION

EXCELLENCE OR PERFECTION,ACTION AND REACTIONAs stated in the ancient proverb, spoken words are fleeting and

are only binding on those who listen to them – as is frequently

the case in politics - but written words remain and, therefore,

they call for the greatest attention on the part of their authors.

And, especially when a text concerns a highly technical topic,

it should ideally be perfect in order to avoid drawing criticism

from its readers, except that everyone knows that perfection is

unattainable.

Perfectionism is also talked about in the field of psychology

but, in the workplace, it is characterised by low productivity as

it leads people to dedicate too much time and energy to details

which can sometimes conceal the main point. So shouldn’t the

real goal we strive for be a level of excellence equivalent to 90

or 95% of perfection? Even an excellent text leaves room for

discussion and contradiction, and can be modified and impro-

ved. In a nutshell, it is a living thing and the more living it is, the

more involved its readers become, so that they too can become

protagonists if they wish.

What inspired us with these thoughts was the case of a recom-

mendation and an extremely technical article, planned for this

edition for some two months, and whose publication has been

seriously delayed by some painstaking proof-reading.

Were the original texts perfects? No. Were they excellent? Yes,

and they would have satisfied the great majority of our readers,

some of whom – as specialists in the fields covered – could

have reacted with respect to the authors, so generating a dyna-

mic source of progress.

We want your magazine to be a vehicle for technical discus-

sions. And it will be, thanks to the writers whose texts we can

accept, even if they are imperfect, but also thanks to our readers

whose reactions we will be pleased to publish. We thank you

in advance!

Have a good read!

Maurice Guillaud, Rédacteur en chef / Chief editor

Directeur de publication : Yann LEBLAIS - Rédacteur en chef : Maurice GUILLAUD - Comité de rédaction : Nicole Bajard, Responsable site AFTES - Anne BRISSAUD, Responsable communication NFM

Technologies - Didier DE BRUYN, Vice-Président ABTUS - Michel DUCROT, Eiffage TP - Pierre DUFFAUT, Ingénieur-conseil - Frédéric PELLET, Mines-Paristech - Bernard FALCONNAT, Ingénieur-conseil - Jean-Paul

GODARD, Cadre de direction honoraire RATP - Jean-Bernard KAZMIERCZAK, Inéris - Benjamin LECOMTE, VINCI Construction - Alain MERCUSOT, CETU / Secrétaire Général AFTES - Gilles PARADIS, SNCF IGOA Tunnels

Jean PIRAUD, Antéa - Patrick RAMOND, Razel-Bec - Patrice SALVAUDON, Expert judiciaire - François VALIN, Comité MEP, AFTES - Michèle VARJABEDIAN, Systra - AFTES - Siège social : AFTES -

15, rue de la Fontaine au Roi - 75011 PARIS - Tél. : +33 (0)1 44 58 27 43 - [email protected] - Adhésion : Secrétariat AFTES : Sakina MOHAMED - Site Web : www.aftes.asso.fr - Edition Spécifique :

33, place Décurel - F 69760 LIMONEST Maquette : Estelle PORCHET - Publicité : Catherine JOLIVET - [email protected] - Tél. : 33 (0)4 37 91 69 50 - Télécopie : 33 (0)4 37 91 69 59 - Abonnement :

[email protected]

Si, selon l’aphorisme connu – en particulier pour son usage fréquent en

politique – les paroles s’envolent en n’engageant que ceux qui les écoutent,

en revanche les écrits restent et méritent donc que leurs auteurs leur

prêtent la plus grande attention. Quand, de surcroît, un texte écrit traite

d’un sujet technique hyper-pointu, l’idéal serait qu’il soit parfait pour ne pas

s’exposer aux critiques des lecteurs, mais chacun sait que la perfection est

inaccessible.

Le perfectionnisme, on en parle en psychologie mais, dans le travail, il se

caractérise par une faible productivité car il conduit à sacrifier trop de temps

et d’énergie à des détails qui peuvent même parfois occulter le thème prin-

cipal. Alors le véritable objectif qu’il faut s’efforcer d’atteindre ne serait-il

pas un niveau d’excellence qui se situerait à 90 ou 95% de la perfection ?

Un texte même excellent laisse encore place à la discussion, à la contradic-

tion ; il se modifie, s’améliore, en un mot il vit et plus il vit, plus il implique de

lecteurs qui, s’ils le souhaitent, peuvent alors eux-mêmes devenir acteurs.

Ces réflexions nous sont inspirées par l’histoire d’une recommandation

et d’un article très technique prévus depuis deux mois pour cette édition

dont la publication aura été gravement retardée par quelques relectures

laborieuses…

Les textes originaux étaient-ils parfaits ? Non. Etaient-ils excellents ? Oui et

ils auraient satisfait une très grande majorité de nos lecteurs dont certains,

spécialistes des sujets traités, auraient pu réagir auprès des auteurs, créant

ainsi une dynamique source de progrès.

Votre revue veut être un terrain d’échanges techniques. Elle le sera certes

grâce aux auteurs dont nous pouvons accepter des textes même imparfaits

mais aussi grâce aux lecteurs dont nous serions heureux de publier les

réactions… Merci d’avance.

Bonne lecture !

TUNNELS ET ESPACE SOUTERRAIN - n°253 - Janvier/Février 2016 TUNNELS ET ESPACE SOUTERRAIN - n°253 - Janvier/Février 2016 4

AFTES INFO

TELT (Tunnel Euralpin Lyon Turin)Le 9 février, le conseil d’administration de l’Agence de Financement des Infrastructures de Transport de France (AFITF) a approuvé 225 mil-lions € d’engagements nouveaux pour l’année 2016 dont 13,4 millions d’euros seront apportés au budget du Lyon-Turin pour la réalisation des études et travaux préparatoires y compris les reconnaissances géologiques qui s’élève à 74 millions d’euros. D’autre part, le 14 janvier, NFM Technologies a livré le tunnelier de 11,21 m de diamètre au maître d’ouvrage du Lyon Turin, Tunnel Euralpin Lyon Turin. Le tunnelier devrait débuter au printemps l’excavation de la gale-rie de reconnaissance de St Martin la Porte de 9 km de long située sur l’axe du futur tunnel de base. Les travaux de construction sont réalisés par le groupement Spie Batignolles / Sotrabas / Eiffage TP / Ghella SpA / Cogeis SpA/ CMC di Ravanna. (Cf. page 11).

TELTOn February 9th, the Board of Directors of the French Transport Infrastructure Financing Agency (AFITF) approved a 225 million € budget of new commitments for 2016. 13.4 million € of this sum will be allocated to the Lyon-Turin budget for the studies and preparatory work including geological survey amounting to 74 million euros. On the other

hand, on January 14th, NFM Technologies has de-livered the 11.21 m –diameter TBM to the Owner of Lyon Turin Ferroviaire, now called TELT (Tunnel Euralpin Lyon Turin). This TBM is expected to start in spring the excavation of the 9km long Saint Mar-tin La Porte exploratory gallery located on the axis of the future Base Tunnel. Construction works are carried out by the JV Spie Batignolles / Sotrabas / Eiffage TP / Ghella SpA / Cogeis SpA / CMC di Ra-vanna. (See p. 11).

Rénovation des tunnels du contournement Nord de LyonLa métropole de Lyon a annoncé que la mise à niveau du boulevard périphérique Nord de Lyon de 10 km de long commencerait au début de cette année. Le projet comprend des travaux majeurs dans les tunnels bi-tube de Caluire (3252 m), Rochecardon (1131 m), La Duchère (1092 m) et Quai de Bellevue (555 m), notamment la construction de rameaux d’in-terconnexion supplémentaires, la protection incendie des structures du tunnel, l’amélioration des systèmes d’évacuation des fumées et le renouvellement des équipements de sécurité. Le groupement Fayat / Sanef / Fideppp2 a obtenu en novembre 2014 le contrat de réalisation des

travaux ainsi que le financement, l’exploitation et la maintenance pendant 20 ans. Les travaux devraient être achevés en avril 2018. Le mon-tant du contrat est de 132 millions d’euros.

Renovation of the Lyon North bypass road tunnels The Metropolis of Lyon (Greater Lyon) announced that upgrading of the 10 km long Lyon North ring road would start early this year. The project in-cludes major works in the twin-tube tunnels of Caluire (3252 m), Rochecardon (1131 m), Duchère (1092 m) and Quai de Bellevue (555 m), including the construction of additional connecting galleries, fire protection of tunnel structures, improvement of smoke extraction systems and renewal of safety equipment. The JV Fayat / Sanef / Fideppp2 was awarded in November 2014 the work contract and the financing, operation and maintenance for 20 years. The work should be completed in April 2018. The contract amount is 132 million €.

Dernières nouvelles / Latest news

Inauguration du tunnelier Federica


AFTES INFO

Grand-Paris

La Société du Grand Paris a confié au groupement Ingerop / Arte-lia Ville & Transport / Arcadis le contrat de réalisation des études des tunnels, viaducs et stations de la ligne 18 du Grand Paris. D’autre part, les études du système ferroviaire ont été confiées à Egis Rail. La ligne 18 s’étendra sur 35 km et comprendra 10 stations entre l’aéroport d’Orly et la gare de Versailles-Chantiers.

Société du Grand Paris awarded the JV Ingerop / Artelia Ville & Trans-port / Arcadis the contract for the studies of the tunnels, viaducts and stations on the Line 18 of the Grand Paris. On the other hand, the studies for the railway system were entrusted to Egis Rail. Line 18 will run over 35 km and include 10 stations between Orly airport and Versailles-Chantiers Railway Station.

Le 25 janvier 2016, pendant la cérémonie des vœux, le Président de la Société du Grand Paris, M. Philippe Yvin, a présenté les perspectives de l’année. Pour la ligne 15 Sud, le démarrage des travaux de la station Fort d’Issy-Vanves-Clamart aura lieu en avril, ainsi que le début des procé-dures d’attribution des travaux de génie civil. M. Yvin a également déclaré que 20 % des tra-vaux préparatoires ont été réalisés et vont se poursuivre au cours de l’année. Les études pour la ligne 16, dont la construction vient d’être attri-buée, vont se poursuivre. Le permis de construire des lignes 15 Ouest et 14 Sud devrait être délivré au cours de l’année et les consultations publiques pour les lignes 18, 17 Nord et 15 Est doivent être organisées. La société du Grand Paris a publié un

appel d’offres pour la construction d’une section de la ligne 15 Sud du nouveau métro Grand Paris Express. Les travaux comprennent : l’excavation au tunnelier d’une section de 4,2 km et 8,7 m de diamètre intérieur, les stations Pont de Sèvres et Issy RER de 110 m de long chacune et les quatre ouvrages auxiliaires, dont le puits de départ du tunnelier sur le site de l’île de Monsieur, ainsi que les ouvrages de connexion. Le contrat devrait être attribué au second semestre.

On January 25th, during the New Year ceremony, Philippe Yvin, CEO of the Société du Grand Paris, presented the outlook for the year. For the Line 15 South, work for the station Fort d’Issy - Vanves - Clamart will start in April, as well as procedures for

awarding civil works. Mr. Yvin also said that 20% of the preparatory work has been done and it will conti-nue during the year. The studies for the Line 16, the construction of which has just been awarded, will proceed. The building permit for Lines 15 West and 14 South should be issued during the year and pu-blic consultations for Lines 18, 17 North and 15 East are to be organized. Grand Paris has published a call for tenders for the construction of a section of Line 15 South of the new Grand Paris Express metro. The work includes: TBM excavation of a 4.2 km section (8.7 m inside diameter), the Pont de Sèvres and Issy RER stations, 110 m long each, and the four auxiliary structures, including the TBM starting shaft on the site of the Ile de Monsieur, and the connection works. The contract should be awarded second half of 2016.

Le Syndicat des Transports d’Île de France (STIF) a approuvé le budget 2016 à hauteur de 1,78 milliard d’euros, soit une hausse de 26 millions d’euros par rapport à 2015. 417 millions seront investis dans l’extension du réseau de métro, avec notamment l’extension de la ligne 4 vers Bagneux, de la ligne 11 vers Rosny-Bois-Per-rier, de la ligne 12 vers Aubervilliers et de la ligne 14 vers Mairie de Saint-Ouen. De plus, la fin des travaux du tramway T6 sera financée avec l’inauguration de la section en souterrain à Viroflay. Le reste des investissements, soit 1,36 milliards d’euros, sera destiné au réseau tramway, au renouvellement du matériel roulant et à la rénovation du réseau.

The Ile-de-France public transport authority (Syn-dicat des transports d’Île-de-France, or STIF) approved its 2016 budget amounting to €1.78 billion, an increase of €26 million compared to 2015. 417 million will be invested for the extension the metro network, including the extension of line 4 to Bagneux, line 11 to Rosny-Bois-Perrier, line 12 to Aubervilliers and line 14 to Mairie de Saint-Ouen. In addition, the last T6 tramway works will be financed with the opening of the underground section to Viroflay. The rest of the investment, 1.36 billion euros, will be used for the tram network, the rolling stock renewal and renovation of the network.


AFTES INFO

Les études pour l’extension du tunnel de base du Lötschberg vont débuterLa société BLS Netz AG a confié le contrat des études de l’augmentation de la capacité du tunnel de base du Lötschberg au bureau d’ingénierie SRP Ingenieur AG, pour un montant de 17,9 millions d’euros. A ce jour une sec-tion de 21 km sur les 34,6 km du tunnel est à une seule voie. Les études vont déterminer la faisabilité de passer à deux voies sur l’ensemble de la longueur, pour un coût estimé à 928 millions d’euros, ou de façon partielle, pour un coût de 551 millions d’euros. Les résultats de l’étude de faisabilité devraient être présentés en 2017. Le montant du contrat est de 17,9 mil-lions d’euros.

Launch of studies for the extension of the Lötschberg base tunnelBLS Netz AG entrusted to the engineering office SRP Ingenieur AG, for an amount of 17.9 Mio €, the contract for studying how to increase the capacity of the Lötschberg base tunnel. To date a 21 km section of the 34.6 km long tunnel is one-track only. The study will determine the feasibility of switching to two-tracks either on the entire length at a cost estimated at 928 million euros, or partially, for a cost of 551 million euros. The results of the feasibility study should be presented in 2017. The contract amount is 17.9 million euros.

Un nouveau système de transport de fret souterrainEn Suisse, une étude de faisabilité d’un système de distribution de fret en souterrain, dénommé «Cargo Sous Terrains» (CST), a été présentée. L’idée est de construire un tunnel de 70 km pour des véhicules électriques auto-matiques transportant des containers entre des sites logistiques dans la zone d’Härkingen, de Niederbipp et de Zurich. Le tunnel serait construit à une profondeur de 50 mètres et relié à la surface par des puits de 6 m de diamètre. Le coût de ce projet est estimé à 3 milliards d’euros, financés par des investisseurs privés. Selon les promoteurs du projet, le tunnel devrait permettre aux logisticiens de gagner suffisamment de temps et d’argent pour financer grâce à des redevances le coût du projet. La mise en service pourrait avoir lieu au plus tôt en 2030.

A new underground freight transport systemIn Switzerland, a feasibility study was presented for an underground freight dis-tribution system called «Cargo Under Land» (CST). The idea is to build a 70km long tunnel for automatic electrical vehicles carrying containers between logistics sites located in the Härkingen, Niederbipp and Zurich areas. The tunnel would be built at a 50 m depth and connected to the surface through 6 m-diameter shafts. The cost of the project is estimated at 3 billion euros, financed by private inves-tors. According to the project developers, the tunnel should enable logisticians to save enough time and money to finance the cost of the project by the user fees. Commissioning would take place in 2030 at earliest.

Un tunnel combiné pour le rail et les câbles sous le col de GrimselLes cantons de Berne et du Valais, la société nationale d’électricité Swissgrid et la société ferroviaire Grimsel-bahn AG ont présenté un projet de ligne ferroviaire,

associée au passage de câbles électriques, entre Meringen et Oberwald comprenant un tunnel de 22 km sous le col de Grimsel. L’idée de combiner une nouvelle ligne ferroviaire et des câbles à haute tension vient du fait que Swissgrid doit remplacer les câbles qui passent par le col d’ici 2025. Cette nouvelle ligne ferroviaire reliera les zones touristiques de plusieurs cantons, en connectant les lignes Zentral, Matterhorn et du Gothard. En outre, le projet permettra le démantèlement de 121 pylônes et de 22 km de lignes élec-triques et permettra de s’affranchir de protections coûteuses dans les zones d’avalanches. Les études du projet devraient nécessiter un financement de 5,7 millions d’euros et 551 millions pour la construction. Les travaux seront financés conjointement par Grimselbahn AG et SWISSGRID. Un dossier de concession sera soumis à la Confédération en 2018.

A combined rail and cables tunnel under the Grimsel Pass The cantons of Bern and Valais, the national electricity company Swissgrid and the railway company Grimselbahn AG presented a railway project, associated with an electrical cable gallery, between Meringen and Oberwald, including a 22-km tunnel under the Grimsel pass. The idea of combining a new railway line and a high voltage cable gallery came from the fact that, before 2025, Swissgrid must replace the existing electric cables passing through the Grimsel. This new railway line will connect the tourist areas of several districts by linking the Zentral, Matterhorn and Gotthard lines. In addition, the project will allow the dismantling of 121 electricity pylons and 22 km of power lines and help to overcome costly protections in avalanche areas. The necessary funding should be 5.7 million eu-ros for studies and 551 million for construction. The work will be funded jointly by Grimselbahn AG and Swissgrid. A concession project will be submitted to the Confederation in 2018.

InternationalSUISSE / SWITZERLAND


AFTES INFO

La société en charge du métro d’Alger, EMA (Entreprise du Métro d’Alger) a confié au groupement KOU GC/Colas Rail le contrat d’ins-tallation des équipements ferroviaires sur la nouvelle extension de 3,6 km de la ligne 1 entre Hai el Badr et Ain Naadja avec 3 stations; le montant du contrat est de 117 millions d’euros. Le même groupement a obtenu le contrat pour les équipements de l’extension de 1,7 km entre Tafourah Grande Poste et la Place des Martyrs, comprenant la station d’Emir Abdelkadar, pour un montant de 51 millions d’euros. Le groupement a également réalisé les travaux de l’extension entre Hai el Badr et El Harrach qui a été mise en service en juillet dernier. Les deux extensions devraient être opérationnelles en 2017.

EMA (Entreprise du Métro d’Alger), the company in charge of the Algiers metro, awarded the JV KOU GC / Colas Rail the contract for installing railway equipment on the new 3.6 km long extension of line 1 between Hai el Badr and Ain Naadja which includes 3 stations; the contract amounts to 117 million Euros. The same JV was awarded the 51 million Euros contract for the equipment of the 1.7 km extension between Tafourah Grande Poste and the Place des Martyrs, including the Emir Abdelkadar station. The JV has also achieved the extension work between Hai El Badr and El Harrach which was commissioned in July 2015. Both extensions should be ope-rational in 2017.

Deux tunnels sous LondresLe Maire de Londres, M. Boris Johnson, a présenté un projet à long terme d’amélioration de la circulation routière en phase avec l’augmentation de la population, qui passera de 8,6 à 10 millions en 2030. La solu-tion préférée est celle de deux tunnels Est-Ouest. Le premier d’environ 18 km relierait l’A40,

à Park Royal, à l’A12, à Hackney Wick. De plus amples études de faisabilité sont menées actuellement par Transport for London, notamment sur le tracé de la localisation des têtes ainsi que sur une solution alternative d’un tunnel orbital. Le second tunnel au Sud pourrait potentiellement relier l’A4, à Chiswick, à l’A13, à Beckton, et aurait environ une longueur de 23 km. Par ailleurs, plusieurs études de faisabilité vont être élaborées cette année pour des tunnels et des toboggans qui permettraient de libérer de la place pour de l’habitat ; un tunnel de 1,3 km est notamment proposé pour l’A13 à Barking.

Two tunnels under LondonBoris Johnson, Mayor of London, presented a long-term project to improve road traffic in line with the increase in population from 8.6 to 10 million in 2030. The preferred solution is to build two east-west tunnels. The first one, 18 km long, would link the A40 (at Park Royal) to the A12 (at Hackney Wick). Further feasibility studies are currently being conducted by Transport for London, in particular for the location of the tunnel portals as well as for an orbital tunnel as an alternative solution. The second tunnel in the South may potentially connect the A4 in Chiswick, to the A13 in Beckton, and have a length of about 23 km. Also, several feasibility studies will be developed this year for tunnels and toboggans that would make room for the habitat; for example, a 1.3 km tunnel is proposed for the A13 in Barking.

Percement du tunnel du CeneriLe 21 janvier, a eu lieu le percement final du tube Ouest du tunnel du Ceneri de 15,4 km de long et le 26 janvier celui du tube Est. Les travaux vont se poursuivre avec l’installation du revêtement et les travaux de bétonnage ainsi qu’avec celle des équipements de ventilation, électriques et le drainage ; les équipements ferroviaires seront mis en place à partir de la mi-2017. Les travaux sont réalisés par le groupement Condotte / Cossi. La mise en service est prévue pour décembre 2020.

Breakthrough of the Ceneri tunnelThe final breakthrough took place on January 21st for the west tube of the 15.4 km long Ceneri tunnel and on January 26th for the east tube. The work will conti-nue with the installation of lining and concrete work then with ventilation, electrical and drainage equip-ment; railway equipment will be installed after mid-2017. Work is carried out by the JV Condotte / Cossi. Commissioning is scheduled for December 2020.

Agrandissement de la gare de Genève CornavinLa Confédération, l’État et la ville de Genève ont signé un accord de financement pour la construction d’une extension en souterrain de la gare de Genève. Cette

solution souterraine a été choisie pour éviter d’avoir à démolir des bâtiments dans la zone des Grottes, au Nord de la gare. Le prolongement sur 5 km de deux voies sera réalisé à une profondeur de 17 mètres sous les voies actuelles et sous la place de Montbrillant. Les chemins de fer suisses ont été chargés de la gestion du projet, dont le coût total est estimé à 1,5 milliard d’euros, financés pour 1 milliard par la Confédération, 400 millions par l’État de Genève et 100 millions par la ville. Les travaux annexes devraient démarrer en 2019 et les travaux d’extension en 2024.

Extension of the Geneva Cornavin railway stationThe Confederation, the State and the City of Geneva have signed a financing agree-ment for the construction of an underground extension of the Geneva railway sta-tion. This underground solution was chosen to avoid demolition of buildings in the Grottes area, north of the station. The 5 km long extension of two tracks will develop at a 17m depth under the existing tracks and under the Place de Montbril-lant. Swiss Railways will be responsible for the management of the project, whose total cost is estimated at 1.5 billion euros, 1 billion financed by the Confederation, 400 million by the State of Geneva and 100 million by the City. Ancillary works should start in 2019 and the extension work in 2024.

ROYAUME UNI / UNITED KINGDOM

ALGERIE / ALGERIA


AFTES INFO

Entreprises / Business

AcquisitionLe fabricant d’équipements de construction pour les travaux souterrains et d’adjuvants pour béton projeté, Normet, a acquis la partie béton projeté en voie sèche de Meyco, soit les gammes de produits Piccola et GM qui formeront la gamme Normet’s Meyco béton projeté voie sèche. Le prix auquel Normet a fait cette acquisition auprès d’Atlas Copco n’a pas été dévoilé. Atlas Copco, qui avait acheté Meyco à BASF en 2013, conserve l’ensemble des produits pour le béton projeté en voie mouillée.

AcquisitionNormet, manufacturer of construction equipment for underground work and supplier of sprayed concrete admixtures, Normet, acquired the dry-way shotcrete department of Meyco i-e the Piccola and GM product lines that will form the Normet’s Meyco dry-way shotcrete product range. The price of this acquisition from Atlas Copco was not disclosed. Atlas Copco, which had bought Meyco from BASF in 2013, retains all the products for the wet-way shotcrete.

Le groupement ALLIANCE s’installe à Vanves (Hauts de Seine)Fondé en 2013 par le rapprochement des groupes Demathieu & Bard et NGE, ce groupement s’est constitué pour participer à la réalisation des infrastructures de transport du Grand Paris. Très rapidement, les entreprises Pizzarotti, Implenia et Franki Fondations ont rejoint ce groupement qui représente aujourd’hui un chiffre d’affaires de l’ordre de 6 milliards d’Euros dans le domaine des Infrastructures, du Génie Civil et des Travaux Souterrains. ALLIANCE est déjà présent aux côtés de la RATP sur les prolongements des lignes 4 et 14. Une trentaine de personnes viennent de s’installer à Vanves dans de nouveaux bureaux dédiés aux études pour les appels d’offres de la SNCF Réseaux, de la RATP et de la Société du Grand Paris. Ils ont été inaugurés le 28 janvier 2016 en présence de Monsieur Bernard Gauducheau, Maire de Vanves, Conseiller Régional d’Ile-de-France et Président du comité stratégique de la Société du Grand Paris.

The ALLIANCE group settles in Vanves (Hauts de Seine)Founded in 2013 by the merging of Demathieu & Bard and NGE, this group was formed to participate in the construction of the Greater Paris transport infrastructure. Shortly after that, the companies Pizzarotti, Implenia and Franki Foundations joined this group which currently has a turnover of about € 6 billion in the field of infrastructure, civil engineering and underground works.Alliance is already working with RATP for the extensions of lines 4 and 14. Thirty people have just moved to Vanves in new offices dedicated to studies for answering tenders from SNCF Réseaux (networks), RATP and the Société du Grand Paris. These offices were inaugurated on January 28th, 2016, in the presence of Mr. Bernard Gauducheau, Mayor of Vanves, Regional Councillor of Ile-de-France and Chairman of the Strategy Committee of the Société du Grand Paris.

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FM

SINGAPOUR / SINGAPORE

Lors de sa visite à Singapour à l’occasion du Salon Singapore Airshow, le secrétaire d’état chargé des transports, M. Alain Vidalies, a visité des tunneliers NFM engagés sur la construction de la future Thomson line. Les deux tunneliers du lot T208 ont débuté leur parcours sur le site de Tagore et devraient atteindre la station de Lentor en 11 mois. Il s’agit de creuser dans un sol issu du granite de Bukit Timah. Les travaux de ce lot sont réalisés par le groupement Leigh-ton – John Holland. Au total, la Thomson Line qui s’étendra sur 43 km entre Woodlands Nord et les jardins de Marina Bay nécessitera pas moins de 38 tunneliers provenant de 7 fabricants dif-férents. Les travaux devraient s’étaler sur 42 mois. NFM Technologies fournira 9 machines, 7 tunneliers à pression de boue pour les lots T208 (3 machines) et T216 (4 machines) et 2 tunneliers à pression de terre pour le lot T222. Deux machines du lot T216 sont en cours d’as-semblage.

During his visit to the Singapore Airshow 2016, Mr. Alain Vidalies, French Secretary of State for Transport, visited the NFM TBMs involved in the future Thomson line construction. The two TBMs on Lot T208 began boring at Tagore and should reach the Lentor station in 11 months. They are excavating in a type of soil derived from the Bukit Timah granite. Works on this Lot are per-formed by the JV Leighton - John Holland. In

total, the Thomson Line - covering 43 km between Woodlands North and Marina Bay gardens- will require not less than 38 TBMs from 7 different manufacturers. The work is expected to take 42 months. NFM Technologies will provide 9 ma-chines, 7 slurry TBMs (3 for the T208 lot and 4 for the T216) and 2 earth pressure TBMs for the T222 lot. Two machines to be used on theT216 are currently being assembled.

Christophe Denat, Directeur de Projet du Groupement Alliance pendant son allocution / Project Manager of Alliance Group during his address.

De gauche à droite / From left to right:Anton AFFENTRANGER, CEO d’IMPLENIA - Gibert ROUX, directeur Général de NGE - Lidio GIORDANI, membre du Directoire de IMPRESA PIZZAROTTI S.p.A. -René SIMON, président du Directoire de DEMATHIEU & BARD - Christophe DENAT, directeur de Projet d’ALLIANCE - Bernard GAUDUCHEAU (sur l’estrade), Maire de VANVES, Conseiller Régional d’Ile de France, Président du Comité Stratégique de la Société du Grand Paris - Maurice BOTTIAU, directeur Développement de FRANKI FOUNDATIONS (n’est pas dans le champ de la photo).


COMMUNICATION & ÉVÈNEMENTS/COMMUNICATION & EVENTS

ITA Tunnelling AWARDS 2016Singapore, November 10th & 11th

Récompenser les meilleurs réalisations et travaux souterrains dans le monde : ITA-AITES ouvre les inscriptions pour la seconde édition de son concours international

The second annual international competition to celebrate achievements in tunnelling and underground construction invites nominations

Après un lancement réussi en 2015 (110 nominations, 11 projets et per-

sonnalités récompensés), l’Association Internationale des Tunnels et de

l’Espace Souterrain lance la deuxième édition de son grand concours, les

« ITA Tunnelling Awards ». L’évènement, qui intègrera plusieurs temps forts,

se déroulera à Singapour les 10 et 11 novembre 2016. À l’affût de réalisa-

tions particulièrement remarquables à travers le monde, dans le domaine

des infrastructures souterraines, ITA-AITES affiche, via les ITA Tunnelling

Awards, l’objectif d’identifier et d’encourager un large éventail de projets

de tunnels et d’espaces souterrains, des infrastructures de grande échelle,

aux budgets considérables, à des projets plus spécifiquement portés sur des

innovations techniques inédites. L’Association lance dès à présent son appel

à candidatures aux Awards (Inscriptions avant le 30/05/2016). Les finalistes,

qui seront annoncés mi-juillet 2016, auront l’occasion de présenter leur

projet au public dans le cadre de l’une des deux journées de conférences

prévues les 10 et 11 novembre.

Candidater dans l’une des 9 catégories de projets proposées par ITA-AITESIl est possible de candidater dans le cadre de l’une des 9 catégories suivantes :

• Grand Projet Tunnel de l’année – plus de €500m

• Projet Tunnel de l’année – entre €50m et €500m

• Projet Tunnel Remarquable de l’année – jusqu’à €50m

• Projet de Rénovation/Réaménagement de l’année

• Innovation Technique de l’année

• Initiative Environnementale de l’année

• Initiative en termes de Sécurité de l’année

• Utilisation innovante de l’Espace Souterrain

• Jeune professionnel des tunnels de l’année

After a successful first edition (110 applicant profiles, 11 awarded projects and personalities), the International Tunnelling and Underground Space Association is launching the second program for the ITA Tunnelling Awards. This event will take place in Singapore on the 10th and 11th of November 2016. ITA is now inviting nominations to this prestigious competition. Profiling particularly outstanding achievements of underground infrastructure across the world through these Awards, ITA intends to identify and support a wide and diverse range of tunnelling projects, from huge-scale and large-budget infrastructure projects to more specific ground-breaking technical innovations.

Entries can be submitted in 9 categories:• Major Tunnelling Project of the Year - over €500m• Tunnelling Project of the Year - between€50m and €500m• Outstanding Tunnelling Project of the Year - up to €50m• Renovation/Upgrading project of the Year• Technical Innovation of the Year• Environmental Initiative of the Year• Safety Initiative of the Year• Innovative Use of Underground Space• Young Tunneller of the Year

Entries can register for applications until 30/05/2016.The finalists will be announced by mid-July 2016.

https://awards.ita-aites.org/

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COMMUNICATION & ÉVÈNEMENTS

Réception du tunnelier pour le creusement de la galerie de reconnaissance de Saint-Martin-La-Porte (Savoie)

Le 14 janvier dernier, dans l’usine de NFM Technologies au Creusot, TELT

(Tunnel Euralpin Lyon Turin)* et le groupement d’entreprises de Saint-

Martin-La-Porte**, conduit par Spie batignolles TPCI, ont réceptionné le

tunnelier qui réalisera l’excavation d’une galerie de reconnaissance de

9 km depuis Saint-Martin-La-Porte, en direction de l’Italie.

Il s’agit d’un tunnelier de près de 135 mètres de long et d’environ 2400 t,

doté d’une tête de coupe d’un diamètre de 11,21 mètres équipé de 76

molettes. Il sera transporté en Savoie en plusieurs convois exceptionnels

durant le premier semestre 2016 et remonté ensuite en pied de descenderie

pour un démarrage en début d’été.

La réalisation de cette galerie s’intègre dans les travaux de reconnaissance

menés par TELT, maître d’ouvrage de la section transfrontalière de la nou-

velle liaison ferroviaire Lyon-Turin.

La galerie sera excavée dans l’axe et au diamètre du futur tube sud du

tunnel transfrontalier de 57 kilomètres. Il est prévu de réaliser cette galerie

de reconnaissance en 5 à 8 ans. Ce chantier est financé à 50% par l’Europe,

25% par la France et 25% par l’Italie. Il mobilisera directement jusqu’à 450

personnes, sous-traitants compris, et au plus fort de l’activité.

Ces travaux viennent compléter les 9 kilomètres de descenderies, galeries

d’accès et de service au tunnel transfrontalier, déjà réalisés sur le versant

français entre 2002 et 2010.

* TELT, Tunnel Euralpin Lyon Turin, est la société responsable de la réalisation et de la gestion de la section transfrontalière de la nouvelle liaison ferroviaire Lyon –Turin. Elle est détenue à 50% par la France à travers le ministère de l’Economie et des Finances et à 50% par l’Italie à travers Ferrovie dello Stato Italiane (FS). ** Le groupement d’entreprises de Saint-Martin-La-Porte comprend Spie batignolles TPCI, Eiffage TP, Ghella, CMC, Cogeis, Sotrabas.

Hubert Du Mesnil, président de TELT et Mario Virano directeur général de TELT.


COMMUNICATION & ÉVÈNEMENTS

Le nouveau chantier de Saint-Martin-La-Porte est mené à partir du pied de

la descenderie existante, longue de 2400 mètres, qui permet de rejoindre,

environ 80 mètres en contrebas, le niveau du futur tunnel international. En

Italie est également en cours de réalisation la galerie d’accès de La Mad-

dalena, sur la commune de Chiomonte, en Val de Suse dont 4265 mètres ont

été excavés (sur 7500 mètres).

Les travaux de Saint-Martin-La-Porte comprennent également l’excavation

d’une galerie complémentaire d’1,8 km, réalisée à partir du point métrique

Le nouveau logo de TELTC’est à Lyon, le 8 février 2016, que plus de 400 personnes, parmi lesquelles des étudiants, des familles, des experts et des représentants des

institutions publiques, se sont donné rendez-vous dans le cadre du musée futuriste des Confluences pour découvrir les 241 projets proposés par de jeunes Français et Italiens et assister à la désignation du grand vainqueur du « TELT Contest », le concours d’idées destiné à tous les jeunes originaires

de Rhône-Alpes et du Piémont âgés de 14 et 26 ans, en vue de la création de l’identité visuelle de TELT, la société en charge de la réalisation et de

l’exploitation de la section transfrontalière de la ligne ferroviaire Lyon-Turin.

Le jury international a ainsi choisi le projet raffiné de Sara Borchiero et Gabriele Savoca, deux jeunes Turinois

de 26 et 25 ans.

Le travail du jury international a été long, difficile mais stimulant et la pluridisciplinarité de ses membres s’est

révélée précieuse : Marie-Ange Brayer, Conservatrice en chef du service prospective et recherche au dépar-

tement architecture et design du Centre Pompidou, Patrizia Sandretto, Présidente de la Fondation Sandretto

Re Rebaudengo, Luca Beatrice, Président du cercle des lecteurs de Turin et critique d’art, Jacques Bruyas,

écrivain et Président de l’Association des écrivains et éditeurs francophones, Paolo Damilano, Président du

musée du cinéma et de Film commission Turin Piémont, Eric Leprince, designer, directeur artistique et fondateur

de Super Regular, Ludovic Noël, Directeur de la Cité du Design de Saint-Etienne, Paolo Pininfarina, Président

du groupe Pininfarina S.p.A et Mario Virano, Directeur général de TELT.

L’accroche principale du logo vainqueur, que l’on peut interpréter comme un idéogramme, réside dans le « L » de Lyon qui s’allonge pour former la barre

horizontale du « T » de Turin, afin de représenter le trait d’union entre les deux villes, symbole du projet confié à TELT pour dépasser la barrière alpine entre

la France et l’Italie. Au-dessus de cet idéogramme, des barres verticales de différentes hauteurs sont en mouvement, représentant les temps de parcours

entre les villes européennes qui bénéficieront du tunnel de base du Mont-Cenis. Celles-ci évoquent également des ondes électromagnétiques, la lumière

et le son, telles qu’elles sont présentes dans l’imaginaire des jeunes, futurs utilisateurs de la nouvelle ligne. Pour le jury, ce logo représente la meilleure

synthèse, symbolique, graphique et conceptuelle, de la mission de TELT.

500, c’est-à-dire à 500 mètres de l’entrée de la descenderie existante. Elle

permettra de contourner une zone géologiquement complexe afin de réaliser

un 10e kilomètre dans l’axe du tube sud. A ce jour plus de 600 mètres de

cette galerie complémentaire ont été excavés.

La réalisation de ces ouvrages représente une étape importante dans

le calendrier de la nouvelle liaison ferroviaire. Elle permettra de mieux

connaître un secteur à la géologie délicate mais aussi d’engager, à l’horizon

2017, les premiers travaux du tunnel principal. t


TECHNIQUE/TECHNICAL

Contribution à la compréhension du creusement pressurisé des tunnels à l’aide d’essais sur un modèle réduit de tunnelier à pression de terre

Improving the understanding of tunnel excavation under pressure

using a small-scale EPB TBM model

N. BERTHOZCETU

D. SUBRIN CETU

D. BRANQUE ENTPE

AbstractThis article presents the main results of an extensive series of tests on a small-scale earth pressure balance tunnel boring machine. The results concern the stability of the cutting face and soil/machine interaction behaviours during excavation. Some analysis performed at a small scale is compared to data from work to extend Paris metro line 12.

RésuméLes principaux résultats obtenus au travers d’une large cam-pagne d’essais sur un modèle réduit de tunnelier à pression de terre sont présentés. Ces résultats concernent les conditions de stabilité du front de taille et le comportement d’interaction terrain / machine au cours du creusement. Certaines analyses réalisées à l’échelle du modèle réduit sont confrontées aux don-nées issues du prolongement de la ligne 12 du métro parisien.

Introduction

Minimising impacts on neighbouring structures is a major concern for the designers of tunnels in urban areas, in which the soil is generally soft and water-bearing, and there are a large number of sensitive neighbouring surface structures and underground networks.Tunnel boring machines with a pressu-rised shield offer an attractive technical solution to this challenge. Face pres-sure can be applied by compressed air, bentonite mud (slurry pressure balance TBMs) or excavated material (earth pressure balance TBMs).While there has been considerable pro-

gress in recent decades, prediction of how soil will respond to excavation with this type of machine remains difficult due to the three-dimensional nature of the phenomena, the large number of sources of displacement around the machine, and the complexity of soil behaviour. In this context, large quanti-ties of experimental data are required to validate the models developed.Physical modelling therefore emerges as a significant source of knowledge. Indeed, in modelling there are fewer uncertainties as to the geotechnical context than on-site. Furthermore, machine operating conditions can easily be adjusted without any external consideration, such as interruptions in

Introduction

Limiter les impacts sur les avoi-

sinants. Voilà une préoccupation

majeure pour les concepteurs de

tunnels en zone urbaine, où les for-

mations sont généralement meubles

et aquifères, et les ouvrages en

surface et réseaux souterrains avoi-

sinants, nombreux et sensibles.

Les tunneliers à bouclier pressurisé

constituent une solution technique

attractive à cette problématique. La

pressurisation du front de taille peut

être exercée par de l’air comprimé,

de la boue de bentonite ou les maté-

riaux excavés (mode dit « pression

de terre »).

Bien que de nombreuses avancées

aient été réalisées ces dernières

décennies, la prédiction de la

réponse du terrain lors de l’excava-

tion avec ce type de machine reste

difficile en raison du caractère tridi-

mensionnel des phénomènes, de la

multiplicité des sources de dépla-

cements autour de la machine et

de la complexité du comportement

des terrains. Dans ce contexte, de

nombreuses données expérimen-

tales sont nécessaires pour valider

les modèles développés.

La modélisation physique apparaît

ainsi comme une source importante

de connaissances. En effet, les incer-

titudes sur le contexte géotechnique

TUNNELS ET ESPACE SOUTERRAIN - n°253 - Janvier/Février 2016 TUNNELS ET ESPACE SOUTERRAIN - n°253 - Janvier/Février 201616

TECHNIQUE/TECHNICAL

y sont, tout d’abord, plus faibles

qu’in situ. Ensuite, les conditions de

pilotage de la machine peuvent être

modulées facilement sans qu’au-

cune contrainte extérieure, comme

des arrêts de chantier, ne perturbe

les résultats obtenus. Enfin, les pos-

sibilités d’instrumentation du terrain

et de la machine sont largement

supérieures sur modèle réduit.

Trois grandes catégories de modèles

physiques peuvent être distinguées :

• les modèles bidimensionnels en

section courante (Atkinson & Potts

(1977) ; Hagiwara et al, 1999 ; Lee

& Chiang, 2007 ; …) où l’excava-

tion est modélisée via le dégon-

flage d’une membrane flexible

faisant office de soutènement,

• les modèles tridimensionnels où

l’excavation est modélisée via le

déchargement statique du front

de taille (Mair, 1979 ; Chambon

& Corte, 1991 ; Messerli et al,

2010 ; …),

• les modèles tridimensionnels

reproduisant la progression du

tunnelier dans le terrain. Seuls

trois dispositifs expérimentaux

existent dans cette catégorie :

Nomoto et al (1999), Xu et al

(2011) et le modèle réduit de

tunnelier à pression de terre de

l’Ecole Nationale des Travaux

Publics de l’Etat (ENTPE) auquel

cet article est consacré. Seul le

modèle réduit de l’ENTPE pré-

sente une roue de coupe et une

vis d’extraction indépendantes, à

l’image des tunneliers réels.

Cet article est structuré sous la

forme de réponses à sept questions

relatives à la stabilité du front de

taille et au comportement d’interac-

tion terrain / machine :

• La modélisation physique est-elle

représentative de la réalité ?

• Quels mécanismes de rupture par

effondrement du front de taille ?

Quelles pressions limites ? Quels

modèles analytiques pour les

prédire ?

• Quels mécanismes de rupture par

refoulement du front de taille ?

Quelles pressions limites ? Quels

modèles analytiques pour les

prédire ?

• Quelles mesures privilégier pour le

pilotage de la machine ?

• La roue de coupe a-t-elle un rôle

de soutènement mécanique ?

• Quelle est l’ampleur de l’incidence

des caractéristiques mécaniques

des terrains et de la pression fron-

tale sur les tassements de surface

générés par le creusement ?

• Quelle est la zone d’influence de

la machine ?

Ces travaux ont fait l’objet de plu-

sieurs publications auxquelles le

lecteur pourra se référer : Berthoz

(2012) et Berthoz et al. (2012, 2016).

Présentation du modèle réduit

Le modèle réduit de tunnelier à

pression de terre de l’ENTPE est

présenté en figure 1. Ce modèle,

d’échelle comprise entre 1/4 et

1/25, par rapport au diamètre des

tunneliers réels, comporte une roue

de coupe de 55 cm de diamètre (D),

une chambre d’abattage conique,

une vis d’extraction inclinée de

10° par rapport à l’horizontale, une

jupe cylindrique et quatre vérins

de poussée. Le creusement est

effectué dans un massif reconstitué

de 2,0 x 1,3 x 1,3 m. L’épaisseur

de la couverture de terrain est 60

cm, soit 1,1D. Une pression σs peut

être appliquée en surface du massif

de sol reconstitué par le biais de

chambres à air, afin de modéliser

la surcharge d’un bâti infiniment

souple. Deux roues de coupe de

taux d’ouverture différents (35 ou

80 %) sont utilisées en fonction

des caractéristiques mécaniques

des terrains traversés. Ces roues

de coupe induisent une surcoupe

de 2 mm (0,4 % du diamètre). À ce

works, disrupting the results obtained. Lastly, using a scale model offers far greater possibilities for instrumenting the soil and the machine.Three broad categories of physical models may be distinguished:• two-dimensional standard section

models (Atkinson & Potts (1977); Hagiwara et al, 1999; Lee & Chiang, 2007; etc.) in which excavation is modelled by deflating a flexible membrane representing the support,

• three-dimensional models in which excavation is modelled by static unloading of the cutting face (Mair, 1979; Chambon & Corte, 1991; Messerli et al, 2010; etc.),

• three-dimensional models repro-ducing the progress of the TBM through the soil. There are only three experimental systems in this category: Nomoto et al (1999), Xu et al (2011) and the earth pressure balance tunnel boring machine model at the French State School of Public Works (Ecole Nationale des Travaux Publics de l’Etat, ENTPE), to which this article is devoted. Only the ENTPE’s scale model has an independent cutting wheel and extraction screw, replicating real-life tunnel boring machines.

This article is structured in the form of answers to seven questions concer-ning stability of the cutting face and soil/machine interaction behaviour:• Is the physical modelling represen-

tative of reality?• What are the cutting face collapse

failure mechanisms? What are the relevant limit pressure values? What analytical models may be used to predict them?

• What are the cutting face compres-sion failure mechanisms? What are the relevant limit pressure values? What analytical models may be used to predict them?

• Which measures should be favoured to drive the machine?

• Does the cutting wheel play a mechanical support role?

• What is the magnitude of the impact of mechanical soil properties and face pressure on surface settle-ments?

• What is the TBM zone of influence?This research has been the subject of several publications, to which readers may refer: Berthoz (2012) and Berthoz et al. (2012, 2016).

Presentation of the scale model

The ENTPE’s scale model of an earth pressure balance TBM is presented in Figure 1. This model, on a scale of between 1/4 and 1/25 compared to actual TBM diameters, comprises a cutting wheel with a diameter (D) of 55 cm, a conical cutting chamber, an extraction screw inclined at 10° to the horizontal, a cylindrical tail seal and four thrust jacks. Excavation takes place in a reconstituted 2.0 x 1.3 x 1.3 m formation. The thickness of overburden is 60 cm, i.e. 1.1D. Pres-sure, σs, may be applied at the surface of soil mass reconstituted using air chambers, in order to model the load of an infinitely flexible built structure. Two cutting wheels with different opening ratios (35 or 80%) are used, depending on the mechanical charac-teristics of the soil passed through. These cutting wheels entail overcut-ting of 3 mm (0.4% of the diameter). At the time of writing, water tightness of the scale model is not sufficient to allow tests in groundwater to be per-formed.Tests comprise two phases: An exca-vation phase over a distance of one metre, followed by a failure phase with collapse or compression of the cutting face.

During tests, machine and soil beha-viour values are analysed in real time. The TBM values measured are similar to those for actual TBMs: cut-ting chamber pressure, cutting wheel


TECHNIQUE/TECHNICAL

jour, l’étanchéité du modèle réduit

n’est pas suffisante pour permettre

la réalisation d’essais sous nappe.

Les essais comportent deux

phases : une phase de creusement

sur une longueur d’un mètre, puis

une phase de mise en rupture par

effondrement ou refoulement du

front de taille.

Lors des essais, les grandeurs

machine et le comportement du

terrain sont analysés en temps réel.

Les grandeurs machine enregis-

trées sont similaires à celles des

tunneliers réels : pressions dans

la chambre d’abattage, couple sur

la roue de coupe, couple sur la

vis d’extraction, effort de poussée

horizontal, vitesse d’avancement et

masse extraite. Le comportement du

terrain est interprété au travers de :

• 18 capteurs de contraintes totales

permettant le suivi, en différentes

positions, des contraintes horizon-

tales (σx et σy) et verticales (σz),

le repère (x,y,z) étant défini en

figure 1,

• 18 capteurs de déplacement verti-

cal en surface,

• 15 capteurs de déplacements

horizontaux ou verticaux internes

au massif de sol.

Conformément à la figure 2, cette

instrumentation est située en

surface (P1), autour d’une section

courante du tunnel (P2), à l’avant

du front de taille (P3) et dans la

couverture (P4). L’implantation des

capteurs est optimisée afin de limi-

ter le renforcement du massif et les

interactions entre capteurs.

Avant chaque essai, l’ensemble

des capteurs est étalonné dans

les conditions de l’essai projeté

(nature de terrain, densité et état

de contrainte). La large campagne

d’étalonnage réalisée a, de plus,

permis de quantifier l’influence de

la densité, de la teneur et eau et de

la granulométrie du terrain sur les

mesures de contraintes. Ces résul-

tats ont été détaillés dans Berthoz et

al (2013). Rappelons simplement ici

que l’incertitude sur les mesures de

contraintes réalisées est de l’ordre

de +/-10 % lors des essais sur

modèle réduit.

Les essais sont réalisés sur des

massifs de sable d’Hostun S28

(d50 = 0,35 mm) sec (matériau

purement frottant) ou faiblement

humide (matériau cohérent frottant).

Les caractéristiques mécaniques de

ces matériaux sont estimées grâce

torque, extraction screw torque, hori-zontal thrust, speed of progress and the extracted mass. Soil behaviour is interpreted using the following:• 18 total stress sensors, allowing

monitoring, in various locations, of stress values horizontally (σx

and σy) and vertically (σz), with the reference points (x,y,z) defined as shown in Figure 1,

• 18 vertical displacement sensors on the surface,

• 15 horizontal or vertical displace-ment sensors within the soil forma-tion.

As shown in Figure 2, this instrumen-tation is located on the surface (P1), around a standard section of the tunnel (P2), ahead of the cutting face (P3) and in the overburden (P4). Location of the sensors is optimised in such a way as to minimise both reinforcement of the soil and interactions between sensors.Prior to each test, all sensors are calibrated in the planned test condi-tions (soil type, density and stress conditions). In addition, the extensive calibration campaign has allowed the influence of soil density, water content and grain size on stress measurements to be quantified. Details of these fin-dings can be found in Berthoz et al

(2013). In summary, the degree of uncertainty for the stress measure-ments performed is approximately +/- 10% during scale model testing.Tests are performed using Hostun S28 sand (d50 = 0.35 mm) that is dry (purely frictional material) or slightly damp (cohesive-frictional mate-rial). The mechanical characteristics of these materials are estimated by means of triaxial rotational shear and trench stability tests. Young’s modu-lus values range from 4 to 10 MPa and cohesion values range from 0 to 2.5 kPa. The materials are deposited in a loose state. The choice of these modelling mate-rials and their installation is designed in line with similarity laws (Mandel, 1962), an essential condition for the observed phenomena to be represen-tative. In practical terms, these laws dictate relationships between different scale factors, U*: quotients in which the scale model value is divided by the worksite value. In this instance, the tunnel diameter ratio is considered as the scale ratio for lengths, L*.Four tests in purely frictional soil (MF), eight tests in cohesive-frictional soil (MC) and three tests in layered soil (MS) are analysed in this article.

Figure 1 - Coupe (a) et photographie (b) du modèle réduit de tunnelier à pression de terre de l’ENTPE / Cross-sectional view (a) and photograph (b) of the ENTPE’s model EPB TBM.


TECHNIQUE/TECHNICAL

à des essais triaxiaux de révolution

et des essais de stabilité de tran-

chée. Leurs modules d’Young sont

compris entre 4 et 10 MPa et leurs

cohésions comprises entre 0 et 2,5

kPa. Ces matériaux sont déposés

dans un état lâche.

Le choix de ces matériaux modèles

et de leur mode de mise en place

découle du respect des lois de

similitude (Mandel, 1962), condition

indispensable à la représentativité

des phénomènes observés. Ces lois

se traduisent, en pratique, par des

relations entre les différents fac-

teurs d’échelle U*, quotients d’une

grandeur sur modèle réduit par une

grandeur sur chantier. Dans le cas

présent, le rapport des diamètres

des tunnels est considéré comme

rapport d’échelle des longueurs L*.

Quatre essais en massif purement

frottant (notés MF), huit essais en

massif cohérent frottant (notés MC)

et trois essais en massif stratifié

(notés MS) sont analysés dans le

cadre de cet article. Les caracté-

ristiques mécaniques des massifs

reconstitués ainsi que la pression

frontale moyenne en régime d’équi-

libre Pf appliquée lors du creuse-

ment sont synthétisées au tableau 1

et en figure 3.

The mechanical characteristics of the soils reproduced, and the mean face pressure during a balance regime Pf applied during excavations, are sum-marised in Table 1 and Figure 3.

Figure 2 - Implantation des capteurs lors des essais sur modèle réduit / Location of sensors during scale model testing.

Tableau 1 - Synthèse des conditions des essais réalisés sur modèle réduit / Summary of scale model test conditions.


TECHNIQUE/TECHNICAL

La modélisation physique est-elle représentative de la réalité ?

Le respect des lois de similitude

est une condition nécessaire mais

non suffisante à l’absence d’effets

d’échelle lors d’essais sur un

modèle réduit. Des confrontations

avec des mesures effectuées en

vraie grandeur sont indispensables.

Cette analyse est ici menée pour les

grandeurs machine et les cuvettes

transversales de tassements.

Concernant les grandeurs machine,

les valeurs moyennes des para-

mètres de pilotage et de contrôle

mesurées sur modèle réduit sont

en bon accord avec celles mesu-

rées au cours de l’extension de la

ligne 12 du métro parisien (Moyal

et al, 2011) moyennant la prise

en compte des facteurs d’échelle

(Tableau 2). En effet, à contexte

géotechnique identique (cohésion,

module d’Young et épaisseur de

couverture), rapport d’échelle effec-

tué, il est intéressant de constater

Is the physical modellingrepresentative of reality?

Observing similarity laws is a neces-sary but insufficient condition for there being no scale effects during scale model testing. Comparison with measurements performed at full scale is essential. The relevant analysis has been conducted here for TBM values and transverse settlement curves.For TBM values, the mean opera-ting and control parameter values measured for the scale model are

consistent with those measured during works to extend Paris metro line 12 (Moyal et al, 2011) once scale factors have been taken into account (Table 2). Indeed, for an identical geotechnical context (in terms of cohesion, Young’s modulus and overburden thickness), and applying scale ratios, it is inte-resting to note that the TBM driving parameters (speed of the machine and cutting wheel rotation speed) and control parameters (cutting wheel torque, thrust and pressure values in the working chamber) present similar

Figure 3 - Coupe longitudinale des massifs stratifiés / Longitudinal cross-section of layered soils.

Tableau 2 - Valeurs moyennes des grandeurs machine mesurées sur modèle réduit et lors du prolongement de la ligne 12 du métro Paris / Average TBM values for the scale model and from Paris metro line 12 extension works.


TECHNIQUE/TECHNICAL

que les valeurs des paramètres de

pilotage (vitesse d’avancement et

vitesse de rotation de la roue de

coupe) et de contrôle de la machine

(couple sur la roue de coupe, effort

de poussée et pressions dans la

chambre d’abattage) prennent des

valeurs similaires. Seule la vitesse

de rotation de la vis d’extraction est

plus faible sur modèle réduit qu’in

situ, vraisemblablement en raison

d’une différence de géométrie des

deux vis (notamment leurs pas)

mais ce paramètre n’a pas d’impact

direct sur la réponse du terrain : il

modifie uniquement la pression

dans la chambre d’abattage, dont la

valeur est cohérente entre chantier

et modèle réduit.

Concernant les cuvettes transver-

sales de tassements, les essais sur

modèle réduit révèlent des profils

de forme gaussienne (figure 3)

conformément aux observations

bien connues de Peck (1969). Dans

les massifs cohérents frottants,

la position du point d’inflexion i

normalisée par le diamètre D du

tunnel, caractérisant l’extension

transversale de ces cuvettes, est

voisin de 0,6 (= 0,37 H/D où H est

la profondeur de l’axe du tunnel), ce

qui est cohérent avec les mesures

effectuées sur chantiers dans les

sols grenus (0,25 à 0,45 H/D selon

Mair & Taylor (1997)).

Ces deux arguments sont en faveur

de la bonne représentativité des

phénomènes observés sur modèle

réduit.Quels mécan

ismes deQuels mécanismes de rupture par effondrementdu front de taille ? Quelles pressions limites ?Quels modèles analytiquespour les prédire ?

Au delà de la maîtrise des tasse-

ments, l’emploi de tunneliers à

front pressurisé vise avant tout à

assurer la stabilité du front de taille.

La pression frontale à exercer par la

machine doit par conséquent être

estimée, ce qui nécessite de com-

prendre la cinématique de rupture.

En massif cohérent frottant, les

essais menant à l’effondrement du

front de taille ont révélé un méca-

values. Only the speed of the extrac-tion screw is lower on reduced scale model than in situ. This is probably explained due to a difference in geo-metry of the two screws (in particular their threads) but this parameter has no direct impact on the ground res-ponse: it only changes the pressure in the working chamber, whose value is consistent between field and reduced scale model.Concerning transverse settlement curves, scale model tests reveal Gaus-sian profiles (Figure 3), in line with the well-known observations of Peck (1969). In cohesive-frictional soils, the position of the inflection point i nor-malised by the tunnel diameter D, cha-racterising the transverse extension of these curves, is in the neighbourhood of 0.6 (= 0.37 H/D where H is the depth of the tunnel axis); this is consistent with measurements performed on worksites in coarse-grained soil (0.25-0.45 H/D according to Mair & Taylor (1997)).These two findings suggest that the phenomena observed with the scale model are indeed suitably represen-tative.

What are the cutting facecollapse failure mechanisms?What are the relevant limitpressure values? What analytical models may be used to predict them?

In addition to controlling settlement, the use of TBMs with a pressurised cutting face is intended first and fore-most to ensure stability of the cutting face. The face pressure exercised by the machine therefore needs to be esti-mated; this in turn requires the failure mechanisms to be understood.In cohesive-frictional soil, tests resul-ting in collapse of the cutting face revealed a block mechanism adjacent to the face (Figure 5a). The geometry of this mechanism and the limit pres-sure values for collapse failure obser-ved experimentally are consistent with those derived from the analytical model by Wong and Subrin (2006) based on the kinematic approach to failure calculation.In a purely frictional soil, the collapse failure mechanism is different: it takes the form of a collapse chimney that starts at the crown (Figure 5b). This

Figure 4 - Exemple de cuvettes transversales de tassements en massif cohérent frottant à différentes distances du front de taille / Example of transverse settlement curves in cohesive-frictional soil at different distances from the cutting face.


TECHNIQUE/TECHNICAL

nisme de bloc à la proximité du

front (figure 5a). La géométrie de ce

mécanisme et les pressions limites

de rupture par effondrement mises

en évidence expérimentalement

présentent un bon accord avec

celles issues du modèle analytique

de Wong et Subrin (2006), basée sur

l’approche cinématique du calcul à

la rupture.

En massif purement frottant, le

mécanisme de rupture par effon-

drement est différent : il adopte

la forme d’une cheminée d’écou-

lement prenant naissance en clé

(figure 5b). Ce mécanisme n’est pas

pris en compte par les modèles ana-

lytiques existants, qui considèrent

une rupture généralisée du front de

taille.

La présence d’une couche purement

frottante en partie haute du front de

taille entre deux couches cohérentes

frottantes (front mixte), conduit à un

mécanisme de rupture significative-

ment différent de celui observé en

massif homogène cohérent frottant.

En effet, un écoulement des terrains

purement frottants a lieu dans un

premier temps, suivi d’une rupture

de type « trappe » dans la couver-

ture cohérente frottante (figure 5c).

La pression limite de rupture par

effondrement associée à ce méca-

nisme pourrait être estimée via une

extension du modèle d’équilibre

limite d’Anagnostou & Kovari (1994).

mechanism is not taken into account in existing analytical models, which assume overall failure of the cutting face.The presence of a purely frictional layer at the top of the cutting face between two cohesive-frictional layers (mixed face) results in a significantly different failure mechanism to that observed in uniform, cohesive-fric-

tional soil. Indeed, collapse of purely frictional soil takes place initially, fol-lowed by a ‘trapdoor’ type failure in the cohesive-frictional overburden (Figure 5c). The limit pressure value for col-lapse failure relating to this mecha-nism could be estimated by extending the limit equilibrium model proposed by Anagnostou & Kovari (1994).

Figure 5 - Mécanismes de rupture par effondrement du front de taille en massif cohérent frottant (a), purement frottant (b) et stratifié (c) / Cutting face collapse failure mechanisms for cohesive-frictional soils (a), purely frictional soils (b), and layered soils (c).


TECHNIQUE/TECHNICAL

Quels mécanismes de rupture par refoulementdu front de taille ? Quelles pressions limites ? Quels modèles analytiquespour les prédire ?

L’application d’une pression trop

importante sur le front de taille par

le tunnelier peut aussi conduire à la

rupture du front par refoulement et à

des soulèvements en surface.

Les essais réalisés sur modèle

réduit ont mis en évidence un méca-

nisme mobilisant deux blocs (figure

6a). Les modèles existants déve-

loppés dans le cadre de l’approche

cinématique du calcul à la rupture

(Leca et Dormieux, 1990 ; Subrin,

2002) mettent en œuvre une ciné-

matique similaire, mais avec une

extension longitudinale supérieure.

Cette surestimation du volume

mobilisé dans l’approche théorique

s’explique par la surestimation de la

dilatance des terrains (loi associée)

dans la théorie du calcul à la rupture

(Subrin, 2002).

Quelle que soit la nature du terrain,

les modèles théoriques surestiment

également largement la pression

frontale maximale à exercer par la

machine. Des refoulements signifi-

catifs en surface, source d’impacts

sur les bâtiments avoisinants, sont

en effet générés pour des pressions

frontales très inférieures aux valeurs

prédites par la théorie (figure 6b).

Quelles mesures privilégier pour le pilotage de la machine ?

Un bon pilotage de la machine est

essentiel pour maintenir une pres-

surisation adaptée du front de taille

et permettre l’atteinte d’un régime «

d’équilibre », i.e. conduisant à des

déformations limitées et maîtrisées

dans le terrain. Trois conditions sont

nécessaires à l’établissement de ce

régime :

• l’application d’une pression fron-

tale initiale adaptée au contexte

géotechnique,

• le maintien d’une quantité de

matière constante dans la chambre

d’abattage,

• l’application d’une vitesse de rota-

tion de la roue de coupe suffisante

pour empêcher la mise en butée

du front de taille par les parties

fermées de la roue de coupe.

Les essais sur modèle réduit ont mis

en évidence que le couple sur la roue

de coupe, l’effort dans les vérins de

poussée et les valeurs moyennes

de pressions dans la chambre

d’abattage sont trois indicateurs

pertinents de la seconde condition

précédemment citée. En effet, ces

paramètres apparaissent très sen-

sibles aux variations du niveau de

remplissage de la chambre d’abat-

tage. La croissance du couple sur la

roue de coupe en cas de sous-ex-

traction (R < 1, où R est le quotient

What are the cutting facecompression failure mecha-nisms? What are the relevant limit pressure values? Whatanalytical models may beused to predict them?

Application of excessive pressure to the cutting face by the TBM may also result in compression failure of the face and surface heave.Tests performed on the scale model revealed a mechanism involving two blocks (Figure 6a). Existing models developed in the kinematic approach to failure calculation (Leca & Dor-mieux, 1990; Subrin, 2002) use a similar system, but with greater longi-tudinal extension. This overestimation of volume in the theoretical approach may be explained by an overestimation of soil dilatancy (when using related laws) in the failure calculation theory (Subrin, 2002).Irrespective of the nature of the soil, theoretical models also greatly overes-timate the maximum face pressure to be exercised by the machine. Indeed, significant surface heave, which is a source of impacts on neighbouring

buildings, is generated by much lower face pressures than those predicted by the theory (Figure 6b).

Which measures should be favoured to drive themachine?

Proper operation of the TBM is essen-tial to maintain suitable pressure at the cutting face and allow a ‘balanced’ regime (i.e. one resulting in limited, controlled soil deformation) to be achieved. Three conditions are required for this regime to be established:• applying initial face pressure that

is appropriate for the geotechnical context,

• maintaining a constant quantity of materials in the cutting chamber,

• applying a cutting wheel rotation speed that is enough to prevent the solid parts of the cutting wheel abut-ting the cutting face.

Tests on scale models have revealed that cutting wheel torque, hydraulic jack thrust and mean pressure values in the cutting chamber offer three relevant indicators with regard to the

Figure 6 - Mécanismes (a) et pressions limites (b) théoriques et expérimentaux de rupture par refoulement du front de taille / Theoretical and experimental failure mechanisms (a), and limit pressure values (b), for cutting face compression failure.


TECHNIQUE/TECHNICAL

des débits sortants et entrants dans

la chambre d’abattage) sur la figure

7 en est un exemple.

La roue de coupe a-t-elle un rôle de soutènement mécanique ?

Le rôle principal de la roue de coupe

du tunnelier est d’excaver les ter-

rains. À ce titre, les outils de coupe

sont choisis par les entreprises et

les constructeurs en fonction de

la nature des faciès traversés, qui

conditionnent également le taux

d’ouverture de la roue de coupe. Les

parties ouvertes de la roue de coupe

ne représentant, en général, qu’une

part modeste de la surface totale de

la roue, il est légitime de s’interroger

sur le rôle de soutènement méca-

nique exercé par les parties fermées

de la roue de coupe.

La pression moyenne dans la

chambre d’abattage (Pchamber)

est ainsi comparée à la pression

moyenne exercée sur le front de

taille (Pface) sur modèle réduit et lors

du prolongement de la ligne 12 du

métro parisien. Sur modèle réduit,

Pface est calculée à partir de l’effort

exercé par les vérins de poussée,

auquel sont retranchés l’effort de

guidage de la machine et l’effort

de frottement le long de la jupe du

tunnelier. Sur chantier, Pface est la

somme de Pchamber et de l’effort

mesuré dans l’arbre de la roue de

coupe (effort de poussée nette)

divisé par la surface de la roue.

Ces analyses montrent que la pres-

sion moyenne exercée sur le front

de taille est supérieure à la pression

mesurée dans la chambre et que

l’écart entre ces deux grandeurs est

d’autant plus important que le taux

d’ouverture de la roue de coupe

second condition specified above. Indeed, these parameters appear to be highly sensitive to variations in the cutting chamber fill level. The increase in cutting wheel torque in the event of under-extraction (R < 1, where R is the quotient of incoming and outgoing flow rates in the cutting chamber) shown in Figure 7 is one example of this.

Does the cutting wheel playa mechanical support role?

The principal role of a TBM cutting wheel is to excavate the soil. In this respect, manufacturers and contrac-tors choose cutting tools on the basis of the facies passed through; these also determine the opening ratio of the cutting wheel. The open parts of the cutting wheel generally represent only a small part of the total surface area of the wheel; it is therefore worth

considering the mechanical support role performed by the solid sections of the cutting wheel.The mean pressure in the cutting chamber (Pchamber) may thus be com-pared to the mean pressure exerted on the cutting face (Pface), for both the scale model and during Paris metro line 12 extension works. On the scale model, Pface was calculated on the basis of the thrust exerted by the thrust jacks, minus the thrust required to guide the machine and the friction thrust along the TBM tail seal. On the worksite, Pface is the sum of Pchamber and the thrust measured in the cutting wheel shaft (net thrust) divided by the wheel surface area.This analysis reveals that the mean pressure exerted on the cutting face is greater than the pressure measured in the chamber, and that the smaller the cutting wheel opening ratio, the larger the discrepancy between these two

Figure 7 - Sensibilité du couple sur la roue de coupe à l’égard de la quantité de matière dans la chambre d’abattage / Sensitivity of cutting wheel torque to the quantity of material in the cutting chamber.


TECHNIQUE/TECHNICAL

est faible (Cf. figure 8). Le rôle de

soutènement mécanique de la roue

de coupe des tunneliers à pression

de terre est par conséquent non

négligeable. Négliger ce rôle de

soutènement mécanique dans la

pratique conduit à sous-estimer

de façon sécuritaire les pressions

moyennes exercées sur le front de

taille.

Quelle est l’ampleur de l’incidence des caracté-ristiques mécaniques desterrains et de la pressionfrontale sur les tassementsde surface générés par lecreusement ?

L’estimation des déplacements de

surface engendrés par le creuse-

ment au tunnelier est une étape dif-

ficile mais nécessaire afin de mettre

en œuvre les mesures correctives

indispensables à la préservation des

avoisinants.

La mise en évidence de la forme

de la cuvette tridimensionnelle de

tassements générée en est une pre-

mière étape. Les essais sur modèle

réduit ont confirmé que les cuvettes

de tassements sont de forme gaus-

sienne dans la direction transversale

(Peck, 1969) et de forme gaussienne

cumulée dans la direction longitudi-

nale (Attewell & Woodman, 1982).

La diversité des essais réalisés a

également permis de quantifier leur

sensibilité à l’égard des caractéris-

tiques mécaniques des terrains et

de la pression frontale exercée par

le tunnelier (figure 9). Les courbes

représentées sont des courbes

« maîtresses ». En effet, compte tenu

de la stationnarité des phénomènes

observés, une unique courbe de tas-

sements en fonction de la distance

à la machine peut être construite en

moyennant les mesures effectuées

par chaque capteur (Berthoz, 2012).

Toutes choses égales par ailleurs,

l’augmentation de la pression fron-

tale (a) et/ou des caractéristiques

mécaniques des terrains (b) diminue

ainsi l’amplitude des tassements

générés. Par exemple, diviser la

pression frontale exercée par trois

entre les essais MF11 et MF13 pour

un massif purement frottant conduit

à multiplier par deux les tassements

de surface un diamètre à l’arrière

du front. Ces données seront utiles

au calage de modèles numériques

spécifiques.

Cependant, une pression frontale

excessive conduit à une amplifica-

tion des tassements générés après

le passage du bouclier (cas des

essais MC5 et MC8 par exemple sur

la figure 9a). Ce constat s’explique

par la décompression générée par la

values (cf Figure 8). It follows that in earth pressure balance TBMs, the cut-ting wheel performs a significant sup-port role. Ignore this role of mecha-nical support in practice results in a safely underestimation of the mean pressure exerted on the cutting face.

What is the magnitude of the impact of mechanical soil properties and face pressure on surface settlement?

Estimation of surface displacement as a result of TBM excavation is a difficult but necessary stage if the corrective measures required for the preservation of neighbouring structures are to be

implemented.The first step is to identify the shape of the three-dimensional settlement curve generated. Scale model testing has confirmed that settlement curves follow a Gaussian distribution trans-versely (Peck, 1969), and a cumulative Gaussian distribution longitudinally (Attewell & Woodman, 1982).The wide range of tests performed has also allowed settlement curve sensitivity to soil mechanical characteristics and to face pressure exercised by the TBM to be quantified (Figure 9). The curves shown are “master” curves. Indeed, in view of the stationary nature of the phe-nomena observed, a single settlement curve plotted against distance from the machine may be drawn by taking the means of the measurements made by

Figure 8 - Comparaison entre la pression moyenne exercée sur le front de taille et la pression moyenne mesurée dans la chambre d’abattage sur modèle réduit (a) et sur le chantier L12 (b) / Comparison of the mean pressure exercised at the cutting face and mean pressure measured in the cutting chamber for a scale model (a) and on the L12 worksite (b).


TECHNIQUE/TECHNICAL

pression frontale dans la couverture

au-dessus de la clé du tunnelier, à

l’image des mécanismes de rupture

par refoulement du front de taille

précédemment présentés.

Quelle est la zone d’influencede la machine ?

L’identification de la zone d’influence

d’un tunnelier est importante en

zone urbaine, en particulier pour

des raisons de préservation des

avoisinants en souterrain (tunnels,

pieux, réseaux…). C’est en partie

pour répondre à cette problématique

qu’une instrumentation importante a

été mise en œuvre à l’intérieur des

massifs reconstitués sur le modèle

réduit.

Les mesures réalisées ont montré

que les déplacements horizontaux au

front et de chaque côté de la machine

peuvent être significatifs jusqu’à

un diamètre de la machine lors de

régimes « idéaux » de creusement.

La figure 10 en atteste, par exemple,

dans la direction longitudinale.

Sur cette figure, il est également

intéressant d’observer que le sens

des déplacements générés est for-

tement corrélé à la pression frontale

exercée : si celle-ci est supérieure

that significant instrumentation was set up inside the reconstituted soils used for scale modelling.The measurements carried out showed that horizontal displacement at the front and on either side of the TBM may be significant, and extend to a distance of up to one machine diame-ter during “ideal” excavation regimes. For instance, Figure 10 illustrates this for the longitudinal direction.On this illustration, it is also worth noting that the direction of the resul-ting displacements correlates closely with the face pressure exercised: if the latter is higher (or, contrariwise, lower) than the initial horizontal stress in the soil, compression (or, contrariwise, extrusion) is observed. The extent of these displacements also increases as the TBM approaches. However, the influence of soil mechanical cha-racteristics on the extent of horizontal displacement at the face appears to be secondary compared to that of face pressure.Vertical stress measurements ahead of the cutting face and within the tun-nel overburden offer a second lesson about events adjacent to the TBM. Indeed, these measures reveal the existence of a decompressed area ahead of and above the cutting face, with the weight of the adjacent soil

Figure 9 - Influence de la pression frontale exercée par le tunnelier (a) et de la cohésion du massif (b) sur les tassements de surface / Influence of the face pressure exercised by the TBM (a) and soil cohesion (b) on surface settlements.

(respectivement inférieure) à la

contrainte horizontale initiale dans

le massif, un refoulement (respecti-

vement une extrusion) est observé.

L’amplitude de ces déplacements

croît également à l’approche de la

machine. L’influence des caracté-

ristiques mécaniques des terrains

sur l’amplitude des déplacements

horizontaux frontaux apparaît par

contre secondaire par rapport à

celle de la pression frontale.

Les mesures de contraintes verti-

cales à l’avant du front de taille et

dans l’épaisseur de la couverture

du tunnel apportent un second

enseignement sur la cinématique

à proximité de la machine. En effet,

ces mesures révèlent l’existence

d’une zone décomprimée en avant

et au-dessus du front de taille, avec

le report du poids des terres sus-

jacentes par effet de voûte dans les

directions longitudinales et trans-

versales. Ce report de contraintes

peut avoir un impact sur les struc-

tures souterraines avoisinantes et le

guidage de la machine.

Ces effets de voûte ont été obser-

vés quelle que soit la nature des

terrains (i.e. même dans les mas-

sifs de sables secs), et quelle que

soit la pression frontale exercée.

L’évolution des contraintes verti-

each sensor (Berthoz, 2012).Other things being equal, increase in face pressure (a), and/or soil mecha-nical characteristics (b), therefore reduces the extent of the settlement generated. For instance, dividing by three the face pressure exercised between tests MF11 and MF13 for a purely frictional soil doubles surface settlement at a distance of one diame-ter from the rear of the face. This data will be useful when configuring speci-fic digital models.However, excessive face pressure results in increased settlement after the shield has passed (as in tests MC5 and MC8 in Figure 9a). This observation may be explained by the stress release generated by face pres-sure in the overburden above the TBM crown, in similar fashion to the cutting face compression failure mechanisms presented above.

What is the TBM zone of influence?

Identifying the zone of influence of a tunnel boring machine is important in built-up areas, particularly in order to preserve neighbouring underground structures (tunnels, piles, networks, etc.). It was partly to address this issue


TECHNIQUE/TECHNICAL

cales mesurées à 0,2 D au-dessus

de l’axe du tunnel pour différents

essais sur modèle réduit (figure 11)

le montre.

De plus, l’extension de la zone

décomprimée apparaît d’autant

plus grande que les contraintes de

cisaillement mobilisables dans le

terrain sont importantes (figure 11a

par rapport à b).

Conclusion

La modélisation physique est une

source importante de connaissance

du mode, complexe, de creusement

pressurisé des tunnels. Quelques

distributed longitudinally and trans-versely in an arch effect. This stress redistribution may have an impact on neighbouring underground structures and machine guiding. These arch effects have been observed irrespective of the nature of the soil (i.e. even in dry sand soil), and irres-pective of the face pressure exercised. This is shown by the progression of vertical stress measured 0.2 D above the tunnel axis in a range of scale

model tests (Figure 11).What is more, the greater the potential shear stress in the soil, the larger the extent of the decompressed area appears to be (Figure 11a compared to b).

Conclusion

Physical modelling is a significant source of knowledge about the com-plex procedure of pressurised tunnel

Figure 10 - Déplacements horizontaux mesurés en partie supérieure du front de taille / Horizontal displacement values measured at the top of the cutting face.

Figure 11 - Evolution des contraintes verticales à 0,2D au-dessus de la clé du tunnel / Changes in vertical stress 0.2 D above the tunnel crown.

résultats obtenus sur un modèle

réduit de tunnelier à pression de

terre sont ainsi présentés dans le

cadre de cet article. Ces résultats

concernent, d’une part la stabilité

du front de taille, et d’autre part le

comportement d’interaction terrain /

machine au cours du creusement.

Le développement de modèles

numériques prédictifs des impacts

générés par le creusement avec des

tunneliers à front pressurisés peut

être poursuivi sur la base de l’im-

portante base de donnée constituée

grâce à la modélisation physique.

Ces développements doivent par

ailleurs être confrontés à des don-

nées de chantier, que le CETU et

l’ENTPE s’attacheront à collecter et

à analyser en collaboration avec les

maîtres d’ouvrage, maîtres d’œuvre

et entreprises dans le cadre de

chantiers futurs afin de consolider

les approches.


TECHNIQUE/TECHNICAL

Remerciements

Les auteurs remercient la RATP, SYS-

TRA, EIFFAGE Génie Civil, Chantiers

Modernes BTP et VINCI Construction,

excavation. Several results obtained using a scale model of an earth pres-sure balance tunnel boring machine have been presented in this article. These results relate firstly to cutting face stability, and secondly to soil/machine interaction behaviour during excavation. The development of predictive digital models of the impacts generated by excavation using pressurised face tunnel boring machines may be pursued on the basis of the extensive databases establi-shed by means of physical modelling. In addition, these developments should be compared with data from worksites. The French Tunnels Study Unit (CETU)

and ENTPE will continue to collect and analyse such data in collaboration with clients, project managers and contrac-tors during future worksites, in order to consolidate these approaches.

Acknowledgements

The authors wish to thank RATP, SYS-TRA, EIFFAGE Génie Civil, Chantiers Modernes BTP and VINCI Construction, particularly Messrs. Piljan, Beaugendre, Chassagne, Lechantre, Gauthier and Moyal, for sharing the data collected during Paris metro line 12 extension works. t

en particulier MM. Piljan, Beaugendre,

Chassagne, Lechantre, Gauthier et

Moyal, pour le partage des données

collectées lors de l’extension de la

ligne 12 du métro parisien. t

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Détecter des vides en tunnel avec les rayons cosmiquesUsing cosmic rays to detect voids in tunnels

Pierre DE SLOOVEREPDS Consult

This method, which is especially suitable for detecting cavities not identified during tunnel boring operations, is the subject of a recent patent application filed by PDS Consult and CNRS.

Cette méthode, particulièrement adaptée à la détection de ca-vités non répertoriées lors du creusement de tunnels, vient de faire l’objet d’un dépôt de brevet par PDS Consult et le CNRS.

L’information peut paraître curieuse ;

il n’en est rien : de mai à septembre

2015, un télescope à muons a été

installé dans le tunnel de la Croix-

Rousse à Lyon, dans le cadre d’une

collaboration entre l’IPNL (Institut

de Physique Nucléaire de Lyon,

rattaché au CNRS), PDS Consult

et le CETU. Outre le funiculaire de

la Croix-Rousse et les cheminées

d’aération, faciles à détecter, la

méthode a “trouvé” un parking 70

mètres plus haut, non répertorié

dans les plans.

Le principe de détection est le

suivant : la terre est bombardée en

Although this information may seem startling, it actually comes as no sur-prise. Between May and September 2015, a muon telescope was installed in the Croix Rousse tunnel in Lyon under a collaboration between INPL (Lyon Institute of Nuclear Physics) attached to CNRS (French Natio-nal Centre for Scientific Research), PDS Consult and the CETU Tunnels Study Centre. As well as locating the easily detectable Croix Rousse funi-cular railway and ventilation shafts, this method found a parking area 70 metres above, that was not referred to in drawings.

permanence d’un flux isotrope de

rayons cosmiques qui produisent au

contact de l’atmosphère terrestre

des particules élémentaires de

courte durée de vie : les muons,

ou électrons lourds qui présentent

une masse supérieure à celle des

électrons et inférieure à celles des

protons et neutrons, leur permet-

tant de pénétrer dans les sols sur

plusieurs centaines de mètres. Tout

comme le rayonnement gamma, les

muons se retrouvent en plus grand

nombre s’ils traversent des vides ou

des faibles densités et en nombre

plus faible dans les structures

The detection principle is as follows. The Earth is constantly bombarded by an isotropic flux of cosmic rays which, on contact with the Earth’s atmos-phere, creates short-lived elementary particles: muons, or heavy electrons, whose mass is greater than that of elec-trons and lower than that of protons and neutrons, enabling them to penetrate the ground to depths of several tens of metres. Like gamma rays, muons are more numerous when travelling through a vacuum and less numerous in dense structures (essentially mine-rals). A high-performance muon detec-tor, that can be used to determine any

Galerie abandonnée / Abandoned galleryVide produit par le creusement / Void created by excavation

Télescope horizontal / Horizontal telescope

Télescope vertical / Vertical telescope

Oblique telescope

Trajet muon 1 / Muon trajectory 1

Trajet muon 2 / Muon trajectory 2

Trajet muon 3 / Muon trajectory 3Trajet muon 4 / Muon trajectory 4


TECHNIQUE/TECHNICAL

denses (minerais essentiellement).

Un détecteur de muons performant,

qui permet de déterminer toute

variation de densité au-dessus

même à des angles très faibles peut

donc permettre d’analyser la densité

des terrains se situant à un niveau

égal ou supérieur à lui.

Cette technique est utilisée depuis

2011 par l’IPNL pour ausculter les

volcans et notamment la Soufrière

de Guadeloupe ; elle permet d’étu-

dier le jeu des chambres remplies

alternativement de vapeur et d’eau

liquide.

L’utilisation en tunnel, pour laquelle

un brevet a été déposé par PDS

Consult et le CNRS est particulière-

ment prometteuse. En effet, quelques

dizaines de mètres de sol sont suffi-

sants pour protéger le télescope à

muons de tout autre signal parasite.

Des mises en œuvre au tunnel de

Tournemire près de Roquefort et sur

un tunnel suisse donnent des résul-

tats très satisfaisants.

En tunnel, l’installation avant travaux

dans des puits permet de détermi-

ner s’il n’existe pas des carrières

oubliées, des terrains moins denses

que prévu, des karsts, etc.

Son utilisation la plus pertinente sera

sans doute de l’installer sur tunnelier

pour déterminer la présence de vides

et d’autres anomalies de densité,

devant, au-dessus et derrière le

tunnelier en train de progresser.

Comme le tunnelier avance, on voit

ces anomalies sous différents angles

et différentes ouvertures ; c’est le

principe du scanner médical appli-

qué aux tunnels, et sans doute dans

les futurs tunnels parisiens. t

variation in density above the detector - even at very small angles, can therefore be used to analyse the density of layers at a level equal to or a higher level than that where it is located.The technique has been in use by INPL since 2011 to study volcanoes, notably Soufrière in Guadeloupe. It is used to examine what is happening in chambers which are alternately filled with water vapour and liquid water. Its utilisation in tunnels, for which a patent application has been filed by PDS Consult and CNRS, is especially

promising. A depth of just a few tens of metres of ground is enough to protect the muon telescope from any parasite signals. Implementations of this technique in the Tournemire tun-nel, near Roquefort in France, and in a tunnel in Switzerland have given very satisfactory results. For tunnels, the system is installed before work begins in shafts in order to check for any forgotten quarries, any layers that are less dense than expected or karsts, etc. Its most useful implementation will no doubt be to install it on the tunnel boring machine to check for the pre-sence of voids and other density ano-malies ahead of, above and behind the machine as it advances. As the tunnel-ling machine moves forward, any such anomalies are seen at different angles and apertures. This is the principle of the medical scanner applied to tunnels and it will no doubt be used in future tunnels in Paris. t


TECHNIQUE/TECHNICAL

Tunnels au tunnelier : quelques réflexions sur les effets de l’augmentation du diamètre et de la profondeur

TBM tunnels: some considerations concerning the effects of increasing

diameter and depth

Bruno DEMAYConsultant Géotechnique

et Tunnels

1 - Introduction

Since the development of tunnel boring machines (TBM) some 40 years ago in the form of machines whose main function was to mecha-nise the cutting of hard rock, their field of use has continued to increase and now represents an often envi-saged solution for the excavation of tunnels, no matter what the geological conditions are.Independently from economic issues which might lead to a “conventional” solution being chosen rather than a TBM, solutions using TBM with concrete segments are now being implemented in long tunnels under significant overburdens that, in the past, were excavated using conventio-nal methods. Similarly, TBM projects with a considerable hydrostatic load (up to and even more than 10 bars) in

loose soils without cohesion are now regularly envisaged. Just ten years ago, they would have been considered as impossible. Progress made in the design of confinement tunnels is such that they are now deemed feasible.For confinement tunnels, the gains made in diameter over the last few years now make it possible to envi-sage three-lane road tunnels, or railway tunnels with two high speed trains crossing within the same sec-tion. Diameters greater than 13 or 14 metres are now standard and we have recently seen excavation diameters exceeding 17 metres with a maximum overburden over 60 metres (cf. [1]). In addition, progress rates obtained in TBM projects are so attractive that new fields are being opened to segment TBMs, such as long hydraulic galle-ries in dam projects or infrastructure galleries in very deep mines.

1 - Introduction

Depuis l’apparition des tunneliers

il y a une quarantaine d’années

sous la forme de machines dont la

fonction principale était de méca-

niser l’abattage de roches dures,

leur domaine d’emploi n’a cessé

de se développer pour constituer

aujourd’hui une solution très sou-

vent envisagée pour le creusement

d’un tunnel, quelles que soient les

conditions géologiques.

Indépendamment de questions

économiques qui peuvent ne pas

conduire au choix d’un tunnelier

mais au recours à une solution

« conventionnelle », force est de

constater que des solutions avec

tunnelier posant des voussoirs sont

maintenant mises en œuvre dans

des tunnels longs et profonds, sous

forte couverture, jusque-là creusés

par des méthodes conventionnelles.

De même, des projets de tunnelier

sous forte charge hydrostatique

(jusqu’à 10 bars, voire au-delà)

dans des terrains boulants et

aquifères sont désormais régulière-

ment envisagés alors même qu’ils

auraient été jugés irréalisables il y

a seulement dix ans, parce que les

progrès réalisés par les tunneliers à

confinement permettent maintenant

de les considérer comme faisables.

Pour les tunneliers à confinement,

les gains de diamètre obtenus

ces dernières années permettent

d’envisager des tunnels routiers à 3

voies de circulation ou des tunnels

capables de voir se croiser deux TGV

dans une même section. Des dia-

mètres intérieurs de 13 à 14 mètres

sont maintenant courants et l’on a

vu récemment des diamètres de

creusement dépasser les 17 mètres


TECHNIQUE/TECHNICAL

avec une hauteur de couverture

maximale dépassant les 60 mètres

(cf. [1]).

Par ailleurs, les vitesses de réalisa-

tion obtenues dans les projets au

tunnelier sont tellement attractives

que de nouveaux domaines s’offrent

au tunnelier à voussoirs, comme

les longues galeries hydrauliques

dans les projets de barrages ou les

galeries d’ossature de mines à forte

profondeur.

Le point commun de ces évolutions

récentes est d’envisager systéma-

tiquement la pose d’un revêtement

en voussoirs en même temps que le

creusement via un bouclier méca-

nisé, idéalement avec confinement

du front, quelles que soient les

conditions géologiques rencontrées

et l’état de contraintes existant

dans le terrain. Or, ce système

possède ses propres limites, impo-

sées entre autres par les capacités

de la machine et l’épaisseur du

revêtement ; l’objet de la présente

communication est de présenter

une démarche d’analyse prélimi-

naire permettant de les cerner par

le calcul.

2 - Des problématiquesexacerbées

Suivant les caractéristiques du pro-

jet, on attend d’un tunnelier qu’il soit

capable de maîtriser tout ou partie

des problématiques suivantes :

• La stabilisation du front de taille

lors de l’excavation

• La maîtrise des tassements en

surface pour les tunnels à faible

profondeur

• La pose rapide d’un revêtement,

unique si possible, durable et

étanche, bien adapté aux diffé-

rents cas de charges (pressions

du terrain, poussée du tunnelier,

résistance aux ouvertures pour

des ouvrages annexes, etc.…)

The common point of these recent developments is the systematic com-bination of the implementation of a segment lining at the same time as the excavation using a mechanised shield, ideally with face confinement, no mat-ter what the geological conditions or the ground stresses are. However, this system has its own specific limits that, among others, are imposed by the capacities of the machine and the thickness of the lining. The aim of this paper is to present a preliminary ana-lytical approach that allows for asses-sing these limits by calculation.

2 - Exacerbated tunnellingissues

Depending on the characteristics of the project, we expect a TBM to be able to control all or part of the fol-lowing problems:• The stabilisation of the working face

during excavation• The control over surface settlement

for tunnels at a low depth• The rapid implementation of a

• Le tout dans un fonctionnement

maîtrisé du point de vue méca-

nique.

Ce faisant, on cherche implicitement

dans la démarche de conception et

de réalisation à maîtriser totalement

et simultanément plusieurs types de

risques :

• L’instabilité au front de taille

• Les tassements excessifs en

surface

• La fissuration, voire la rupture, du

revêtement

• Le blocage de la machine (capa-

cité de poussée ou couple insuf-

fisants)

• Le non-respect des fonctionnali-

tés requises pour l’ouvrage, par

exemple en termes d’étanchéité

finale.

L’extension du domaine d’emploi

des tunneliers posant un revêtement

en voussoirs vers des tunnels pro-

fonds et/ou à forte charge hydros-

tatique a pour effet d’exacerber ces

problématiques et de rendre les

risques associés de plus en plus

forts.

lining, sustainable and waterproo-fed, well adapted to the various load cases (soil pressure, TBM thrust, resistance around openings for auxiliary works and cross-pas-sages, etc.)

• All this must be able to operate in a satisfactory manner from a mecha-nical point of view.

Thus, we are implicitly seeking in the design and works approach for a total and simultaneous control of several hazards: • Instability at the working face• Excessive surface settlement• Cracking and cutting of the lining• Jamming of the machine (due to

insufficient thrust or torque)• Lack of respect for the functionali-

ties required from the structure, for example in terms of final waterproo-fing.

The extension of the field in which TBMs can operate with a segmented lining towards deep tunnels and/or with a high hydrostatic load increases these issues and the impact of the associated hazards.

Figure 1 - Relation couverture / diamètre pour quelques projets de grand diamètre (TMCLK = tunnel Tuen Mun – Chep Lap Kok (Hong-Kong) / Alaskan Way = Seattle) / Overburden / diameter relationship for a number of large diameter projects.

Relation diamètre / hauteur de couverture pour quelques projets de grand diamètreDiameter / height of cover relationship for several large diameter projects

Haut

eur d

e co

uver

ture

max

imal

e (m

) He

ight

of m

axim

um c

over

(m)

Diamètre d’excavation (m) / Excavation diameter (m)


TECHNIQUE/TECHNICAL

2.1 - Stabilisation du front de taille

La nécessité du confinement du

front s’est progressivement impo-

sée dans de nombreux projets, mais

le choix du mode de confinement

est intimement lié aux conditions

géotechniques du projet.

Dans les terrains meubles et

aquifères, il est de plus en plus

fréquent d’envisager des pressions

de confinement supérieures à 4 ou

5 bars, ce qui n’était que l’exception

il y a encore une dizaine d’années.

Outre les problématiques d’étan-

chéité des joints protégeant les

différents organes de la machine,

l’extraction des déblais sous forte

pression pose des problèmes spé-

cifiques.

L’augmentation des diamètres exa-

cerbe la problématique posée par la

différence de pression entre la voûte

et le radier du tunnel, les instabilités

se produisant fréquemment en

voûte, endroit où il faut confiner de

façon efficace ; mais une forte pres-

sion en voûte génère une pression

encore plus forte en radier, sauf

dans le cas somme toute assez rare

de la pure pression d’air.

Pour les tunneliers à pression de

terre, les études antérieures (pro-

jet EUPALINOS 2000, réf. [2]) ont

montré que l’ordre de grandeur du

gradient de chute de pression dans

la vis était de l’ordre de 20 kPa/ml,

ce qui concrètement limite l’emploi

de la vis seule à des pressions en

radier de l’ordre de 3 à 4 bars, si

l’on ne veut pas risquer des débour-

rages sur le convoyeur. Au-delà,

il est souhaitable d’envisager la

mise en œuvre de dispositifs com-

plémentaires comme une pompe

à piston ou un distributeur rotatif,

voire une vis supplémentaire, pour

avoir une pression en sortie de vis la

plus proche possible de la pression

atmosphérique. Même muni de

ces dispositifs, sait-on aujourd’hui

2.1 - Stabilisation of the working face

The need for a face confinement has progressively imposed itself for an increasing number of projects, but the choice of the confinement method is basically related to the project’s geo-technical conditions. In loose and water bearing grounds, we now envisage confinement pres-sures greater than 4 or 5 bars, a situation that was exceptional ten years ago. Apart from the problems of providing seals to the joints protecting the various parts of the machine, muc-king at a high pressure creates specific problems. Increasing diameters enhances the issue of the pressure difference between the vault and the tunnel raft, with instabilities frequently occurring within the vault, being the location where it is necessary to confine in an efficient manner. However, due to muck density, a high pressure in the vault generates an even higher pressure on the level of the raft, except in the fairly exceptional case of a pure air pressure.For earth pressure TBMs, earlier stu-dies (EUPALINOS 2000 project, ref. [2]) have demonstrated that the order of magnitude of the pressure drop in the screw was around 20 kPa/ml, which limits the use of the screw without any complementary device to raft pressures around 3 to 4 bars for a clean and safe working mode for the belt conveyor. Above that level it is recommended that additional devices be introduced, such as piston pump or a rotary distributor, or even an additio-nal screw in order that the pressure at the screw outlet is as close as possible to the atmospheric pressure. Even with all these devices, are we able to easily design earth pressure TBMs operating at pressures of 6 or 7 bars or even more? While slurry TBMs permits confine-ment with a high pressure head, the problems related to losses of slurry,

concevoir facilement des tunneliers

à pression de terre confinant à des

pressions de 6 ou 7 bars, voire

plus ?

Le tunnelier à pression de boue per-

met par contre de confiner sous forte

charge, mais les problématiques

de pertes de boue, par exemple

dans des sondages communiquant

avec la surface et mal rebouchés,

deviennent alors cruciales.

Une alternative est alors d’utiliser

un tunnelier à pression de terre en

ajoutant un concasseur en sortie

de vis et en y faisant aboutir les

conduites de marinage d’un trans-

port hydraulique.

Par ailleurs, en cas de terrains

abrasifs nécessitant de fréquents

changements d’outils, ces pressions

élevées dépassent très souvent les

conditions usuelles d’intervention

en hyperbarie, ce qui nécessite de

recourir à des solutions complexes

impliquant plongeurs profession-

nels, utilisation de mélanges gazeux

spécifiques et caissons spécialisés,

voire à robotiser le changement

d’outils lorsque le diamètre le per-

met.

Enfin, l’évaluation de la pression

de confinement nécessaire doit

intégrer la compréhension des

caractéristiques hydrauliques des

terrains traversés, amenant à diffé-

rencier leur comportement lors de

l’excavation et à long terme. Ainsi

il n’est pas rare de voir des tunnels

à plus de 50 ou 60 mètres de pro-

fondeur où un léger confinement à

l’air suffit lors du creusement, alors

que la charge hydrostatique à long

terme est proche de la hauteur de

couverture et doit être intégrée dans

le dimensionnement du revêtement.

Pour toutes ces raisons, l’évalua-

tion de la pression de confinement

souhaitable devient un sujet de

préoccupation que l’on ne peut plus

déconnecter du calcul structurel

du revêtement du tunnel. En outre,

des pressions de confinement de

for example in the boreholes com-municating with the surface and badly plugged, may become crucial issues. An alternative is then to use an earth pressure TBM with the addition of a crusher at the screw outlet and then to lead the muck towards a hydraulic transport system. In addition, in the case of abrasive grounds requiring frequent tool changes, these high pressures very often exceed the usual hyperbary inter-vention conditions. This calls for the use of complex solutions that imply the use of professional divers, the use of specific gas mixes and specialised chambers and can even involve the robotised changing of tools when the diameter makes it possible.Finally, the evaluation of the necessary confinement pressure must integrate an understanding of the hydraulic characteristics of the grounds being crossed in order to characterize their different behaviours during exca-vation (short term behaviour where undrained conditions may prevail) and over the long term (drained condi-tions). Thus, it is not rare to see tun-nels at a depth of over 50 or 60 metres where only a slight air confinement is necessary during excavation, while the long term hydrostatic load is close to the overburden height and needs to be integrated within the lining design.For all these reasons, the right assess-ment of the confinement pressure becomes a concern that can no longer be separated from the structural calcu-lations concerning the tunnel lining. In addition, the ever-higher confine-ment pressures require increasingly powerful TBM thrusts on the seg-ments which find themselves subject to occasionally very strong localised stresses.

2.2 - Controlling settlement

According to the AFTES and AITES reference documents on the subject [3], [4], the settlements taking place


TECHNIQUE/TECHNICAL

plus en plus élevées nécessitent

des poussées du tunnelier de plus

en plus fortes sur les voussoirs,

ainsi soumis à des efforts localisés

parfois très importants.

2. 2 - Maîtrise des tassements

Selon les documents AFTES et AITES

références en la matière [3], [4],

les tassements qui se produisent

lors du creusement d’un tunnel au

tunnelier se répartissent en quatre

catégories :

(a) Les tassements en avant du front

de taille, que l’on maîtrise à l’aide

de la pression de confinement,

(b) Les tassements dus au passage

de la jupe, en particulier liés à la

conicité de celle-ci et à l’utilisa-

tion éventuelle d’une surcoupe,

(c) Les tassements lors de la mise en

place de l’anneau de voussoirs,

que l’on combat avec l’injection

de mortier de bourrage,

(d) Les tassements à long terme, dus

en partie à l’évolution des caracté-

ristiques du béton du revêtement

(ovalisation potentielle de l’an-

neau), mais surtout à l’évolution

des caractéristiques du terrain

lorsque celui-ci est sensible aux

phénomènes de consolidation

consécutifs à la dissipation des

pressions interstitielles.

La figure ci-dessous représente

schématiquement ces quatre

phases :

during the excavation of a tunnel using a TBM can be divided into four categories:(a) Settlements in front of the wor-

king face that are controlled using confinement pressure,

(b) Settlements resulting from the passage of the shield skirt, parti-cularly linked to its tapering and the potential use of an overcut,

(c) Settlements during the installa-tion of the segment ring; this is controlled by pressure grouted mortar,

(d) Long term settlements partially due to changing characteristics of the facing concrete (potential ovalisation of the ring) but, above all, due to changes in the ground characteristics when it is sensitive to consolidation phenomena fol-lowing the dissipation of excess pore pressures.

The figure 2 schematically represents these four phases.

The evolution of projects over the last few years reveals the following tendencies:• A hardening of the acceptable

settlement criteria: the request is occasionally made to limit abso-lute settlements to 5 mm, which does not make much sense given site constraints and measurement / monitoring uncertainties.

• An occasionally exaggerated account for the influence of the working face confinement on the final settlement.

L’évolution des projets ces dernières

années montre les tendances sui-

vantes :

• Un durcissement des critères

de tassements admissibles : on

demande parfois des tassements

absolus limités à 5 mm, ce qui

ne fait guère sens eu égard aux

contraintes de chantier et aux

incertitudes de mesure,

• Une prise en compte parfois

exagérée de l’influence du

confinement du front de taille sur

le tassement final, ce qui peut

amener à des choix de pressions

de confinement trop élevées,

• La systématisation des profils

coniques pour les jupes (diffé-

rence de diamètre entre la tête

de coupe et l’extrados de la jupe),

générant une décompression des

terrains autour de la jupe avec un

déplacement radial se traduisant

en surface par des tassements,

• Une tendance croissante à utiliser

l’injection du mortier de bourrage

pour compenser les tassements

antérieurs,

• Une prise en compte souvent

aléatoire des phénomènes

hydrauliques autour de l’excava-

tion, en fonction du comportement

drainé ou non drainé des terrains

lors du creusement.

La figure 2 montre que le confine-

ment n’agit que sur une partie des

tassements ; la géométrie du tun-

nelier et la qualité de l’injection du

mortier de bourrage sont également

This can lead to the choice of exces-sive confinement pressures.

• The increasingly systematic use of tapered profiles for shield skirts (difference in diameter between the cutting head and the skirt extrados). This generates a decompression of the ground around the skirt with a radial movement that turns on sur-face settlements.

• A growing tendency to compensate for earlier settlements with high pressure grouting mortar.

• Frequent misinterpretation of hydraulic phenomena around the excavation. This depends on the drained or undrained behaviour of the ground during excavation.

Figure 2 shows that confinement only acts on a proportion of the settle-ments. The geometry of the TBM and the quality of the mortar grouting are also determining factors and the long term behaviour of fine soils cannot be ignored. In practice, the mortar grouting pres-sure has become an important element in the operation of the TBM in view of controlling the settlements on the skirt outlet. It can also compensate the impact of the shield passage and/or an insufficient confinement pressure.

Figure 2 - Evolution des tassements le long d’un tunnelier (Doc. AITES) / Evolution of settlements along a TBM (AITES doc.)


TECHNIQUE/TECHNICAL

déterminants, et on ne peut dans

certains sols fins négliger le com-

portement à long terme de ceux-ci.

Dans la pratique, la pression

d’injection du mortier de bourrage

est devenue un élément important

du pilotage du tunnelier en vue

de maîtriser les tassements en

sortie de jupe, voire de compenser

l’impact du passage de la jupe et/

ou d’une pression de confinement

insuffisante.

2. 3 - Capacité du revêtement en voussoirs

A l’origine, la limitation de l’emploi

des tunneliers posant un revête-

ment de voussoirs en béton armé

à des profondeurs relativement

faibles donnait de fait une marge

de sécurité importante à la capacité

structurelle du revêtement compte

tenu des épaisseurs et du ferraillage

mis en œuvre.

L’augmentation des diamètres et de

la profondeur incite donc de prime

abord à envisager des revêtements

de plus en plus épais, conduisant

à la manutention et mise en place

de voussoirs très lourds, sans pour

autant affecter les cadences de

pose. Or il n’est pas possible d’aug-

menter indéfiniment les épaisseurs

des voussoirs sans en augmenter

le nombre, compte tenu des

contraintes d’approvisionnement et

de manutention. De fait, la marge

d’augmentation de l’épaisseur est

limitée et les voussoirs de 70 cm

d’épaisseur restent de ce point de

vue l’exception.

En ce qui concerne le ferraillage,

l’augmentation de la quantité d’acier

est en général une réponse mal

adaptée à la problématique de base,

qui est de faire face à l’accroissement

des efforts de compression dans le

revêtement avec l’augmentation de

la profondeur et du diamètre. Quel

que soit le règlement en vigueur,

l’augmentation de capacité d’une

2.3 - Capacity of the segment lining

Initially, using TBMs with reinforced concrete lining at relatively shallow depths naturally resulted in a consi-derable safety margin in view of the structural capacity of the lining, given the thicknesses and reinforcements used. At first glance, increasing diameters and depths results in the implemen-tation of thicker linings leading to the handling and installation of very heavy segments without reducing the speed of installation works. Howe-ver, given the supply and handling constraints, it is not possible to inde-finitely increase the thickness of the segments without increasing their number. Consequently, the margin for increasing the thickness is limited and, as a result, 70 cm thick seg-ments remain an exception.In so far as reinforcements are concerned, an increase in the quan-tity of steel is generally a response that is not adapted to the fundamen-tal problem which is to resolve the problem of increased compressive loads in the lining resulting from the increased depth and diameter. No matter what the applied codes and standards are, the increased

section béton armée travaillant en

compression par l’augmentation de

la section d’acier - à section béton

constante - reste limitée.

Les marges d’adaptation par

l’augmentation de l’épaisseur et du

ferraillage étant réduites, il se pose

alors le problème fondamental d’une

évaluation précise des charges

apportées par le terrain et la nappe

au revêtement. En particulier, les

grands diamètres à faible profon-

deur posent des problèmes spéci-

fiques liés à la variation de l’effort

de compression dans l’anneau et à

l’apparition de moments de flexion

importants en lien avec la réparti-

tion des contraintes dans le terrain

autour du revêtement.

Les évolutions récentes en termes de

conception des revêtements mettent

alors en évidence le rôle prépondé-

rant des joints dans le comporte-

ment des anneaux de voussoirs. En

particulier l’utilisation de béton à

ultra haute résistance (cf. [5]) pour

tenter d’augmenter la capacité du

revêtement est limitée par l’ouver-

ture du joint et les phénomènes de

plastification localisée dans le béton

sous l’effet de la réduction des sur-

faces en contact lors de l’application

de moments de flexion (cf. théorie de

JANSSEN réf. [6]).

capacity of a reinforced concrete sec-tion working in compression due to the increased steel section – with a constant concrete section – remains limited. As the adaptation margins resulting from the increased thickness and reinforcements remain limited, this raises the fundamental problem of an accurate assessment of the loads resulting from the ground and the groundwater table on the lining. In particular, large diameters at reduced depths raise specific problems linked to variations of the compressive load in the ring and the appearance of considerable bending moments lin-ked to the distribution of stresses in the ground around the lining. Recent developments in the design of linings reveal the preponderant role played by joints in the behaviour of the segment rings. In particular, the use of ultra-high resistance concrete (cf. [5]) to try to increase the capacity of the lining is limited by the ope-ning of the joint and localised plas-tification phenomena in the concrete under the effect of reducing surfaces in contact during the application of bending moments (cf. JANSSEN theory, ref. [6]).

Figure 3 - Mise en évidence d’un moment limite après ouverture du joint selon JANSSEN [5], [6] / Demonstration of a limit moment following the opening of a joint, according to JANSSEN [5], [6].


TECHNIQUE/TECHNICAL

Enfin, on ne peut que constater à l’in-

ternational le choix de plus en plus

fréquent de réaliser les voussoirs en

béton fibré (fibres essentiellement

métalliques). Si de nombreux textes

réglementaires traitent de la problé-

matique du comportement du béton

fibré en flexion composée et per-

mettent de traiter le cas des charges

apportées par le terrain et la pression

hydrostatique, la problématique des

efforts localisés liés à la poussée du

tunnelier reste entière, en particulier

dans les grands diamètres et/ou

sous fort confinement. Des études

spécifiques intégrant le comporte-

ment non linéaire du béton fibré sont

alors nécessaires pour déterminer

la capacité du revêtement à résister

aux efforts de poussée.

On voit ainsi que l’augmentation

de la profondeur et/ou du diamètre

rend la conception du revêtement en

voussoirs dépendante d’un nombre

croissant de paramètres, y compris

la pression de confinement et la

pression d’injection.

2.4 - Evaluation des efforts à fournir par la machine

L’augmentation des diamètres et de

la profondeur des tunnels creusés

avec un tunnelier capable de poser

le revêtement définitif conduit à

s’interroger sur la problématique

d’interaction terrain-machine et

sur l’estimation réaliste des efforts

s’exerçant sur la machine.

2.4.1 - Couple d’abattagePour le tunnelier à pression de terre,

et dans une moindre mesure pour

le tunnelier à pression de boue, de

fortes pressions de confinement

conduisent à des couples d’abat-

tage élevés, en particulier si le

matériau présente une résistance

au cisaillement basée à la fois

sur un angle de frottement et une

cohésion, comme nous allons le

démontrer ci-dessous.

Finally and on an international level, the choice is increasingly being taken to construct segments made with Fibre Reinforced Concrete (basically Steel

fibre for SFRC). While a large number of regulatory texts are examining the problem of the bending behaviour of fibre reinforced concrete under com-posed flexion and make it possible to treat cases of loads provided by the ground and hydrostatic pressure, the problem of localised loads linked to the TBM thrust remains unresolved. This is particularly the case for large diameters and/or considerable confinement. Spe-cific studies integrating the non-linear behaviour of SFRC are therefore needed to determine the capacity of the lining to resist drive thrusts. From that point, an increase in the tunnel depth and/or diameter makes the design

of a segmented lining dependent on a greater number of parameters including confinement pressure and grouting pressure.

2.4 - Evaluation of forces to be provided by the machine

The increased diameters and the depth of tunnels excavated using a TBM able to install the final lining lead to ques-tions concerning ground-TBM inte-

L’abattage du matériau se fait par

des outils exerçant une contrainte

de cisaillement sur le matériau à

front (fig. 4):

Le mécanisme d’abattage est alors

semblable à celui d’une rupture

par cisaillement d’un sol soumis à

une contrainte normale, telle qu’on

l’observe par exemple à la boîte de

cisaillement.

La contrainte de cisaillement dépend

de la contrainte normale (totale ou

effective) exercée sur le front de

taille par l’action de confinement.

On peut alors procéder à une esti-

mation du couple consommé (lié

à la contrainte de cisaillement) en

fonction de la pression de confine-

ment (contrainte normale).

Soit un élément surfacique unitaire

du front de taille dS=rdθdr

La force unitaire d’abattage par

cisaillement exercée par les outils

de coupe est :

dF=τdS=τrdθtdr Le couple d’abattage unitaire est :

dC=rdF=τr²drdθLe couple d’abattage sur la surface

ractions and a realistic estimate of the forces imposed on the machine.

2.4.1 - Cutting torqueFor earth pressure TBMs and, to a les-ser extent, pressurised slurry TBMs, considerable confinement pressures lead to high cutting torques, espe-cially if the material presents a shear strength simultaneously based on a friction angle and a cohesion, as demonstrated below.The material is broken using tools providing shear stress on the ground face (Fig. 4).The cutting mechanism is thus similar to the shear failure of a ground subject to a normal stress, as can be observed for example in a shear box test. The shear stress depends on the nor-mal stress (total or effective) provi-ded on the working face by the confi-nement action. It is then possible to proceed with an estimation of the consumed torque (linked to the shear stress) in function of the confinement pressure (normal stress).Being a working face unitary surface element of dS=rdθdrThe unitary shear cutting force due to cutting tools is:dF=τdS=τrdθtdrThe unitary cutting torque is:dC=rdF=τr²drdθThe cutting torque on the surface of the working face is therefore:

0 0

R 2π

C =⌠⌠ ⌡ ⌡ τr²drdθ

Being the expression of the cutting torque:

πτ12

C = D3

This supposes in a simplified man-ner that the cutting shear stress τ is constant throughout the height of the section. It can therefore be seen that the cutting torque simultaneously depends on the nature of the ground, the envisaged confinement (shear stress causing the

Figure 4 - Schématisation de l’action d’abattage dans les sols par cisaillement / Schematic presentation of the shear cutting

action at ground face.

Figure 5 - Elément surfacique unitaire du front / Working face unitary surface element.


TECHNIQUE/TECHNICAL

du front de taille est donc :

0 0

R 2π

C =⌠⌠ ⌡ ⌡ τr²drdθ

Soit l’expression du couple d’abat-

tage :πτ12

C = D3

ceci en supposant de façon simpli-

fiée que la contrainte de cisaillement

d’abattage τ est constante sur toute

la hauteur de la section.

On constate donc que le couple

d’abattage dépend à la fois de la

nature du sol et du confinement

envisagé (contrainte de cisaillement

provoquant la rupture du sol), et

du cube du diamètre envisagé. Le

passage à des grands diamètres,

souvent associé à des pressions

de confinement élevées, nécessite

donc une augmentation substan-

tielle du couple d’abattage à fournir

par la machine. Par exemple, pour

un même sol et un même confine-

ment, le passage du diamètre d’ex-

cavation de 12 m à 14 m conduit

à une augmentation du couple de

60 %.

La valeur de la contrainte de cisail-

lement d’abattage dépend de la

pression de confinement optimisée

comme le montre le schéma ci-des-

sous basé sur les cercles de MOHR,

que l’on trace en fonction des carac-

téristiques intrinsèques du sol (c, ϕ).

Dans un massif de sol à l’état

d’équilibre de contraintes (σv, σH), l’excavation du tunnel amène

naturellement à la disparition de

la contrainte horizontale σH que

l’on compense partiellement ou en

totalité en appliquant une pression

horizontale p sur le front de taille.

Le diagramme des cercles de MOHR

évolue alors suivant le schéma de

la figure 5 en passant du cercle

initial (σv, σH) de diamètre (σv -σH)

à un cercle passant par σv et dont

le diamètre a pour autre extrémité

la valeur p sur l’axe des abscisses.

cutting of the ground) and the cube of the envisaged diameter. Moving to larger diameters, often associated with high confinement pressures, therefore requires a considerable increase in the cutting torque to be provided by the machine. For example, for an identical ground and an identical confinement, the passage from a 12 m to a 14 m excavation diameter results in a 60% increase in the torque. The value of the cutting shear stress depends on the optimised confine-ment pressure, as shown in the fol-lowing diagram. It is based on MOHR circles that are positioned in accor-dance with the ground’s intrinsic cha-racteristics (c, ϕ).

Given a soil mass with stresses at equilibrium (σv , σH), the excavation of the tunnel naturally results in the disap-pearance of the σH horizontal stress that is partially or totally compensated by applying a horizontal pressure p on the working face. The MOHR circles therefore develop in accordance with the diagram shown in figure 5, shifting from the initial circle (σv , σH) with a diameter of (σv -σH) to a circle passing by σv and whose diameter at its other extremity has a value of p on the axis of abscissas.When overlaying these MOHR circles and the failure curve of the material (τ = σn tgϕ + c according to the

Lorsque l’on superpose ces cercles

de MOHR et la courbe intrinsèque

du matériau (τ = σn tgϕ + c selon

le critère de rupture de MOHR-

COULOMB) on constate qu’il existe

une pression de confinement opti-

male pour la contrainte σv : cette

pression est donnée par le cercle de

MOHR de diamètre (σv-p) tangent

à la courbe intrinsèque. L’ordonnée

du point de tangence correspond

alors à la contrainte de cisaillement

optimisée τabattage. On peut alors

calculer le couple d’abattage selon

la formule démontrée ci-dessus.

En deçà de cette pression optimisée

p, les mécanismes d’instabilité du

front ne sont pas contrôlés (exten-

sion des zones en rupture dans le

front, zone en grisé sur la figure 6).

Au-delà de cette pression le cercle

de MOHR (p, σv) n’est plus tangent

à la courbe de rupture : le tunnelier

recompacte le terrain (« surconfine-

ment »). Pour vaincre la résistance

du terrain il faut alors se positionner

sur un nouveau cercle de MOHR

(p, σ’v) avec σ’v > σv. La contrainte

de cisaillement d’abattage aug-

mente en proportion. Concrètement,

le tunnelier surconsomme du couple

et modifie le régime des contraintes

dans le massif devant le front. A

l’extrême, on peut ainsi provoquer

des soulèvements lors de l’abattage.

Une analyse statistique sur une

MOHR-COULOMB failure criterion) it can be seen that there is an optimal confinement pressure for stress σv : this pressure is given by the MOHR circle having a diameter of (σv-p) and which is tangential to the intrin-sic curve. The ordinate of the point of tangency thus corresponds to the opti-mised shear stress τ cutting. It is then possible to calculate the cutting torque in accordance with the above formula. Below this optimised p pressure, the face instability mechanisms are not controlled (extension of failure zones in the face, greyed zone in figure 6). Above this pressure, the MOHR circle (p, σv) is no longer tangential to the failure curve: the TBM recompacts the ground (“over confinement”). To overcome the resistance of the soil, it is therefore necessary to position a new MOHR circle (p, σ’v ) with σ’v > σv . The cutting shear stress increases in proportion. Practically the TBM overconsumes the torque and modifies the stresses in the soil mass in front of the face. Under low overbur-den conditions, it is possible to heave during cutting. A statistical analysis covering more than 50 earth pressure equilibrium (EPB) TBM projects constructed over the last 25 years shows that the value of the cutting shear stress is generally between 50 and 100 kPa and that the trend curve clearly confirms the

Figure 6 - Relation pression de confinement / contrainte de cisaillement d’abattage / Confinement pressure / cutting shear stress relationship.

Instabilité du front / Instability of the face

Confinement possible / Possible confinement

Pression de confinement optimisée / Optimised confinement pressure


TECHNIQUE/TECHNICAL

cinquantaine de projets de tunne-

liers à pression de terre ces vingt-

cinq dernières années montre que

la valeur de la contrainte de cisail-

lement d’abattage s’établit globale-

ment entre 50 et 100 kPa et que la

courbe de tendance vérifie très bien

la relation théorique ci-dessus. On

obtient ainsi la formule :

C=1.77D3.04 avec

C en tonnes-mètre et D en mètres

La formule ci-dessus permet alors

de calculer un ordre de grandeur

d’une contrainte de cisaillement

moyenne en écrivant :

πτm / 12 = 1.77. On obtient alors :

τm =12 x 1.77/π x 9.81= 66 kPa L’augmentation des diamètres et de

la profondeur, donc de la pression

de confinement nécessaire, a donc

pour conséquence que le fonction-

nement classique du tunnelier pres-

sion de terre avec chambre pleine

peut être très consommateur de

couple, malgré l’utilisation d’addi-

tifs visant à réduire les frottements.

Pour le tunnelier à pression de

boue, les phénomènes sont moins

sensibles compte tenu de l’impré-

gnation du terrain par la bentonite

dans la zone d’action des outils,

amenant une réduction de la valeur

de l’angle de frottement intergra-

nulaire du terrain en place, compte

tenu de la très faible résistance au

cisaillement de la boue chargée

de marin. Le tunnelier à pression

de boue est d’ailleurs souvent

une solution satisfaisante pour les

grands diamètres dans les sols

sous forte charge hydrostatique.

Pour économiser du couple (et de

la poussée) avec un tunnelier à

pression de terre, la tentation est

alors grande de chercher un fonc-

tionnement à chambre peu remplie

avec une pression d’air assurant le

confinement en partie supérieure

(confinement mixte air / pression

theoretical relationship detailed above. This results in the following formula:

C=1.77D3.04 with C in tonnes-metres and D in metres

The preceding formula thus permits the calculation of an order of magnitude of an average shear stress by expressing πτm / 12 = 1.77. The following is thus obtained:τm =12 x 1.77/π x 9.81= 66 kPa

The increase in diameters and depth, and therefore the necessary confine-ment pressure, leads to the point that the standard operation of EPB TBMs with a full chamber generates a consi-derable torque consumption, despite the use of additives aiming to reduce friction. For slurry TBMs, the phenomena are less sensitive given the impregnation of the ground by bentonite in the area where tools are being used. This leads to a reduction in the intergranular angle of friction value of the local ground, given the very low shear strength of the slurry. The slurry TBM is often dee-med as a satisfactory solution for large diameters projects with a high hydros-tatic head.

de terre). Mais cette solution n’est

envisageable que si la perméabilité

des terrains à l’air le permet. On

rappellera à ce sujet que la per-

méabilité d’un terrain à l’air est 60

à 100 fois (suivant la température)

supérieure à la perméabilité à l’eau

de ce même terrain.

Ce confinement mixte est intéres-

sant dans des terrains intermé-

diaires comme les sols indurés

et roches tendres sous nappe, où

la cohésion des matériaux non

excavés associée à leur relative

imperméabilité fait qu’il n’est pas

nécessaire d’appliquer une pres-

sion de confinement supérieure

à la pression hydrostatique. En

effet il faut tenir compte du temps

de rétablissement du régime

hydraulique permanent autour de

l’excavation (cf. [7]) qui dans ce

cas est significativement supérieur

au temps nécessaire pour réaliser

un cycle de creusement. On peut

ainsi envisager des creusements

sous plus de 100 m de charge

hydrostatique sans avoir à contre-

balancer 10 bars de pression dans

la chambre d’abattage, en utilisant

une pression d’air comprimé de 1 à

In order to reduce the torque (and the thrust) with an EPB TBM, one could implement an operating method with a chamber that is not fully filled, but which has an air pressure ensuring confinement in the upper part (mixed air / earth pressure confinement). However, this solution can only be envisaged if the air permeability of the ground allows for it. It should not be forgotten that ground permeability to air is 60 to 100 times (depending on the temperature) greater than the water per-meability of this same ground. This mixed confinement is worthwhile in intermediate ground such as hard soils / soft rocks under the water table where the cohesion of non-excavated materials associated with their relative impermeability means that it is not necessary to apply a confinement pres-sure greater than the hydrostatic pres-sure. It is necessary to take into consi-deration the time needed to restore the permanent hydraulic regime around the excavation (cf. [7]) which, in this case, is significantly greater than the time needed to carry out an excavation cycle. It is therefore possible to envi-sage excavations under more than 100 m of hydrostatic head without having

Figure 7 - Relation statistique couple / diamètre pour les tunneliers à pression de terre / Statistical torque / diameter relationship for earth pressure TBMs.

Tunneliers à pression de terre - Variation du couple en fonction du diamètreEarth pressure TBMs - Torque variation vs diameter

Coup

le n

omin

al e

n t.m

/ No

min

al to

rque

in t.

m

Diamètre en m / Diameter in m

Couple calculé (t=50 Kpa) / Calculated torque (t=50 kPa)Couple nominal (t.m) / Nominal torque (t.m)Couple calculé (t=100 Kpa) / Calculated torque (t= 100 kPa)Relation Couple / Diamètre) / Torque / Diameter relationship


TECHNIQUE/TECHNICAL

2 bars. Une augmentation rapide de

la consommation d’air comprimé

est alors un excellent indicateur

d’un changement de perméabilité

des terrains ou d’une anomalie

d’origine anthropique. On dispose

ainsi dans ce cas, à peu de frais,

d’un système de reconnaissances à

l’avancement totalement intégré au

tunnelier…

Mais le choix d’un confinement

mixte n’est pas sans risque : la

qualité d’un confinement à l’air peut

très rapidement se dégrader suivant

les variations des conditions de

fissuration des terrains. Là encore,

comme pour les tassements, une

attention particulière doit être

portée à la capacité des terrains à

se drainer en fonction de la vitesse

d’avancement du tunnelier.

2.4.2 - PousséeDans le cas des sols à faibles

module et résistance au cisaille-

ment, nécessitant des pressions

de confinement significatives, se

pose le problème de l’évaluation

des efforts de frottement sur la jupe

du tunnelier, bien sûr accentués par

l’augmentation des diamètres.

Une estimation du frottement

exercé par le terrain est faite par la

formule classique :

F = μ*σr*π*D*LAvec :

• μ = coefficient de frottement jupe

acier / terrain

• σr = contrainte radiale (effective)

exercée par le terrain

• D = diamètre extérieur de la jupe

• L = longueur de la jupe

L’augmentation de la profondeur et

du diamètre ont un impact direct

sur les efforts de frottement latéral

autour de la jupe.

Les coefficients de frottement entre

la jupe en acier et le terrain sont

connus, comme le montre le tableau

ci-dessus extrait du document [8].

Par contre l’estimation de la

contrainte radiale autour de la jupe

to counterbalance 10 bars of pressure within the TBM chamber, by using a 1 to 2 bars compressed air pressure. A rapid increase in the consumption of compressed air is therefore an excellent indicator of a change in the permeability of the ground, or an anthropic anomaly. In this particular case, we have a cheap system providing an ongoing geotech-nical survey system that is fully inte-grated into the TBM. However, the choice of a mixed air / ground confinement can be risky: the quality of an air confinement can very rapidly deteriorate as a result of variations in the cracking / jointing conditions of the ground. Once again, as for the settlements, particular atten-tion must be paid to the capacity of the ground to drain at a speed that takes the TBM’s progress rate into consideration.

2.4.2 - ThrustIn the case of a ground with a low modulus and shear strength, requiring significant confinement pressures, there is the problem of evaluating fric-tional forces on the TBM skirt which, naturally, are accentuated when diame-ters are increased. An estimate of the friction applied by the ground is provided by the classic formula: F = μ*σr*π*D*LWith:• μ = steel skirt / soil friction coefficient• σr = radial stress (effective) applied by the ground• D = external diameter of the skirt

est plus difficile, et des méthodes

comme la méthode conver-

gence-confinement peuvent être

d’un apport précieux sur ce point,

comme nous allons le voir dans ce

qui suit.

3 - Calculs préliminaires à l’aide de la méthode convergence - confinement

3.1 - Généralités

L’inventaire des problématiques

ci-dessus, comparé à la complexité

inhérente aux calculs de tunnel

nécessitant de façon très fréquente

le recours aux calculs aux éléments

finis, nous a conduit à développer

en parallèle un outil de pré-dimen-

sionnement d’un tunnel au tun-

nelier, afin de disposer très vite

de premiers résultats d’ensemble

permettant d’engager des calculs

plus approfondis sur des hypothèses

resserrées.

Pour ce faire, nous avons utilisé ce

puissant outil qu’est la méthode

convergence-confinement. Cet outil

est traditionnellement utilisé en

France dans les calculs aux éléments

finis en 2D, en vue de connaître le

taux de déconfinement à appliquer

en fonction de la distance au front

de taille. Les fondements théoriques

de la méthode sont détaillés dans le

document réf. [9].

• L = length of the skirtIncreasing the depth and diameter has a direct influence on the lateral frictional forces around the skirt.The friction coefficients between the steel skirt and the ground are known, as can be seen in the following table extracted from document [8]. However, an estimate of the radial stress around the skirt is more diffi-cult and methods such as the conver-gence-confinement method (or charac-teristic curves method) can provide a valuable contribution concerning this point, as described later on.

3 - Preliminary calculationsusing the convergence –confinement method

3.1 - Generalities

The inventory of the problems men-tioned above, compared to the com-plexity inherent in tunnel calculations requiring the frequent use of finite element calculations, led us to simul-taneously develop a pre-dimensioning tool for a TBM excavated tunnel. The intention was to be able to very rapidly have the first overall results that would permit more detailed calculations with restricted assumptions. To do this, we used the powerful tool represented by the convergence-confi-nement method. This tool is tradi-tionally used in France for 2D finite

Figure 8 - Coefficients de frottement jupe / terrain d’après MAIDL et al. [8] / Skirt / ground friction coefficients, in accordance with MAIDL et al. [8].

Tableau 3.2 - Coefficient de frottement μ entre la jupe en acier et le terrain / Table 3.2 - Friction coefficient μ between shield skin (steel) and type soil [125].

Type de sol / Soil type Coefficient de frottement μ [-]/ Friction coefficient μ [-]

Graviers / Gravel 0.55

Sable / Sand 0.45

Marnes / Loam, marl 0.35

Silts / Silt 0.30

Argile / Clay 0.20


TECHNIQUE/TECHNICAL

Mais à l’heure actuelle, dans beau-

coup de calculs convergence-confi-

nement appliqués au tunnelier,

on ne différencie pas la phase

excavation et le passage du tunne-

lier. Or la réalité est beaucoup plus

complexe compte tenu du rôle joué

par la jupe du tunnelier qui, dans le

cas de faibles caractéristiques du

terrain, vient bloquer son déplace-

ment radial et donc empêcher tout

déconfinement supplémentaire. Le

terrain est alors soutenu et il faut

appliquer les théories de la variation

du taux de déconfinement dans le

cas des terrains soutenus, ce qui

modifie considérablement le taux

de déconfinement réel à la pose du

revêtement. Nous avons utilisé le

modèle BERNAUD-ROUSSET réf. [10]

pour l’estimation du comportement

du terrain soutenu par le tunnelier.

Le taux de déconfinement derrière

un tunnelier à la pose des voussoirs

peut donc varier dans de grandes

proportions en fonction des carac-

téristiques du terrain et de l’état

de contraintes, et donc être très

différent du taux de déconfinement

estimé classiquement dans le cas

du terrain non soutenu, qui dépend

essentiellement de la distance

au front de taille. Ces estimations

donnent souvent un taux de décon-

finement égal ou supérieur à 0.9

compte tenu des longueurs de jupe

pouvant atteindre 1.5 à 2 fois le

diamètre de l’excavation.

Pour une évaluation précise du

taux de déconfinement, il importe

de connaître les caractéristiques

géométriques du tunnelier et en

particulier les réductions de section

successives liées à la surcoupe, à la

conicité de la jupe, à l’épaisseur du

joint de queue, au diamètre extérieur

des voussoirs…

3.2 - Données d’entrée

Les données d’entrée de base sont

classiquement :

element calculations, in order to know the deconfinement rate to be applied in function of the distance from the wor-king face. The conceptual basis of the method is detailed in document ref. [9]. However, at the present time, in a large number of convergence-confinement calculations applied to TBMs, there is no differentiation between the excava-tion phase and the passage of the TBM. But the reality is far more complex given the role played by the TBM skirt which, in the case of the ground’s poor charac-teristics, blocks its radial movement and thus prevents any additional deconfine-ment. The soil is therefore supported and it is necessary to apply the deconfi-nement rate variation theories in the case of supported soils. This conside-rably modifies the real deconfinement rate when installing the lining. We have used the BERNAUD-ROUSSET model ref. [10] to estimate the behaviour of ground supported by the TBM.The deconfinement rate behind a TBM when installing segments can there-fore vary significantly according to the ground characteristics and the state of the stresses. It can consequently be very different from the deconfinement rate estimated in a standard manner in the case of a non-supported ground which essentially depends on the dis-tance from the working face. The ordi-nary assessments generally lead to deconfinement rate around 0.9 given shield skirts length ranging from 1.5 to 2 excavation diameters.For a precise evaluation of the deconfi-nement rate, it is necessary to know the geometric characteristics of the TBM and, in particular, the successive sec-tion reductions linked to the overcut, the tapering of the skirt, the thickness of the tail seal gasket, the external diameter of the segments, etc.

3.2 - Input data

The input data are as usual:• The excavation diameter • The overburden height

• Le diamètre d’excavation

• La hauteur de couverture

• La surcharge uniformément répar-

tie à la surface du terrain naturel

• Les paramètres caractéristiques

du terrain (valeur moyenne autour

de l’excavation)

Il importe ensuite de connaître la

pression totale de confinement à

l’axe pour calculer l’influence de

celle-ci sur la pré-convergence du

terrain. Le taux de déconfinement à

front est calculé classiquement par

une formule du type :

λ*= λ0*(1-pconf /σ0)Avec λ0 = taux de déconfinement

au front, estimé selon les formules

mentionnées dans [9]. Une valeur

comprise entre 0.25 et 0.30 est cou-

ramment utilisée, selon les auteurs.

Les données relatives à la jupe du

tunnelier sont ensuite prises en

compte pour calculer la rigidité de

ce soutènement provisoire qui vient

soutenir le terrain. Comme il s’agit

dans la pratique d’un soutènement

très rigide, son action a pour effet

de bloquer les déplacements du

terrain et de n’autoriser comme

déplacement radial que la surcoupe

éventuelle ou la conicité de la jupe.

Les données à fournir sont :

• L’épaisseur moyenne de la jupe

• La longueur totale du bouclier

• La valeur de la surcoupe

• La valeur de la conicité de la jupe

Enfin, il faut renseigner les données

relatives au revêtement en voussoirs

et au mortier de bourrage :

• Epaisseur du revêtement (dia-

mètres intrados / extrados)

• Epaisseur du joint de queue

• Compressibilité du matériau de

remplissage du vide annulaire

3.3 - Principe du calcul

Le principe du calcul consiste à

calculer le déplacement radial du

terrain soutenu par le mortier de

bourrage à une distance du front de

taille correspondant à la longueur

• The additional load distributed on the surface of the natural ground level

• The geotechnical parameters of the ground (average value around the excavation)

The total confinement pressure at the axis must be known to assess its influence on the ground pre-conver-gence. The deconfinement rate at the face is calculated in a standard manner using the following type of formula:λ*= λ0*(1-pconf /σ0) With λ0 = deconfinement rate at the face, estimate using the formulas men-tioned in A [9]. A value between 0.25 and 0.30 is currently used, depending on the authors.The data relative to the TBM skirt are then taken into consideration to calcu-late the rigidity of this temporary sup-port used to support the ground. As, in practice, this is a very rigid support, its action has the effect of blocking ground movements and only authorising a radial displacement corresponding to any overcuts or to the tapering of the skirt. The data to be provided are:• The average thickness of the skirt• The total length of the shield• The value of the overcut• The value of the skirt’s taperingFinally, it is necessary to provide details concerning the segment lining and the grouted mortar:• Thickness of the lining (intrados /

extrados diameters) • Thickness of the tail seal gasket • Compressibility of the annular space

filling material

3.3 - Calculation principle

The calculation principle consists in calculating the radial movement of the ground supported by the grouted mor-tar at a distance from the working face corresponding to the length of the skirt, and to compare this with the ground’s radial movement authorised by the overcut and the tapering of the skirt.


TECHNIQUE/TECHNICAL

de la jupe, et à le comparer avec

le déplacement radial autorisé au

terrain par la surcoupe et la conicité

de la jupe.

3.3.1 - Premier cas : le terrain vient au contact de la jupeSi le déplacement radial calculé est

supérieur au déplacement autorisé,

la convergence radiale du terrain est

bloquée par le tunnelier, et donc le

déconfinement du terrain n’est plus

autorisé. Dans ce cas, le terrain ne

peut continuer à converger qu’après

l’échappée de la jupe, c’est-à-dire

dans le vide annulaire entre l’ex-

trados de la jupe et l’extrados du

revêtement.

Celui-ci est en théorie comblé par

le mortier de bourrage injecté sous

pression (ou la gravette dans cer-

tains cas, dont nous parlerons plus

tard). Si la pression d’injection du

mortier de bourrage est inférieure

à la contrainte radiale exercée par

le terrain, le terrain va continuer à

converger jusqu’à l’équilibre avec

cette pression. Inversement, si la

pression d’injection du mortier

de bourrage est supérieure à la

contrainte radiale exercée par le ter-

rain, on observe un effet de recom-

pression du massif amenant dans le

cas des tunnels peu profonds à une

réduction des tassements de sur-

face. Donc il sera possible d’ajuster

cette pression d’injection de façon à

respecter l’objectif de maîtrise des

tassements en surface.

On démontre ici tout l’intérêt d’un

mortier fluide qui permet d’exercer

une pression sans compressibilité

du matériau lui-même (coefficient de

Poisson = 0.5). Tout dépend alors de

la pression d’injection qu’il est inté-

ressant de connaître au préalable.

Lorsque le matériau de remplissage

est de la gravette mise en place à

l’air comprimé, il peut arriver que

dans certains terrains dits «pous-

sants» on ne puisse même pas

remplir le vide annulaire, le terrain

3.3.1 - First case: the ground is in contact with the skirtIf the calculated radial displacement is greater than the authorised displace-ment, the ground’s radial convergence is blocked by the TBM and, consequently, the deconfinement of the ground is no longer authorised. In this case, the ground can only continue to converge outside the skirt, in other words in the annular space between the extrados of the shield and the extrados of the lining.In theory, the latter is filled by the grouted mortar (or pea gravel in some cases, see below) injected under pressure. If the mortar injection pressure is less than the radial stress exerted by the ground, the ground will continue to converge until reaching the equilibrium with this pressure. On the contrary, when the injection pressure of the grouted mortar is higher than the radial stress exerted by the ground, we observe a recom-pression effect of the massif, causing a reduction of surface settlement in the case of shallow tunnels. Consequently, it will be possible to adjust this grou-ting pressure to meet the target criterion value for surface settlements.This demonstrates the considerable interest of a liquid mortar that permits a pressure to be applied without com-pressing the material itself (Poisson’s ratio = 0.5). All then depends on the injection pressure, which is worth being known before operating the TBM.When the infill material consists in pea gravel that is implemented with com-pressed air, it may occasionally occur that for “squeezing” rocks or soils, it is impossible to even fill the annular space as the ground is immediately in contact with the extrados of the seg-ment at the skirt outlet.

3.3.2 - Second case: the ground is not in contact with the TBM skirtThe final movements are lower than the addition of the overcut and the tapering of the skirt.

venant immédiatement au contact

de l’extrados du voussoir à la sortie

de la jupe.

3.3.2 - Deuxième cas : le terrain ne vient pas au contact de la jupe du tunnelierLes déplacements finaux sont infé-

rieurs à la somme de la surcoupe et

de la conicité de la jupe.

C’est typiquement le cas d’un

terrain à module de déformation

élevé où le déplacement radial lors

de l’excavation est très faible, ce

qui autorise une décroissance très

rapide de la contrainte radiale pour

des déplacements faibles ; sur la

courbe convergence-confinement,

la pente à l’origine de la courbe

caractéristique du terrain, détermi-

née par son module de déformation,

est alors forte.

Le risque de tassements est d’une

part très réduite et d’autre part com-

plètement maîtrisé par une injection

soignée du mortier dans l’ensemble

du vide annulaire, notamment en

voûte et en radier.

3.4 - Description simplifiée du calcul

A partir des données d’entrée on

calcule classiquement la courbe de

convergence du terrain (contrainte

radiale en fonction du déplacement

radial).

La courbe de confinement repré-

sente l’action d’un revêtement

à deux composants de raideurs

complémentaires : le mortier de

bourrage et le revêtement en vous-

soirs. Compte tenu de la raideur-type

d’un revêtement en voussoirs, cette

courbe de confinement a l’allure

d’une droite quasi-verticale. L’ori-

gine de cette droite est le dépla-

cement radial correspondant à la

somme de la pré-convergence et

du déplacement autorisé autour du

tunnelier (surcoupe + conicité de la

jupe).

This is typically the case of ground with a high deformation modulus or where the radial displacement during excava-tion is very low, a situation authorising a very rapid decrease of the radial stress for small movements. On the conver-gence-confinement curve, the slope at the beginning of the characteristic ground curve, determined by its modu-lus of deformation, is considerable.The risk of settlement is, on the one hand, much reduced and, on the other hand, completely controlled by the careful grouting of mortar throughout the annular space, particularly around the arch and raft.

3.4 - Simplified description of the calculations

Based on input data, the ground convergence curve (radial stress in function of radial displacement) is cal-culated in a standard manner. The confinement curve represents the action of a two-component lining with different stiffness: the grouted mortar and the segment lining. Given the standard stiffness of a segment lining, this confinement curve appears like a near vertical straight line. The origin of this line is the radial displa-cement corresponding to the sum of the pre-convergence and that of the authorised displacement (overcut + skirt tapering). In the case of a pressure grouted mortar in a shallow depth tunnel, the intersec-tion of the two curves thus determines an equilibrium point which gives an estimate of the grouting pressure necessary to avoid increasing the sett-lements. The results are synthesised in a standard convergence-confinement diagram (fig. 9).

The equilibrium radial displace-ment allows for the calculation of the contraction on the radius and thus over the excavation surface. For shallow tunnels, this contraction is to be correlated to the form and exten-


TECHNIQUE/TECHNICAL

Dans le cas d’un mortier injecté

sous pression et d’un tunnel à

faible profondeur l’intersection des

deux courbes détermine ainsi un

point d’équilibre qui donne une

estimation de la pression d’injection

nécessaire pour ne pas accroître les

tassements.

Les résultats sont synthétisés dans

un classique diagramme conver-

gence-confinement (Fig. 9).

Le déplacement radial à l’équilibre

permet de calculer la contraction

sur le rayon, donc sur la surface

de l’excavation. Pour les tunnels à

faible profondeur, cette contraction

est un élément à corréler avec la

forme et l’extension de la cuvette de

tassement en surface (cf. concept du

« volume loss »).

Dans les tunnels à profondeur forte ou

moyenne, où la valeur de la contrainte

géostatique est loin d’être négligeable

comparée à la résistance du béton

des voussoirs, la connaissance de la

contrainte radiale à l’équilibre permet

d’évaluer la valeur de la contrainte

moyenne de compression du béton et

de pré-dimensionner une épaisseur

de voussoirs. La résistance limite

du béton apparaît sous forme d’un

palier plastique dans la courbe de

confinement.

Dans le cas des tunnels au rocher,

on remplit souvent le vide annulaire

avec de la gravette à faible module de

déformation, que l’on ne peut injecter

sous pression et dont la raideur est

négligeable. L’injection de gravette ne

peut donc compenser l’expansion des

terrains dans le vide annulaire lorsque

ceux-ci sont déformables. Pour

résoudre le problème du creusement

sous forte contrainte géostatique dans

des terrains déformables, on en vient

tout naturellement à réfléchir à l’uti-

lisation de mortiers fluides injectés

sous pression, avec un comportement

élasto-plastique une fois durcis, avec

un palier de plasticité sur une plage

importante de déformations, associée

sion of the surface settlement trough (cf. “volume loss” concept).In very deep or moderately deep tunnels where the value of the geostatic stress is far from negligible when compared to the resistance of the concrete used for the segments, the understanding of the equilibrium radial stress permits an evaluation of the value of the average compression stress within concrete and to pre-size a thickness for segments. The limit resistance of the concrete appears in the form of a horizontal plas-tic stage in the confinement curve.In the case of rock tunnels, the annu-lar space is often filled with pea gravel having a low deformation modulus and therefore giving a low stiffness. Pea gravel grouting thus cannot compen-sate the ground expansion in the annu-lar space for deformable rock masses. To resolve the problem of excavating within a context of considerable geos-tatic stresses in deformable rocks, we are naturally drawn to considering the use of pressure-grouted liquid mortars that provide an elasto-plastic beha-viour once hardened, with a plastic stage extending over a considerable deformation area and associated with a large annular space. The difference between the deconfine-ment rate at the face and deconfine-ment rate at the ground / shield skirt end equilibrium allows for an evalua-

à un vide annulaire important.

La différence entre le taux de décon-

finement à front et le taux de décon-

finement à l’équilibre terrain / revête-

ment permet d’évaluer la contrainte

radiale moyenne s’exerçant sur la

jupe. A partir des données relatives au

coefficient de frottement terrain/ acier

mentionnées en 2.4.2, on peut alors

estimer les efforts de frottement sur la

jupe. En ajoutant la poussée nécessi-

tée par le confinement, on a alors une

bonne idée de l’ordre de grandeur des

efforts de poussée totaux requis pour

la machine.

La figure 9 ci-dessus montre le cas

théorique d’un tunnel de diamètre

10 m sous 25 m de couverture,

creusé dans des terrains de carac-

téristiques ϕ = 35°, c = 5 kPa, E =

50 MPa, avec un revêtement béton

d’épaisseur 40 cm.

Il n’y a pas de surcoupe et la conicité

sur le rayon vaut 30 mm. Le mortier de

bourrage a un module de déformation

de 1000 MPa. La longueur du bouclier

est de 12 m et l’épaisseur moyenne

de la jupe est fixée arbitrairement à

100 mm.

La pression minimale assurant la

stabilité du front, calculée à l’axe

par des méthodes analytiques, vaut

0.9 bars. Pour cette valeur, on estime

la pré-convergence à 18 mm (taux de

déconfinement à front = 0.23).

tion of the average radial stress on the shield. The friction forces on the skirt can be estimated using data relative to the site / friction coefficient mentioned in 2.4.2. By adding the thrust required for confinement, we have a good idea of the order of magnitude of the total thrust efforts required for the machine. Figure 9 above shows the theoretical case of a 10 m diameter tunnel under 25 m of cover and excavated from ground with ϕ = 35°, c = 5 kPa and E = 50 MPa characteristics and a 40 cm thick concrete lining.There is no overcut and the tapering on the radius represents 30 mm. The grouted mortar has a deformation modulus of 1000 MPa. The skirt is 12 m long and the average thickness of the skirt is arbitrarily set at 100 mm. The minimum pressure assuring the stability of the face, calculated along the axis using analytical methods, is equal to 0.9 bar. For this value, we esti-mate the pre-convergence to be 18 mm (deconfinement rate at the face = 0.23).Once calculated, the radial stress at equilibrium is equal to 230 kPa and the radial displacement at equilibrium equal to 48 mm. The recommended minimum grouted mortar injection pressure is therefore 2.3 bars.It can be seen on the graph that the support action begins after a radial dis-placement corresponding to the sum

Figure 9 - Exemple d’un tunnel de 10 m de diamètre sous 25 m de couverture / Example of a 10 m diameter tunnel under 25 m overburden.

Tunnel diamètre 10 m / Terrains ϕ=35° c=5 kPa E=50 MPa / Couverture 25 mTunnel diameter 10m / Soils ϕ=35° c=5kPa E=50MPa / Cover 25m

Pres

sion

radi

ale

p (k

Pa) /

Rad

ial p

ress

ure

(kPa

)

Déplacement u (mm) / Displacement u (mm)


TECHNIQUE/TECHNICAL

Après calcul, la contrainte radiale à

l’équilibre vaut 230 kPa et le déplace-

ment radial à l’équilibre vaut 68 mm.

La pression d’injection du mortier de

bourrage minimale recommandée est

donc de 2.3 bars.

On peut voir sur le graphe que l’action

du soutènement débute bien après

un déplacement radial correspondant

à la somme de la pré-convergence

(18 mm) et du déplacement autorisé

(surcoupe + conicité de la jupe =

30 mm).

Dans cet exemple, le taux de décon-

finement à l’équilibre est de 0.61, dif-

férent des 0.9 que l’on obtiendrait par

l’application des formules classiques

donnant le taux de déconfinement

en fonction de la distance au front de

taille pour des tunnels non soutenus.

On peut alors estimer la contrainte

radiale moyenne autour de la jupe

à 1-[(0.23+0.61)/2] =0.58 x 600 =

348 kPa et donc appliquer la formule

donnée en 2.4.2 pour obtenir l’effort

de poussée nécessaire pour vaincre

le frottement latéral. En l’associant à

la poussée nécessaire pour confiner

le front on obtient ainsi un ordre de

grandeur des efforts de poussée

nécessaires à un bon fonctionnement

du tunnelier. L’utilisation des concepts

présentés en 2.4.1 permet ensuite

de calculer le couple consommé en

fonction de la pression de confine-

ment optimisée.

Nous allons illustrer les possibilités de

cet outil de pré-dimensionnement sur

quelques exemple-types.

3.5 - Exemples d’application

3.5.1 - Tunnel sous-marin de grand diamètre (14 m) dans des terrains meubles et aquifères, sous faible couverture (29 m)Prenons l’exemple d’un tunnel

sous-marin de diamètre 14 m au

creusement, creusé foré dans des

terrains de faibles caractéristiques

de déformabilité (Emoyen= 30 MPa)

et de résistance au cisaillement

of the pre-convergence (18 mm) and radial displacement (overcut + tapering of the skirt = 30 mm). In this example, the rate of deconfi-nement at equilibrium is 0.61, which is different from the 0.9 obtained by applying standard formulas that give the deconfinement rate in function of the distance to the working face for non-supported tunnels. It is therefore possible to estimate the average radial stress around the skirt at 1-[(0.23+0.61)/2] = 0.58 x 600 = 348 kPa and therefore apply the formula given in 2.4.2 to obtain the necessary thrust effort to over-come lateral friction. By associating the thrust necessary to confine the face, we obtain an order of magnitude for the thrust forces necessary for the satisfactory operation of the TBM. The use of the concepts presented in 2.4.1 then makes it possible to calculate the torque consumption in function of the

(c =10 kPa et ϕ = 28°, densité

19 kN m3). Il s’agit principalement

de sables lâches et limons surmon-

tés d’argile vasarde.

La hauteur de couverture est de

29 m jusqu’au fond marin et la hau-

teur d’eau au-dessus du fond de la

mer est de 7 m.

Le tunnelier possède une longueur

de 15.44 m et la conicité de la jupe

est de 20 mm sur le rayon. L’épais-

seur du revêtement est de 55 cm.

La pression moyenne de confine-

ment à l’axe calculée est de 5.5

bars correspondant à une charge

hydrostatique de 43 m.

Sur le diagramme (fig. 10) on

constate que le taux de déconfine-

ment à l’équilibre est de l’ordre de

0.16, ce qui veut dire que le revête-

ment doit être capable de supporter

85 % de la contrainte totale.

La pression d’injection du mortier de

bourrage devra être égale ou supé-

optimised confinement pressure.We shall now illustrate the possibilities of this predimensioning tool using a number of standard examples.

3.5 - Application examples

3.5.1 - Large diameter (14 m) underwater tunnel in loose and water bearing grounds, with little cover (29 m)Let us take the example of an underwa-ter tunnel with a 14 m diameter on excavation, drilled through ground with low deformation modulus (Emoyen = 30 MPa) and shear strength (c =10 kPa and ϕ = 28°, density 19 kN/m3). The ground is generally made up from loose sand and silt under marine clays.There is a 29 m overburden up to seabed and the height of the water above the seabed is 7 m.The TBM is 15.44 m long and the skirt has a 20 mm taper on the radius. The

Figure 10 - Diagramme CV-CF tunnel sous-marin à 29 m de couverture / Convergence/ Confinement diagram, underwater tunnel with 29 m overburden and 7 m water depth.

Figure 11 - Résultats du calcul dans le cas du tunnel sous-marin / Convergence/Confinement diagram, underwater tunnel with 30 m of cover.

Déplacement à l’équilibre / Displacement at equilibrium U f = 38,4 mm

Taux de confinement à l’équilibre / Rate of confinement at equilibrium

λ eq 0,162

Contraction sur le rayon / Contraction on the radius 0,55%

Rapport Rp/R à l’équilibre final / Rp/R relationship at the final equilibrium

1,00

Contrainte radiale dans le terrain / Radial stress in the soil 632 kPa

Contrainte moyenne dans le béton / Average stress in the concrete

7,4 MPa

Tunnel sous-marin / Sables lâches et limons / Hauteur de couverture 29 m, hauteur d’eau 7 m

Underwater tunnel / Loose sand and silt / 29m overburden, 7m water depth

Pres

sion

radi

ale

p (k

Pa) /

Ra

dial

pre

ssur

e (k

Pa)



TECHNIQUE/TECHNICAL

segments lining is 55 cm thick.The minimum confinement pressure at the axis is 5.5 bars, corresponding to a hydrostatic head of 43 m.The diagram (fig. 10) shows that the rate of deconfinement at equilibrium is around 0.16, which means that the lining should be able to withstand 85% of the total stress.The grouted mortar injection pressure should be equal to or greater than 6.3 bars, i.e. 0.8 bar higher than the confi-nement pressure (5.5 bars).An intermediate result is the average rate of deconfinement along the TBM skirt which is around 0.1. This makes it possible to calculate a maximum thrust (for sands) of 150 MN by taking into consideration a unitary skin friction of 120 kPa (effective stress) and a TBM weight of 3,200 tonnes.

rieure à 6.3 bars, supérieure de 0.8

bars à la pression de confinement

(5.5 bars).

Un résultat intermédiaire est le

taux de déconfinement moyen le

long de la jupe du tunnelier qui

est de l’ordre de 0.1. On calcule

ainsi une poussée maximale (pour

des sables) de 150 MN en tenant

compte d’un frottement latéral

unitaire de 120 kPa (contrainte

effective) et d’un poids de tunnelier

de 3200 tonnes.

3.5.2 - Tunnel de petit diamètre (4.30 m) dans des marnes tectonisées, couverture moyenne (300 m)(fig. 12, 13)Prenons l’exemple d’un tunnel de

diamètre 4.30 m au creusement

creusé dans des flyschs fortement

3.5.2 - Small diameter tunnel (4.30 m) in tectonised marls, average cover (300 m) (fig. 12, 13)Let us take the example of tunnel with an excavated diameter of 4.30 m, drilled through highly tectonised flysch under a 300 m overburden. This is mainly made up from black marl with local inclusions of plu-ridecimetric sandstone layers. On the sample, the marl’s uniaxial compres-sive strength is around 3 MPa for a deformation modulus of 500 MPa.The estimate of the rock mass mecha-nical characteristics via the theory developed by HOEK and BROWN, completed by the modulus estimate by HOEK and DIEDERICHS (ref. [11]) with a GSI (Geological Strength Index) of 25, gives very low deformability cha-racteristics for the rock mass (Eaverage = 40 MPa). The equivalent cohesion prior to the plastification of the massif is c =180 kPa and the angle of friction is 13°. The density is 23 kN/m3. The TBM has a length of 9.52 m and the tapering of the skirt is 65 mm on the radius. The lining is 25 cm thick.The confinement pressure necessary at the axis is zero as the TBM operates in open or mechanical confinement mode. The filling of the annular space (approximately 15 cm) is carried out using pea gravel.The preliminary calculation gives a rate of deconfinement at equilibrium equal to 0.36 corresponding to a radial displacement of 207 mm. In these conditions, the soil is in direct contact with the lining and it is not even possible to fill the annular space with pea gravel.The evaluation of the average stress in the lining concrete reveals that it is, at the very least, highly loaded.In accordance with the following diagram published by HOEK and MARINOS (ref. [12]), the contraction on the radius shows that we shall encounter considerable squeezing rock problems. The overall resistance of the

tectonisés, sous une couverture

de 300 m. Il s’agit principalement

de marnes noires avec interca-

lations locales de bancs gréseux

pluri-décimétriques. La résistance

à la compression des marnes sur

échantillon est d’environ 3 MPa

pour un module de déformation de

500 MPa.

L’estimation des caractéristiques

mécaniques du massif rocheux

via la théorie de HOEK et BROWN,

complétée de l’estimation du

module par HOEK et DIEDERICHS

(réf. [11]) avec un GSI de 25, donne

de très faibles caractéristiques

de déformabilité pour la masse

rocheuse (Emoyen = 40 MPa). La

cohésion équivalente avant plastifi-

cation du massif est de c =180 kPa

et l’angle de frottement est de 13°.

Figure 12 - Rrésultats du calcul - tunnel dans les marnes tectonisées / Calculation results - tunnel in tectonised marls.

Déplacement à l’équilibre / Displacement at equilibrium U f = 207,3 mm

Taux de confinement à l’équilibre / Rate of confinement at equilibrium λ eq 0,354

Contraction sur le rayon / Contraction on the radius 9,64%

Rapport Rp/R à l’équilibre final / Rp/R relationship at the final equilibrium 1.25

Contrainte radiale dans le terrain / Radial stress in the soil 4489 kPa

Contrainte moyenne dans le béton / Average stress in the concrete 32,5 MPa

Figure 13 - Diagramme CV-CF dans le cas du tunnel dans les marnes tectonisées / CV-CF diagram in the case of a tunnel in tectonised marls.

Tunnel de diamètre 4,30 m / Marnes tectonisées / Couverture 300 m4.30m tunnel diameter / tectonised marls / 300m cover

Pres

sion

radi

ale

p (k

Pa) /

Rad

ial p

ress

ure

(kPa

)



TECHNIQUE/TECHNICAL

rocky massif σm (taking its fracturing into consideration) is effectively very low (less than 0.5 MPa, which give a σm /p0 relationship below 0.1).In these conditions, the risk of TBM jamming due to ground squeezing around the machine is real.

3.5.3 - Average diameter tunnel (8.60 m) in metamorphic schists, under considerable cover (1,000 m) (fig. 15, 16)This concerns a tunnel with an 8.60 m diameter on excavation through highly tectonised meta-morphic schists (phyllites), below a 1,000 m cover. The sample compres-sion resistance of the phyllites varies from 45 to 70 MPa for a deformation modulus varying from 20,000 to 35,000 MPa.The estimation of the rock mass mechanical characteristics, via the HOEK and BROWN theory and com-pleted by the modulus estimate by HOEK and DIEDERICHS (ref.[11]) with a GSI of 20 to 30, gives the deformability characteristics of the rock mass Eaverage = 3000 MPa. The

La densité est de 23 kN/m3.


de 9.52 m et la conicité de la jupe

est de 65 mm sur le rayon. L’épais-

seur du revêtement est de 25 cm.

La pression nécessaire de confine-

ment à l’axe est nulle, le tunnelier

fonctionnant en mode ouvert. Le

remplissage du vide annulaire (envi-

ron 15 cm) se fait par de la gravette.

Le calcul préliminaire donne un

taux de déconfinement à l’équi-

libre de 0.36 correspondant à un

déplacement radial de 207 mm.

Dans ces conditions, le terrain

vient directement au contact du

revêtement et il n’est pas possible

d’injecter la gravette.

L’évaluation de la contrainte

moyenne dans le béton du revête-

ment montre que celui-ci sera pour

le moins très sollicité.

La contraction sur le rayon montre

que nous aurons des problèmes

marqués de terrain poussant,

d’après le diagramme ci-dessous

publié par HOEK et MARINOS

(réf. [12]). La résistance globale

du massif rocheux σm (tenant

equivalent cohesion prior to the plas-tification of the massif is c = 2000 kPa and the angle of friction is 18°. The density is 26.5 kN/m3. The TBM has a length of 12.00 m and the tapering of the skirt is 70 mm on the radius. The possibility of enlar-ging the excavation with a 90 mm overcut has been retained. The lining was initially programmed to have a thickness of 50 cm.The necessary confinement pressure on the axis is nil as the TBM operates in open mode. The annular space is filled with pea gravel.The preliminary calculation without overcut gives a deconfinement rate at equilibrium of 0.77, which corres-ponds to 87 mm radial displacement. In these conditions, it will be pos-sible to inject pea gravel in the annu-lar space but the evaluation of the average stress in the lining concrete shows that the initially programmed lining thickness (50 cm) is likely to be insufficient. The solution for keeping a 50 cm thickness for the segment lining the-refore requires the use of an overcut

Figure 14 - Diagramme pour terrains poussants de HOEK et MARINOS/ Diagram for squeezing soils.

compte de sa fracturation) est

effectivement très faible (moins de

0.5 MPa, ce qui donne un rapport

σm /p0 inférieur à 0.1).

Dans ces conditions, le risque de

voir le tunnelier être coincé sous

l’effet du resserrement des terrains

autour de la machine est réel.

3.5.3 - Tunnel de diamètre moyen (8.60 m) dans des schistes métamorphiques, sous forte couverture (1000 m) (fig. 15, 16)Soit un tunnel de diamètre 8.60 m

au creusement creusé dans des

schistes métamorphiques (phyl-

lites) fortement tectonisés, sous

une couverture de 1000 m. La

résistance à la compression des

phyllites sur échantillon varie de

45 à 70 MPa pour un module de

déformation variant de 20000 à

35000 MPa.

L’estimation des caractéristiques

mécaniques du massif rocheux via

la théorie de HOEK et BROWN com-

plétée de l’estimation du module

par HOEK et DIEDERICHS (réf.[11])


TECHNIQUE/TECHNICAL

which will have the effect of releasing stresses by reducing the deconfine-ment rate to 0.88, but at the cost of a double radial displacement.

4 - Conclusions

The recent progress made in the use of TBMs with concrete segment linings now make it possible to envisage the construction of tunnel projects that were previously deemed impossible

avec un GSI de 20 à 30 donne des

caractéristiques de déformabilité

de la masse rocheuse Emoyen =

3000 MPa. La cohésion équivalente

avant plastification du massif est de

c = 2000 kPa et l’angle de frotte-

ment est de 18°. La densité est de

26.5 kN/m3.


de 12.00 m et la conicité de la

jupe est de 70 mm sur le rayon.

Il est prévu la possibilité d’élargir

l’excavation avec une surcoupe de

90 mm. L’épaisseur du revêtement

prévue initialement est de 50 cm.

La pression nécessaire de confine-

ment à l’axe est nulle, le tunnelier

fonctionnant en mode ouvert. Le

remplissage du vide annulaire se

fait par de la gravette.

Le calcul préliminaire sans surcoupe

donne un taux de déconfinement à

l’équilibre de 0.77 correspondant à

un déplacement radial de 87 mm

(fig. 15). Dans ces conditions, il sera

possible d’injecter la gravette dans

le vide annulaire mais l’évaluation

de la contrainte moyenne dans le

béton du revêtement montre que

l’épaisseur de revêtement prévue

initialement (50 cm) a toutes les

chances d’être insuffisante.

La solution pour conserver une

épaisseur de 50 cm pour le revê-

tement en voussoirs passe donc

par l’utilisation de la surcoupe qui

permet de relaxer les contraintes

en amenant le taux de déconfi-

nement à 0.88, mais au prix d’un

déplacement radial double.

4 - Conclusions

Les progrès récents réalisés dans

l’utilisation des tunneliers posant

des voussoirs permettent d’envi-

sager aujourd’hui la réalisation de

projets de tunnels jugés autrefois

impossibles à réaliser pour cause

de conditions géologiques trop

difficiles.

On assiste ainsi à une extension

to carry out in view of the geological conditions. We are now seeing an extension to the field of use of these machines towards tunnel projects that are long, with significant overburdens and/or with a substantial hydraulic head, excavated in ground that is often difficult, and all with very short completion deadlines. This extension to the field of use of TBM with segments raises the ques-tion of the compatibility of the pro-posed system (TBM and segment

du domaine d’utilisation de ces

machines vers des projets de

tunnels longs, profonds, à forte

couverture et / ou à forte charge

hydraulique, creusés dans des ter-

rains souvent difficiles, ayant tous

pour caractéristiques communes

des délais de réalisation courts.

Cette extension du domaine d’em-

ploi des tunneliers à voussoirs

pose la question de la compatibilité

du système proposé (tunnelier +

revêtement en voussoirs) avec les

Figure 15 - Diagramme CV-CF pour le tunnel dans les phyllites/ CV-CF diagram for the tunnel in phyllites – without overcut.

Figure 16 - Résultats du calcul pour le tunnel dans les phyllites avec surcoupe 90 mm / Calculation results for a tunnel excavated through phyllites and with a 90mm overcut.

Tunnel de diamètre 8,60 m / Phyllites / Couverture 1000 m8.60m tunnel diameter / Phyllites / 1,000m cover

Tunnel de diamètre 8,60 m / Phyllites / Couverture 1000 m, surcoupe 90 mm8.60m diameter tunnel / Phyllites / 1,000m cover, 90mm overcut

Pres

sion

radi

ale

p (k

Pa) /

Rad

ial p

ress

ure

(kPa

)Pr

essi

on ra

dial

e p

(kPa

) / R

adia

l pre

ssur

e (k

Pa)




TECHNIQUE/TECHNICAL

Références

[1.] SWENSON, M. et CHEN, B.S., 2013 Geotechnical analysis for static liner design of the world’s largest diameter soft ground bored tunnel in

downtown Seattle – Proceedings of the 15th conference on current researches in geotechnical engineering in TAIWAN

[2.] Projet EUPALINOS 2000, thème B, contrôle du confinement sur les tunneliers à pression de terre, Sujet B2, Optimisation des paramètres

de confinement dans la vis d’extraction

[3.] Recommandations de l’AFTES - Tassements liés au creusement des ouvrages en souterrain, GT16R1F1, 1995

[4.] ITA/ITES Report 2006 on Settlements induced by tunnelling in soft ground

[5.] GROENEWEG, T.W. 2007 Shield driven tunnels in ultra-high strength concrete - Reduction of the tunnel lining thickness

[6.] JANßEN, P. 1983 Tragverhalten von Tunnelausbauten mit Gelenktübbings, Bericht Nr. 83-41, Institut für Statik der Technischen Universität

Braunschweig

[7.] RAT, M. 1973 Ecoulement et répartition des pressions interstitielles autour des tunnels, Bulletin de Liaison des Laboratoires des ponts et

Chaussées N° 68

[8.] MAIDL, B. et al. 2012 Mechanised shield Tunnelling, Editions WILEY-BLACKWELL / ERNST & SOHN

[9.] PANET, M. 1995 le calcul des tunnels par la méthode convergence-confinement, PRESSES de l’ENPC

[10.] BERNAUD, D. ROUSSET, G. 1992 La « nouvelle méthode implicite » pour l’étude du dimensionnement des tunnels, Revue Française de

Géotechnique N°60

[11.] HOEK, E. and al. 2006, Empirical estimation of rock mass modulus, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences

[12.] HOEK, E. and al. 2000, Predicting tunnel squeezing problems in weak heterogeneous rock masses, Tunnel and Tunnelling International

conditions géologiques et géotech-

niques du projet, en fonction des

limites technologiques actuelles du

procédé.

Nous avons présenté ici une méthode

d’analyse préliminaire du problème

basée sur le concept fondamental

d’une convergence des terrains

limitée par la présence du tunnelier

agissant comme un soutènement

provisoire. La jupe du tunnelier a

pour effet de bloquer le déplacement

radial du terrain et donc de stopper le

processus de déconfinement jusqu’à

la pose des voussoirs et le remplis-

sage du vide annulaire.

Dans les tunnels à faible profon-

deur en terrains meubles où le

remplissage du vide annulaire se

fait généralement par injection

d’un mortier de bourrage, on met

ainsi en évidence le rôle joué par

la pression d’injection du mortier

de bourrage qui permet de limiter

la décompression du terrain et

donc les tassements en surface.

L’analyse préliminaire donne une

estimation de la pression minimale

souhaitable.

Dans les tunnels à moyenne et forte

profondeur, l’arrêt du déconfine-

ment provoqué par la présence de

la jupe du tunnelier peut conduire à

des efforts dus au terrain atteignant

des proportions insupportables

pour les capacités usuelles des

machines et du revêtement en

voussoirs. L’analyse préliminaire

permet d’anticiper cette probléma-

tique.

En fonction des caractéristiques

géométriques de la machine, et

en fixant des hypothèses géo-

techniques réalistes, l’analyse

préliminaire permet donc d’évaluer

rapidement le risque de blocage de

la machine, de sous-dimensionne-

ment du revêtement ou encore d’un

tassement excessif des terrains

sus-jacents. t

lining) with the project’s geological and geotechnical conditions, given the technological limits of the process. What we have presented here is a method to carry out a preliminary analysis of the problem based on the fundamental concept of a convergence of ground limited by the presence of the TBM acting as a temporary sup-port. The TBM skirt has the effect of blocking the radial displacement of the ground and therefore stopping the deconfinement process until seg-ments are placed and annular grouting is achieved. In tunnels at shallow depth in soft ground where filling the annular void is usually done by grouting a mortar, this highlights the role played by the grouting pressure of the filling mortar that allows for limiting the decom-pression of the ground thus the sur-

face settlements. Preliminary analysis provides an estimate of the minimum pressure required.In tunnels at medium to large depth, the non-deconfinement caused by the presence of the TBM skirt may lead to ground stresses reaching unaccep-table proportions for the usual capaci-ties of the machines and the segment lining. Preliminary analyses can anti-cipate this problem.Depending on the geometric cha-racteristics of the machine and by establishing realistic geotechnical assumptions, the preliminary analysis allows for a quick assessment of the likelihood of tunnelling hazards such as TBM jamming, lining undersizing or excessive settlement of the over-lying ground. t

ÈTUNNELS ET ESPACE SOUTERRAIN - n°253 - Janvier/Février 2016 49

CHANTIERS/WORKSITES

Raphaël GRANGERATMB

Pascal BLANCATMB

ATMB renouvelle le système de ventilation du Tunnel du VUACHE, sur l’A40

Replacement of the A40 motorway Le Vuache Tunnel ventilation system by ATMB

1 - Présentation du tunnel et son système de ventilation

Le tunnel du VUACHE est consti-

tué de deux tubes de circulation

monodirectionnelle, implanté sur

l’autoroute A 40, une autoroute de

montagne aussi appelée « Auto-

route Blanche ». L’A 40 relie la ville

de Mâcon (Bourgogne) à celle du

1 - Presentation of the tunneland its ventilation system

The Le Vuache tunnel consists of two one-way tubes and is located on

the A40, a mountain motorway also known as the ‘Autoroute Blanche’ (‘White Motorway’). The A40 links the town of Mâcon in Burgundy to Le Fayet, Haute-Savoie, on the way

En mai et juin 2015, les équipes d’ATMB ont procédé au renouvellement des 46 accélérateurs pour une sécurité optimi-sée. Ces accélérateurs permettent d’alimenter l’ouvrage en air frais et d’évacuer les fumées en cas d’incendie. Ces travaux ont nécessité la fermeture d’un tube après l’autre, sur une durée de 8 semaines. Chaque accélérateur pèse 1,1 tonne et mesure 1,5 mètre de diamètre. Ils bénéfi cient des toutes dernières avancées technologiques.

In May and June 2015, ATMB replaced all 46 fan units to improve security. These accelerators serve to supply fresh air to the structure and remove smoke in the event of fi re. The works required each tube to be closed in succession, over an eight-week period. Each fan unit weighs 1.1 tonne and mea-sures 1.5 m in diameter. The new units benefi t from all the latest advances in technology.

TUNNEL DU VUACHE


CHANTIERS/WORKSITES

Fayet (Haute-Savoie), en direction

de Chamonix et de l’Italie. L’A40

dessert également la ville de Genève

(Suisse). Autoroutes et Tunnel du

Mont Blanc est concessionnaire de

l’A40 entre le Fayet et Chatillon en

Michaille. ATMB est donc l’exploitant

du tunnel du Vuache, long de 1 400

mètres. 1 Il permet de franchir la

barre rocheuse dite du VUACHE qui

relie ainsi les départements de l’Ain

et de la Haute-Savoie.

Le trafic moyen journalier annuel

relevé en 2014 sur ce secteur

de l’A40 est de 20 097 véhicules

cumulés dans les deux sens, avec

un taux de poids lourds de 13,2 %.

Les Transports de Matières Dange-

reuses sont autorisés en tunnel sur

la base des conclusions de l'étude

comparative des risques effectuée

dans le cadre du dossier de sécurité

établi en 2001, qui avait estimé le

trafic TMD à 2 % à 3 % du trafic PL

(environ 0,4 % du trafic total), soit

70 TMD/j.

Au sens de l’Instruction Technique,

les caractéristiques architecturales

et les informations sur le trafic

permettent de classer le tunnel

du VUACHE dans la catégorie des

« tunnels non urbains à deux

tubes unidirectionnels, à trafic

non faible, de gabarit supérieur

à 3,50 m, autorisé aux TMD et au

degré de surveillance D4 – Sur-

veillance humaine permanente ».

Les deux tubes sont reliés par

quatre galeries de communication

(by-pass) situées à des distances

variables.

Le tracé en plan de l’autoroute

est courbe avec une alternance

de cercles (rayons variables entre

700 m et 1 800 m dans le tube Nord

et entre 677 m et 2 000 m dans le

tube Sud) et de clothoïdes sur toute

la longueur du tunnel (justifiant la

réduction de la vitesse à 90 km/h).

De part et d’autre du tunnel, l’A40

présente les caractéristiques

typiques d’une autoroute de mon-

tagne. En section courante, la plate-

forme de l’autoroute comprend deux

chaussées unidirectionnelles de 7 m

(deux fois deux voies de 3,50 m de

largeur chacune) ainsi qu’une Bande

d’Arrêt d’Urgence de 2,50 m.

Le profil en long de l’autoroute est

une alternance de paraboles et de

droites avec un point haut vers le

milieu du tunnel dans le tube Nord

et dans le tube Sud (profil en toit).

to Chamonix and Italy. The A40 also serves the city of Geneva, Switzerland. Autoroutes et Tunnel du Mont Blanc is the concession-holder for the section of the A40 running between Le Fayet and Chatillon en Michaille. As a result, ATMB is the operator of the 1,400-metre-long Le Vuache tunnel ; the tunnel passes through the rocky outcrop known as Le Vuache, thereby linking the French departments of Ain and Haute-Savoie. Annual average daily traffic recorded in 2014 on this section of the A40 amounted to 20,097 vehicles, both

directions included, 13.2% of which was HGV traffic. Hazardous Materials Transport (‘HMT’) is authorised in the tunnel, on the basis of a comparative risk assessment carried out as part of the 2001 safety report. This estimated HMT traffic at 2-3% of total HGV traf-fic, or 0.4% of total traffic, i.e. 70 HMT vehicles/day.

With regard to the Technical Inves-tigation, the Le Vuache tunnel’s architectural characteristics and other data have led to it being classified in the following category: “non-urban tunnels with two one-way tubes, significant traffic, clearance in excess of 3.50 m, authorised for HMT, and with D4 level monitoring, i.e. permanent human monitoring.”

The two tubes are linked by four by-pass galleries, at varying distances from one another.The alignment of the motorway is curved, consisting of alternating segments of circles with a radius of between 700 m and 1,800 m in the northern tube and of between 677 m and 2,000 m in the southern tube, along with transition curves along the

1 - Le PK d'origine est pris à l'entrée du Fayet de l'autoroute A40, à Chamonix / The starting kilometre post is where the A40 motorway enters Le Fayet near Chamonix.

Synthèse du classement vis-à-vis de l’Instruction Technique / Summary of Technical Investigation classification.

TUNNEL DU VUACHE / LE VUACHE TUNNELClassement selon de la circulaire 2000-63 / Classification as per Circular 2000-63

Tube Nord / Northern tubeGenève → Mâcon

Tube Sud / Southern TubeMâcon → Genève

Longueur du tube / Tube length 1 415 m (> 300) 1 452 m (> 300)

Nombre de voies de circulation / Number of traffic lanes 2 2

Vitesse maximale autorisée / Maximum permitted speed 90 km/h

Type de circulation / Type of traffic Unidirectionnelle / One-way

Type de localisation / Type of location Non urbain / Non-urban

Gabarit autorisé / Authorised height 4,50 m (> 3,50 m)

TMJA par tube à l’horizon 2023 / Annual average daily traffic per tube in 2023 (forecast)

10 700 véh/j / 10,700 vehicles/day

10 530 véh/j / 10,530 vehicles/day

Type de trafic / Type of traffic Trafic non faible (> 2 000 véh/j/voie) / Significant (> 2,000 vehicles per day per lane)

THP / Peak hour traffic 1 900 véh/h (> 400 véh/h) 1,900 vehicles/h (> 400 veh/h)

2 000 véh/h (> 400 véh/h) 2,000 vehicles/hour (> 400 veh/h)

Trafic PL cumulé à l’horizon 2023 / Total HGV traffic in 2023 (forecast)

13,2 %

Trafic TMD / HMT traffic Autorisés / Authorised

Degré de surveillance / Level of monitoring Niveau D4 – Surveillance humaine permanente / Level D4 – Permanent human monitoring

Vue "aérienne" du tracé / "Aerial" view of the route.

Tête EstTête Ouest


CHANTIERS/WORKSITES

L’enchaînement d’Ouest en Est se

traduit par :

• Pour le tube Nord :

- une parabole de rayon 25 000 m

d’une longueur de 338 m ;

- une rampe de 1,2 % sur 224 m ;

- une parabole de rayon identique

à la précédente sur 425 m ;

- une rampe descendante de

-0,5 % de longueur 428 m ;

La tête Ouest est située à une alti-

tude de 646 m et la tête Est à 654 m.

• Pour le tube Sud :


de longueur 405 m ;

- une rampe de 1 % sur 120 m ;

- une parabole de rayon identique

à la précédente sur une distance

de 450 m ;

- une rampe descendante de

-0.5% sur 462 m ;


dans les derniers 15 m ;

La tête Ouest est située à une alti-

tude de 647 m et la tête Est à 654 m.

La largeur roulable pour chaque

tube est de 8,50 m, elle est consti-

tuée des deux voies de circulation

et des bandes dérasées décrites

précédemment. Le gabarit routier

réservé à la circulation est de

4,50 m, pour une hauteur minimale

sous équipement de 4,72 m. La sec-

tion aéraulique des tubes est quant

à elle de 60,4 m2 en moyenne.

Le système de ventilation est prévu

pour répondre à deux besoins :

• Maintenir les niveaux de concen-

tration des particules sous les

valeurs limites autorisées (ventila-

tion dite sanitaire) ;

• Combattre les effets d'un incendie

(ventilation de désenfumage).

entire length of the tunnel (the reason for speed being limited to 90 km/h).Either side of the tunnel, the A40 features the typical characteristics of a mountain motorway. Standard sections of the motorway roadbed comprise two one-way pavements 7 m wide overall (two lanes, each 3.50 m wide), plus an emergency stopping lane 2.50 m wide. The longitudinal profile of the motorway is an alternation of symmetrical curves (parabolas) and straight lines, with a high point towards the middle of the

tunnel in the northern and southern tubes (a roof-shaped profile).The succession from West to East is as follows:• Northern tube:

- a parabola with a radius of curva-ture of 25,000 m and a length of 338 m;

- an incline of 1.2% for a distance of 224 m;

- a parabola with the same radius of curvature as above, for a distance of 425 m;

- a downward incline of -0.5% with a length of 428 m;

The western portal is located at an altitude of 646 m, the eastern portal at an altitude of 654 m.• Southern tube:

- a parabola with a radius of curva-ture of 30,000 m and a length of 405 m;

- an incline of 1% for a distance of 120 m;

- a parabola with the same radius of curvature as above, for a distance of 450 m;

- a downward incline of -0.5% with a length of 462 m;

- a parabola with a radius of curva-ture of 20,000 m for the last 15 m;

The western portal is located at an altitude of 647 m, the eastern portal at an altitude of 654 m. The roadway width for each tube is 8.50 m, consisting of two traffic lanes and the shoulders described above. The clearance for road traffic is 4.50 m, with a minimum height beneath installations of 4.72 m. The average air flow cross-sectional area of the tubes is 60.4 m2. The ventilation system is designed to address two requirements:• Maintaining particle concentration

levels below the permissible threshold values (this is referred to as ‘health ventilation’)

• Combating the effects of fire (smoke extraction ventilation).

Vue simplifiée du profil en long / Longitudinal profile: simplified view.

Vue illustrant la différence d'altitude des têtes à l’Ouest / View showing the difference in altitude between the two western portals.

Profil en travers du tube nord / Northern tube cross-sectional profile.

Profil en travers du tube sud / Southern tube cross-sectional profile.


CHANTIERS/WORKSITES

Le système de ventilation installé

dans les deux tubes du tunnel du

VUACHE est de type longitudinal par-

tiellement réversible. Il est capable de

créer, compte tenu des pressions aux

têtes, un courant d’air longitudinal

d’une vitesse de 4 m/s en amont d'un

foyer en cas d'incendie. Le dimen-

sionnement réalisé lors de l’établis-

sement de l’Avant Projet de Rénova-

tion d’Ouvrage d’Art d’avril 2000, a

conduit à installer 24 accélérateurs

dans le tube nord et 22 accélérateurs

dans le tube sud. Ces accélérateurs

sont implantés en voûte, par batteries

de deux unités. L’interdistance entre

chaque batterie est de l’ordre d’une

centaine de mètres. Leur répartition

dans les tubes, est indiquée dans le

tableau ci-dessus.

Caractéristiques des anciens accélérateurs

Les accélérateurs étaient équipés

de silencieux de telle sorte que le

niveau de pression acoustique en

tunnel à 5 m et à 45° par rapport à

l’axe des accélérateurs soit inférieur

à 85 dB(A) pour deux accélérateurs

en fonctionnement. Leurs caracté-

ristiques unitaires sont résumées

dans le tableau ci-après :

A partially reversible, lengthwise ven-tilation system was originally installed in the two Le Vuache tunnel tubes. Taking into account the portal pressure values, it can generate a lengthwise air flow with a velocity of 4 m/s ahead of the centre of any fire that has broken out. The design work carried out for the Tunnel Renovation Basic Design in April 2000 led to 24 fan units being installed in the northern tube, and 22 units in the southern tube. These units are located at the crown, in sets of two. The distance between each set is around one hundred metres. They are

arrayed along the tubes as shown in the following table.

Characteristics of original fan units

The units were fitted with silencers so that the acoustic pressure in the tunnel at a distance of 5 m and an angle of 45° from the fan axis did not exceed 85 dB(A) when a pair of two fan units was in operation. Their individual characteristics are shown in the table below:

Rampe N°2 Set No.2

Tube Nord / Northern tubeGenève → Mâcon

Tube Sud / Southern TubeMâcon → Genève

PM Metre post

Tenue au feu Fire resistance

Alimentation Power supply

PM Metre post

Tenue au feu Fire resistance

Alimentation Power supply

01 6 175 200 °C 2 h Poste Est / Eastern substation 7 382 200 °C 2 h Poste Ouest / Western substation





06 6 722 400 °C 1 h Poste Est / Eastern substation 6 630 400 °C 1 h Poste Est / Eastern substation

07 6 890 400 °C 1 h Poste Ouest / Western substation 6 530 400 °C 1 h Poste Est / Eastern substation





12 7 390 200 °C 2 h Poste Ouest / Western substation

Répartition des accélérateurs dans le tunnel / Individual fan units in the tunnel.

2 - La numérotation des accélérateurs se fait dans le sens de la circulation / Fan units are numbered in the direction of traffic.

Diamètre de la roue / Fan wheel diameter 1 250 mm

Poussée en champ libre en sens direct / Unobstructed direct thrust 1 650 N

Vitesse d’éjection en sens direct / Direct discharge velocity 34 m/s

Réversibilité minimale en poussée / Minimum thrust reversibility 30 %

Poussée en champ libre en sens indirect / Unobstructed indirect thrust 500 N

Puissance moteur / Motor power rating 45 kW ou 55 kW

Tension d’alimentation / Supply voltage 400 V

Tenue au feu (selon les accélérateurs) / Fire resistance (depending on the unit) 200 °C / 2h ou 400 °C / 1h

Photographie d'une batterie d'accélérateur / Photograph of a set of fan units.

Caractéristiques des accélérateurs / Fan unit characteristics.


CHANTIERS/WORKSITES

2 - Le renouvellement des 46 accélérateurs : objectifs

Depuis la mise en service en 2003,

les mesures régulières ont fait

apparaitre un vieillissement préma-

turé de certains accélérateurs du

tunnel du VUACHE. Il a été constaté

une augmentation sensible des taux

de vibration, liés à la corrosion des

pales en fonte et par la dégradation

des plots antivibratiles. Cette corro-

sion s’explique par :

• le fort environnement calcaire du

massif du Vuache,

• la présence d’une ambiance saline

en raison de l’altitude du tunnel,

• les émissions des moteurs des

véhicules.

Aussi, ATMB a confié à SETEC TPI,

une mission de maîtrise d’œuvre

relative à la maintenance lourde de

ces accélérateurs qui a abouti en

mars 2014 à la décision du rempla-

cement intégral de la ventilation du

tunnel.

Les principaux objectifs d’ATMB

dans le cadre de cette opération

étaient de :

- conserver les performances aérau-

liques de la ventilation,

- augmenter la tenue à la corrosion

des accélérateurs,

- modifier le système de fixation

permettant le remplacement sim-

plifié des plots antivibratiles,

- mettre en place une gestion des

commandes unitaires des accélé-

rateurs.

Au cours des phases d’études, la

résistance au feu des accélérateurs

a été homogénéisée à 400°C / 2h et

la hauteur libre sous équipement a

été augmentée grâce au nouveau

support.

3 - Les multiples contraintesdu chantier

Au regard du dossier de sécurité,

ATMB et l’ensemble des acteurs

(services préfectoraux, gendarmerie,

services départementaux d’incendie

et de secours 74 et 01, agents de

sécurité) ont retenu une réalisation

des travaux avec fermeture d’un tube

et exploitation en bidirectionnelle

dans l’autre, avec une réouverture

en mode nominal chaque week-end.

Ces travaux ont duré 8 semaines.

Dans chaque tube, les accélérateurs

ont été déposés par batterie de deux

et remplacés immédiatement par

une nouvelle batterie de deux accé-

lérateurs neufs. Des essais unitaires

ont été effectués à chaque nouvelle

pose de batterie.

Le cadencement des équipes de

démontage des anciens accéléra-

teurs et de pose des nouveaux a

été réalisé en tenant compte de la

nécessité de conserver la capacité

du désenfumage du tunnel chaque

week-end. Cette capacité a été

vérifiée contradictoirement entre

COFELY AXIMA, SETEC TPI et le ser-

vice maintenance d’ATMB à la fin de

chaque semaine de travaux.

Pendant toute la durée du chantier, le

centre d’exploitation ATMB d’Eloise

a mobilisé une patrouille complé-

mentaire dédiée à la surveillance du

tube exploité en bidirectionnel.

Pour garantir l’évacuation en cas

d’évènement dans le tube exploité

en bidirectionnel, ATMB a matéria-

lisé des zones libres dans le tube en

travaux au droit des quatre by-pass.

Pour permettre le passage éven-

tuel des services de sécurité et de

secours, une largeur roulable a été

maintenue libre.

4 - Le matériel installé

L’opération a consisté à remplacer

les 46 accélérateurs du tunnel du

VUACHE, comprenant les ancrages,

les systèmes de fixation et de plots

antivibratiles, ainsi que le réglage

des protections électriques dans les

TGBT.

2 - Renewal of all 46 fanunits: aims

Regular measurements revealed prema-ture ageing of some of the Le Vuache tunnel fan units, first commissioned in 2003. A significant increase in vibration rates was noted; this was linked to corrosion of the cast iron blades and damaged anti-vibration mountings. The corrosion was due to a number of factors: • the Le Vuache formation’s limes-

tone-rich environment,• a saline atmosphere due to the tun-

nel’s altitude,• vehicle engine emissions.ATMB therefore instructed SETEC TPI to act as project manager for major main-tenance of these fan units; in March 2014, this resulted in the decision to replace the tunnel ventilation system in its entirety.The main aims of ATMB for this opera-tion were as follows:- maintaining at least equivalent air flow

performance for the system,- improving fan unit corrosion resis-

tance,- changing the fixing system to make

it easier to replace anti-vibration mountings,

- installing an individual control system for each fan unit.

During the design phase, the fire resis-tance was harmonised for all fan units to 400 °C / 2 hrs; at the same time, the new mountings allowed for improved height clearance beneath the installations.

3 - A large number of worksite considerations

In view of the safety file, together with the other stakeholders (Pre-fecture departments, gendarmerie, Haute-Savoie and Ain fire and rescue services, and security staff) ATMB opted to close one tube and operate the other under two-way traffic during works, with normal traffic restored each weekend. The works lasted eight weeks.In each tube, each two-unit set of fans was removed and immediately replaced by a new set of two new fan units. Individual tests were performed on installation of each new set.Shift work to remove the legacy fans and install the new units was orga-nised in such a way as to preserve the smoke removal capabilities in the tunnel during weekends. This capabi-lity was checked jointly by COFELY AXIMA, SETEC TPI and ATMB’s maintenance department at the end of each week’s work.Throughout the duration of the work-site, ATMB’s Eloise operations centre assigned a supplementary patrol to monitor the tube being operated under two-way traffic.

To ensure evacuation in the event of an incident in the tunnel under two-way traffic, ATMP created free space in the tube being worked on, at each bypass gallery. A roadway width large enough to allow safety and rescue vehicle access was kept clear.

4 - Equipment installed

The operation involved replacing all 46 Le Vuache tunnel fan units, inclu-ding anchors, fixing systems and anti-vibration mountings, as well as adjusting electrical protection at the main distribution board.


CHANTIERS/WORKSITES

Au regard des objectifs, COFELY

AXIMA, adjudicataire du marché,

a proposé les accélérateurs aux

caractéristiques suivantes :

In view of the aims, COFELY AXIMA, the successful bidder for the contract, suggested fan units with the following characteristics:

Désignation / Description Caractéristiques / Characteristics

Marque / Brand WITT & SOHN

Poussée sens Direct / Direct thrust 1650 N avec silencieux / with silencer

Poussée sens Indirect / Indirect thrust 550 N avec silencieux / with silencer

Masse volumique de l’air / Air density 1.2 kg/m3

Silencieux / Silencer Oui / Yes

Tenue au feu / Fire resistance 400 °C/2h / 400 °C/2 hrs

Diamètre nominal / Nominal diameter 1 250 mm

Diamètre extérieur / External diameter 1 475 mm

Puissance moteur / Maximum motor power (kW) 41 kW puissance nominale moteur et 44.2 kW puissance absorbée / 41 kW nominal motor power and 44.2 kW input power

Réversibilité / Reversibility Oui 1/3 de la poussée sens direct / Yes: 1/3 of direct thrust

Points de graissage / Lubrication points Non, roulements graissés à vie / None: lifetime lubricated bearings

Sondes de t°c bobinages moteur / Motor winding temperature sensors Oui, sondes PTC dans bobinage moteur / Yes, PTC sensors in motor winding

Sondes de t°c paliers / Bearing temperature sensors Non / No

Capteur de vibration / Vibration sensor Oui compatible avec boîtier de surveillance VSA 001 de marque IFM / Yes, compatible with IFM VSA 001 monitoring unit

Supportage de secours / Backup supports Oui en acier inox. 316 Ti / Yes: 316 titanium stainless steel

Poids accélérateurs / Fan unit weight 1044.8 kg (d’après datasheet et Witt) et 1130 kg poids pessimiste pour les notes de calcul / 1044.8 kg (according to Witt data sheet); 1130 kg assumed for design calculations

Plots anti-vibratiles / Anti-vibration mountings Oui - Plots en gomme naturelle, parties métalliques en inox 316 Ti / Yes: natural rubber mountings with 316Ti steel components

Amortissement des plots anti-vibratiles / Damping capacity of anti-vibration mountings 90%

Pression sonore à 10 m à 45° par rapport à l’axe en champ libre en dB (A) / Acoustic pressure at 10 m and 45° to axis, unobstructed, dB(A)

75 dB(A)

Classe d’équilibrage / Balance grade G.2.5 selon ISO 1940 / ISO 1940 G.2.5

Fréquence nominale / Nominal frequency 50 Hz

Tension d’alimentation / Supply voltage 400 V

Protection / Protection Oui PTC dans les bobinages / Yes: PTC in windings

Classe d’isolation/échauffement / Insulation/heating class H/F

Tenue au feu / Fire resistance 400 °C/2h / 400 °C/2 hrs

Moteur prévu pour fonctionner sur variateur / Motor designed to work with variable speed drive

Non/démarrage direct / no/direct startup

Boîtes à bornes puissance et information / Power and information junction boxes • 1 boîte à bornes “information” / 1 “information” junction box• 1 boîte à borne “puissance” / 1 “power” junction box

Indice de protection moteur / Motor protection rating IP 55

Vitesse de rotation nominale / Nominal rotation speed 1470 tr/mn / 1470 rpm

Rendement / Performance 92.5%

Chute de tension maximale / Maximum voltage drop 18%

Nombre de démarrages maximal par heure / Maximum number of starts per hour 6

Durée de vie des roulements / Bearing lifetime 30 000 h / 30,000 hrs

Carcasse moteur / Motor casing Fonte revêtement de classe > C2 / Cast iron, class > C2 casing

Virole / Housing Acier inoxydable 316 Ti / 316Ti stainless steel

Silencieux / Silencer Acier inoxydable 316 Ti / 316Ti stainless steel

Pales hélice / Fan blades Alliage d’aluminium + peinture C3(M) ép. 160 μ / RAL 7000 (EN12944-2) / Aluminium alloy + paint: C3 (Medium), 160 µ thick, RAL 7000, EN 12944-2

Moyeu / Hub Acier S235 JR+N(St37-2) + Primaire + 2 couches polyacrylique (>160 μ) / S235 JR + N (St37-2) steel + paint: primer, 2 coats, polyacrylic (> 160 µ)

Châssis / Chassis • Acier inoxydablez 316 Ti (1,4571) / 316Ti stainless steel (1.4571)• Tenue au feu / 450°C/2h / Fire resistance: 450 °C / 2 hrs


CHANTIERS/WORKSITES

5 - Les essais

Au cours du chantier, quatre types

d’essais ont été réalisés suivant

l’avancée des travaux :

- en mai 2015, la réception usine

a été réalisée dans les locaux de

Witt&Sohn pour vérifier les perfor-

mances et caractéristiques uni-

taires des accélérateurs construits,

- de mai à juillet 2015, les essais

hebdomadaires avant réouverture

du tunnel le week end ont été

menés pour assurer l’exploitant

de la capacité de désenfumage

de l’ouvrage et garantir la sécurité

des usagers du tunnel,

- en juillet 2015, des essais de per-

formances globaux ont été réalisés

pour valider la performance aérau-

lique de la nouvelle ventilation,

- en novembre 2015, les services

de sécurité et de secours ont pu

observer les performances des

installations lors d’essais grandeur

réelle avec production de fumées

tièdes (prestation Lombardi).

6 - Conclusion

Sur la base des essais réalisés, la

nouvelle ventilation fonctionne. Les

caractéristiques aérauliques ont été

conservées (vérification et validation

de la poussée unitaire de chaque

accélérateur / mesure in situ du

courant d’air en mode normal et en

mode dégradé).

Les algorithmes et scénarios de

ventilation n’ont pas été modifiés

(mais revérifiés) dans le cadre de

l’opération, conservant ainsi la fiabi-

lité et les performances passées de

cet équipement.

L’homogénéisation du parc des

accélérateurs du tunnel du VUACHE

et l’augmentation de la hauteur libre

sous accélérateur, sont deux gains

substantiels facilitant l’exploitation

et améliorant la maintenance de

l’ouvrage au quotidien (nettoyage

cryogénique des accélérateurs

annuellement / contrôles et entre-

tiens courants semestriels). t

5 - Testing

During the course of the worksite, four types of test were carried out, in line with the stage reached:- in May 2015, factory acceptance was

carried out at Witt&Sohn to check the individual performance and characteristics of each fan unit built,

- from May to July 2015, weekly tests prior to the tunnel being re-opened for the weekend were conducted, to allow the operator to check smoke removal capabilities for the structure and ensure tunnel user safety,

- in July 2015, overall performance tests were carried out to validate air flow performance of the new ventila-tion system,

- in November 2015, safety and rescue services were able to observe the installation’s performance during full-scale tests featuring warm smoke generation (provided by Lombardi).

6 - Conclusion

Tests have demonstrated that the new system works. The air flow charac-teristics have been preserved (the unit thrust of each fan unit has been checked and validated, with on-site measurements of the air flow in normal and degraded modes).No changes were made to ventilation scenarios or algorithms during this operation (they were however re-checked), so the previous reliability and performance of the system were maintained.The harmonisation of all the Le Vuache tunnel fan units and the increased height clearance beneath the fans constitute two significant benefits, facilitating operation and improving day-to-day maintenance of the struc-ture (annual dry-ice blasting of the fan units, plus standard checks and maintenance every six months). t

Le système de supportage a été revu permettant l’indépendance des accé-

lérateurs :

The support system was redesigned so that each fan unit was independent:


CHANTIERS/WORKSITES

Un tunnel pour sécuriser l’A8A tunnel to increase the safety of the A8

motorway - La Borne Romaine

Ce tube unidirectionnel à 3 voies, qui accueillera le trafic mon-tant en direction de l’Italie, permettra la mise en sécurité de l’autoroute A8 avant la bretelle de sortie Monaco. Un ouvrage de 755 m de long, creusé à l’explosif, soumis à des contraintes sécuritaires et environnementales particulièrement drastiques.

This three-lane, unidirectional tube tunnel that will be taking traffic coming from Italy will increase the safety of the A8 motorway upstream from the Monaco exit slip road. It is a 755 m long construction, excavated using explosives and subject to particularly rigorous safety and environmental constraints.

Fiche techniqueMaître d’ouvrage : Vinci AutoroutesMaître d’œuvre : Egis tunnelsCoordonnateur SPS : VeritasCoordonnateur environnement : SegedEntreprises : Groupement Campenon Bernard/GTM Sud/Eurovia/Soletanche Bachy/Soletanche Bachy TunnelsDébut des travaux préparatoires : décembre 2013Premier tir : mars 2014Fin du génie civil : mars 2016

Technical fileClient: Vinci AutoroutesProject manager: Egis tunnelsHealth, protection and safety coordinator: VeritasEnvironmental coordinator: SegedContractors: Campenon Bernard/GTM Sud/Eurovia/Soletanche Bachy/Soletanche Bachy Tunnels consortiumBeginning of preparatory works: December 2013First blast: March 2014End of civil engineering works: March 2016

Vincent DUMOULINSoletanche Bachy Tunnels

Lionel FANTINCampenon Benard

© B

oby


CHANTIERS/WORKSITES

La section de l’autoroute A8,

entre Nice-Est et la Turbie sur la

commune de la Trinité, jouxte le

massif de la Leuzéria au lieu-dit

de la Borne Romaine. La géologie

particulière du site, conjuguée

aux phénomènes pluviométriques,

engendre un glissement lent mais

régulier des couches superficielles

de terrain, le phénomène, qui existe

probablement depuis des centaines

d’années. Pour éviter tout risque

aux usagers, et anticiper une future

éventuelle accélération du proces-

sus, Vinci Autoroutes a procédé à

une première phase de sécurisation

en 1996/1997, entre les PR 205,600

et 206,250, en déplaçant les voies

de circulation. La chaussée sud,

moins exposée aux problématiques

de glissements, a ainsi été ripée,

en terrassant dans les contreforts

du massif constitué d’horizons

calcaire très durs, l’axe nord, qui

accueille la circulation descendante

venant de Monaco et en direction

de Nice, étant alors basculé en lieu

et place du tronçon sud. Ces tra-

vaux se révélant malheureusement

insuffisants, Vinci Autoroutes a donc

décidé d’engager, il y a six ans, une

procédure beaucoup plus lourde et

radicale en optant pour la création

d’un tunnel de 755 m (pente 5,2%

dans le sens ouest/est) de longueur

à 3 voies de circulation. Cet ouvrage

unidirectionnel de 14 m d’ouverture

maximale, situé 1 km avant la bre-

telle de sortie Monaco accueillera

donc le trafic sud en direction de

l’Italie, tandis que la circulation nord

sera une nouvelle fois déplacée sur

la chaussée sud réalisée lors de la

première phase. A noter que cette

dernière a, au préalable, été confor-

tée lors d’une opération de renfor-

cement lourde, par pieux, dès 2012.

Dans la pratique, les travaux se sont

déroulés à l’explosif, par l’intermé-

diaire d’un robot de foration à trois

bras, réalisant 180 trous par tir en

moyenne, en suivant une progres-

sion d’ouest en est. La configuration

du chantier, coincé entre l’autoroute

et le massif particulièrement abrupt

aurait rendu un percement par l’Est

quasi impossible - notamment en

raison des risques de circulation

liés à la proximité de la bretelle de

sortie en direction de Monaco. Vinci

Autoroutes a donc imaginé, dès la

conception du projet, d’aménager,

côté Ouest, une zone d’accès

dédiée au chantier et permettant

ainsi l’évacuation des déblais de

creusement (100 000 m3) ainsi que

l’approvisionnement des matériaux

en toute sécurité. A noter que, tou-

jours pour garantir des conditions de

sécurité maximales, les quinze der-

niers mètres du tunnel ont été réa-

lisés depuis la tête Est, les déblais

y étant provisoirement stockés puis

évacués par l’ouest une fois la conti-

nuité de l’ouvrage effective. L’aspect

sécurité a été, en fait, le leitmotiv du

projet, ce paramètre conditionnant

jusqu’à la longueur des volées, les

plans de tir, réalisés par un bureau

d’études spécialisée, étant calculés

en fonction de l’impact potentiel

des explosions sur l’environnement.

The A8 motorway section between Nice-Est and La Turbie in the Trinité municipality abuts the Leuzéria massif in the locality known as La Borne Romaine. The particular geology of the site, alongside rainfall phenomena, results in a slow but constant sliding of the terrain’s surface layers. This phenomenon has probably gone on for hundreds of years. To avoid any risk to users and in anticipation of a future acceleration in the process, Vinci Autoroutes carried out a first safety consolidation phase in 1996/1997, between marking points 205,600 and 206,250 by moving the traffic lanes. The southern carriageway, less exposed to sliding problems, was therefore scraped, with excavations made in the north axis of the massif foothills made up from very hard calcareous horizons. The north axis, picking up the downhill traffic coming from Monaco and heading towards Nice found itself taking the place of the southern section. These works were unfortunately insufficient and six years ago Vinci Autoroutes decided to carry out a much more extreme and radical proposal by opting for the creation of

a 755 m long tunnel (having a 5.2% slope in the west/east direction) with three traffic lanes. This unidirectional construction with a maximum 14 m opening, located 1 km before the Monaco exit slip road will take sou-thern traffic coming from Italy, while the north traffic will once again be moved onto the southern carriageway constructed during the first phase. It should be noted that the latter had first been strengthened during a heavy rein-forcement operation using piles. These works were begun as from 2012. In practice, they took place using explo-sives and a three-armed drilling robot that made an average of 180 holes, following a progression from west to east. The site configuration, contained between the motorway and the particularly steep massif would have made drilling from the east virtually impossible – particularly because of traffic risks linked to the proximity of the Monaco exit slip road. Vinci Autoroutes therefore imagined, as from the design of the project, to develop a site works access zone to the west that would permit the removal of excavation spoil (100,000 m3) as well as the safe

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oby

Zone d'étanchéité en tunnel / Watertightening zone inside the tunnel.


CHANTIERS/WORKSITES

C’est ainsi que dans les zones

particulièrement sensibles (terrains

de moindre cohésion, phases de

démarrage, proximité de l’auto-

route), les volées n’ont pas dépassé

0,90 m, alors qu’en régime de

croisière, la progression de déroulait

dans une fourchette de 2 à 3 m,

chaque nouveau tir étant subor-

donné à l’étude des indicateurs du

tir précédent : vibrations, hors profil,

qualité du rendu… Pour les 100

premiers mètres, chacun des tirs

séquentiels, effectué sous contrôle

d’une batterie de capteurs sismiques

et phoniques, s’est déroulé sous

coupure complète de l’autoroute,

soumise à autorisation préfectorale,

celle-ci s’effectuant obligatoirement

entre 12 et 14 h avec la contrainte

de ne pas dépasser 15 minutes. Ce

timing très serré qui incluait le char-

gement de la séquence, le balisage,

le passage des patrouilleurs sur le

tronçon incriminé afin de constater

l’absence de tout véhicule immo-

bilisé, mais aussi le contrôle des

infrastructures secondaires (une

route située en contrebas ainsi que

des chemins de randonnée passant

au-dessus du tunnel) et les vérifica-

tion d’usage, effectuées en compa-

gnie d’un représentant de la Maîtrise

d’Œuvre, une fois le tir terminé, a

été parfaitement respecté au cours

des 223 tirs réalisés, les équipes

réussissant même fréquemment à

descendre sous la barre des cinq

minutes avec, parfois, des records

à quatre minutes ! Un timing per-

formant qui a permis de boucler

le creusement en un peu plus de

14 mois, soit avec plus de 4 mois

d’avance sur le planning prévision-

nel qui tablait sur 18 mois. A noter

que le projet comprenait également

la réalisation des niches de sécurité

et la construction d’une galerie de

secours de 82 m (ouverture de 3,40

à 3,60 m), descendante dans l’axe

nord/sud (pente 4%), celle-ci ayant

nécessité une campagne de 30 tirs

d’explosifs. Pour reprendre la chro-

nologie logique du chantier, des tra-

delivery of materials. It should be noted that, once again to guarantee maximum safety conditions, the last 15 meters of the tunnel were carried out from the east head, with the spoil temporarily stored and then removed once the continuity of the construction was completed. In fact, the safety aspect was the project’s leitmotif, with this parameter gover-ning the length of the rounds and the blasting plans prepared by specialised engineers. These had been calculated in accordance with the potential impact of the explosions on the environment. Consequently, in particularly sensitive areas (soils with less cohesion, start-up phases, proximity of the motorway), the rounds did not exceed 0.90 m while at a normal rate, progress would have been at a rate of 2 to 3 m. Each new blast was subject to the study of indicators provi-ded by the preceding blast: vibrations, overbreaking, quality of the results, etc. For the first 100 metres, each of the sequential blasts, carried out under the control of a series of seismic and sound sensors, took place having

completely shut down of the motorway. These blasts were also subject to prefectoral authorisation and had to take place between 12 and 14 h with the constraint not lasting more than 15 minutes. This very tight timing, which included the loading of the sequence, the markings, the passage of patrols over the concerned section to ensure there were no immobilised vehicles, as well as inspections of secondary infrastructures (a road located at a lower level as well as hiking trails above the tunnel) also used audits, carried out in the presence of a project manager representative once the blasts had taken place, These measures were fully respected over the 223 blasts carried out. The teams even frequently managed to beat the five minute barrier with, from time to time, records of four minutes! This high performance timing allowed the drilling to be completed in little more than 14 months, in other words with over 4 months gained on the forecast programme that had been based on 18 months. It should be noted that the project also included the construction of emergency sta-tions and an 82 m long emergency tunnel (opening from 3.40 to 3.60 m) descending along the north/south axis (4% slope). The latter called for a campaign of 30 blasts. To pick up the logical chronology of the site works, the purges were then carried out to eliminate any unstable blocks that might still be present at the excavation head or in the vault following a blast. These were carried out using a 50t shovel equipped with a cutter or a breaker (a 40t machine provided with the same equipment was on hand as a standby). The mucking and removal of spoil were respectively carried out

Quantités principalesDéblais : 100 000 m3

Boulons scellés + plaques : 10 000 kgBoulons type Swellex : 28 000 mCintres HEB 220 : 70 t

Blindage : 5 t Béton projeté (fibré et non fibré) : 5000 m3

Béton de revêtement : 16000 m3

Armatures : 200 t

Main quantitiesSpoil: 100,000 m3

Bedded bolts and plates: 10,000 kgSwellex type bolts: 28,000 mHEB 220 arches: 70 t

Earthwork supports: 5 t Shotcrete (fibrous and non-fibrous): 5,000 m3

Facing concrete: 16,000 m3

Reinforcements: 200 t

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oby

Montage du coffrage-voûte / setting up of the vault-shuttering frame.


CHANTIERS/WORKSITES

vaux de purge, destinés à éliminer

les blocs instables éventuellement

encore présents au front de taille et

en voûte, faisait suite au tir, celle-ci

étant effectuée par l’intermédiaire

d’une pelle de 50 t équipée d’une

fraise ou d’un BRH (un engin de 40 t,

doté des mêmes équipements était

prévu en secours). Le marinage et

l’évacuation des déblais étaient

quant à eux respectivement assurés

par un chargeur, muni d’un godet

de 4500 litres, et trois dumpers

de 30 t. Une première couche de

béton projeté fibré (voie humide)

était ensuite mise en œuvre, au

moyen d’un robot de projection

(matériels également redondants

afin de pallier à toute défaillance

mécanique), pour garantir la mise

en sécurité immédiate des abords

du front de taille, la campagne de

soutènement se poursuivant par

la pose d’équipements choisis en

fonction de la qualité du terrain et

de l’environnement rencontrés :

cintres lourds ou boulons (voir

encadré), avec maillage adapté.

Une deuxième couche de béton (non

fibré) était ensuite projetée afin de

créer un revêtement régulier, l’état

de surface devant, bien entendu,

être compatible avec la pose de la

membrane d’étanchéité. L’épaisseur

cumulée de la coque béton se situe

entre 10 et 20 cm, cette valeur étant

évidemment soumise aux aléas du

terrain et aux hors profils. Le béton-

nage de la voûte du tunnel, une fois

réalisés radier, sous banquettes

et banquettes, a été effectué par

l’intermédiaire d’un coffrage rou-

lant métallique, l’intervention étant

décomposée en 60 plots de 12,50 m

(auxquels s’ajoutent deux plots, plus

courts, à chacune des extrémités),

chacun des coulages nécessitant,

en moyenne, 7 à 9 h d’interven-

tion. Le volume mis en œuvre était

compris dans une fourchette de

180 à 320 m3 (valeur moyenne

220 m3), l’épaisseur finale de la

by a loader equipped with a 4,500 litre bucket and three 30 t dumpers. A first layer of fibrous shotcrete (wet process) was then cast using a spraying robot (this machinery was also redundant to make up for any mechanical failure) to ensure the immediate safety of the surrounds to the working face, with the support campaign being continued by the installation of equipment chosen in function of the soil quality and the encountered environment: heavy arches or bolts (see insert), with an adapted mesh size. A second layer of concrete (non-fibrous) was then sprayed to create an even finish which, naturally, had to be compatible with the installation of the waterproofing membrane. The cumulated thickness of the concrete shell is between 10 and 20 cm. This thickness was obviously subject to unexpected soil events and overbreaks. The concreting of the tunnel arch, once the raft, benches and sub-benches were completed, was carried out using metal travelling formwork. The work was broken down into sixty 12.50 m blocks (to which were added two shorter blocks at each end) with each of the

castings taking an average of seven to nine hours. The installed volume represented between 180 to 320 m3 (average value of 220 m3), with the final thickness of the vault (45 to 60 cm) being, once again, in accordance with the geology and the exact profile generated by the blasts. The C30/37 used, which was developed in a plant in Monaco, was admixed to guarantee a two hour workability to cater for traffic risks -, while using a relatively classic formulation that was neverthe-less able to take into consideration all the constraints to which an external civil engineering structure might be submitted, especially in terms of aggressiveness resulting from the use of de-icing salt. The respect of the pro-gramme also called for the need to be able to rapidly strip formwork. This led to the use of a formula guaranteeing a 15 MPa resistance at 20 hours. To check that this key value was obtained, the concrete was also instrumented using maturometrics (three interior captors and one exterior sensor). This process provided access to the real-time measurement of resistance parameters. t

Tête Ouest / Western portal.

voûte (45 à 60 cm) étant, là encore,

fonction de la géologie et du profil

exact généré par les tirs. Le C30/37

employé, élaboré dans une centrale

monégasque, était adjuvanté afin

de garantir une ouvrabilité de deux

heures – ceci afin de faire face aux

aléas de circulation – la formulation,

relativement classique, devant

néanmoins répondre à toutes les

contraintes auxquelles est soumis

un ouvrage d’art extérieur, notam-

ment en termes d’agressivité eu

égard à l’utilisation de sels de

déverglaçage. Le respect du plan-

ning nécessitait, par ailleurs, de

pouvoir décoffrer rapidement. D’où

le recours à une formule garantis-

sant une résistance de 15 MPa à 20

heures. Pour contrôler l’obtention

de cette valeur clef, le béton était

également instrumenté par matu-

rométrie (trois capteurs intérieurs

et une sonde extérieure) le procédé

permettant d’accéder à une mesure

en temps réel des paramètres de

résistance. t

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oby


FORMATION

Développer une formation L3 Pro (Bac +3) Mention : Métiers du BTPParcours : Conduite de travaux en reconnaissance géotechnique pour infrastructures

L’Université du Havre (IUT – département Génie Civil, Construction Durable

et UFR Sciences et Techniques) et le département Génie Civil et Construc-

tions Durables de l’INSA de Rouen offrent des formations diversifiées dans

le domaine du Génie Civil allant du Bac+2 au Bac+5. C’est ainsi environ

500 étudiants qui sont régulièrement formés au Havre. Le tableau suivant

rassemble les voies de formation possibles à partir d’un DUT GCCD.

Pôle Génie Civil Havrais

IUT GCCD : IUT Génie Civil, Construction Durable

Master 2 - ULH

GCE : Génie Civil et Environnement

DRAQ : Diagnostic et Réhabilitation des Architectures du Quotidien

GPC : Génie Portuaire et Côtier

EB : Energétique du Bâtiment

REng : Renewable Energy in Civil Engineering

INSA (antenne du Havre) : Institut National des Sciences Appliquées

ISIS : Ingénierie Sécurité Incendie Structures

ETPM : Environnement et Travaux Publics Maritimes

Dans ce contexte, l’IUT du Havre se propose d’examiner l’ouverture d’une

Licence professionnelle pour former des étudiants en conduite de travaux

dans le domaine très particulier de la reconnaissance géotechnique, indis-

pensable aux infrastructures. Cette formation est accessible à tout étudiant

de niveau Bac+2 ayant des compétences dans ce domaine et tout particu-

lièrement aux DUT Génie Civil- Construction Durable.

Compte tenu de la complexité des infrastructures et des ouvrages souter-

rains et de la diversité des milieux géologiques, pour certains déjà bien

perturbés par des constructions existantes, il est nécessaire de réaliser

des reconnaissances géologiques et géotechniques spécialisées. Pour

concevoir des ouvrages souterrains (des forages dirigés aux tunnels), pour

permettre la reconquête des friches industrielles (du diagnostic des sols aux

techniques de dépollution), pour construire en sites difficiles (des soutène-

ments, des fondations spéciales au traitement et renforcement des sols)

mais aussi pour la gestion des ressources en eau et pour la production

d’énergie (géothermie basse énergie), les données géologiques et géo-

techniques obtenues doivent être interprétées pour produire une synthèse

détaillée des sites investigués et définir les interactions avec les ouvrages

existants ou à construire, en milieu urbain ou non, en vue du dimensionne-

ment et de l’exécution des travaux

des infrastructures.

Cette formation aura pour but

de compléter les connaissances

initiales acquises en géotech-

nique, en intégrant des concepts

élargis sur les sols, notamment

leurs propriétés mécaniques (statique-dynamique), thermiques et physi-

co-chimiques ainsi que le rôle et la qualité de l’eau dans les sols saturés

ou non-saturés. S’il y a lieu de décrire les mécanismes complexes et de

définir les propriétés des sols, il faut également les quantifier, soit en labo-

ratoire, soit in situ. Outre un approfondissement des essais géotechniques

usuels, les procédures expérimentales relatives aux essais d’eau, aux

diagnostics des milieux, au suivi du comportement des ouvrages et aux

contrôles (métrologie) seront développées, mais également l’acquisition

et le traitement de ces données qui sont de plus en plus automatisées.

En complément à ces enseignements technologiques, des modules de

conduite de travaux associant la réglementation, la sécurité et la gestion de

chantier devront être dispensés. Cette formation devra intégrer également

des modules d’anglais technique, ainsi que des modules de recherches

documentaires (des normes techniques et environnementales à l’usage

des cartes interactives et informatives disponibles sur les sites concernés ;

BRGM, INERIS, Ministères…).

La création d’une formation initiale diplômante spécifique à ce secteur

nécessite l’élaboration d’un dossier qui repose sur un programme péda-

gogique détaillé, établi en accord avec les syndicats et les branches pro-

fessionnelles et la justification d’un besoin émergent sur le territoire en

assurant l’employabilité d’une dizaine d’étudiants par an.

Ce dossier sera alors présenté aux instances de l’Université qui, après

accord des différents conseils, attribuera les moyens nécessaires au fonc-

tionnement, pour une période définie et renouvelable.


FORMATION

L’ouverture en formation initiale est actuellement exclue, seule la forma-

tion en alternance par contrat de professionnalisation est à retenir pour un

démarrage rapide. Il pourra alors être négocié ensuite avec la Région Nor-

mandie, l’alternance par apprentissage et une extension aux autres régions.

Quel que soit le type de contrat, cette formation associera des compétences

disciplinaires dispensées à l’ULH et des pratiques professionnelles dévelop-

pées au sein des entreprises partenaires de la formation (450h de formation

académique et 30 semaines en entreprise).

L’IUT du Havre souhaite créer rapidement un groupe de travail à compter

du printemps 2016 pour mettre en place ce projet, avec l’aide des associa-

tions professionnelles. Si vous souhaitez faire partie de ce groupe, qui doit

d’une part estimer les besoins et les perspectives de développement des

métiers liés à la reconnaissance géotechnique et d’autre part solliciter les

entreprises pour accueillir des étudiants en alternance et aussi pour animer

la formation, vous pouvez prendre contact avec [email protected]

ou le correspondant formation de votre association. Une réunion sera lors

programmée en juin 2016 pour le montage du projet. t

Contact : Anne Pantet PR – ULH - IUT GCCD - Quai Frissard 76600 Le Havre

Pour infos : www.cfa.univ-lehavre.fr - www.fc.univ-lehavre.fr -

www.emploi.gouv.fr

Mastère Spécialisé Tunnels et Ouvrages Souterrains (M.S.T.O.S.)

La formationCe Mastère spécialisé de la Conférence des Grandes Ecoles (CGE) est

délivré depuis 2011 conjointement par l’INSA de Lyon et l’ENTPE, en

partenariat avec l’AFTES et le CETU.

Labellisé au niveau international par l’AITES, il vise à donner à des titu-

laires d’un diplôme Bac + 5 en génie civil (ingénieurs, Masters) ou à des

salariés d’entreprise (niveau Bac + 4 avec 3 ans d’expérience profes-

sionnelle) une formation complémentaire spécialisée d’un an en tunnels

et ouvrages souterrains, leur permettant une évolution rapide vers des

fonctions de responsabilités, que ce soit en entreprise, maîtrise d’œuvre,

maîtrise d’ouvrage ou en exploitation.

Son objectif est de former des professionnels ayant à la fois des com-

pétences solides sur les divers aspects techniques du domaine des

travaux souterrains, et une bonne connaissance de la démarche globale

de conception des ouvrages souterrains, depuis les phases amont de

définition du projet jusqu’aux contraintes liées à l’exploitation et à la

maintenance.

Les enseignements sont assurés pour près de 90% par des profession-

nels, experts en travaux souterrains au niveau national et international.

Procédure de sélection des candidatsPremière sélection sur dossier (études, expériences professionnelles, engagement personnel, etc.), complétée le cas échéant par un entretien (RDV

téléphonique ou rencontre).

Planning de l’année 2016-2017 Deux sessions de jury d’admission :

Inscriptions 1ère session 2ème session

Dépôt des dossiers de candidature Avant le 15 avril 2016 Avant le 17 juin 2016

Audition des candidats admissibles Du 18 avril au 3 mai 2016 Du 20 au 30 juin 2016

Résultats d’admission Le 4 mai 2016 le 1 er juillet 2016

➥ Démarrage des cours03 octobre 2016

➥ Stage en entrepriseDe mi- mars 2017 à mi-aout 2017

➥ Inscriptions 2016Le dossier d’inscription est à télécharger et à retourner complet et signé au plus tard le 17 juin 2016

https://www.insa-lyon.fr/sites/www.insa-lyon.fr/files/dossier_de_candidature_mstos_2016_-_2017.pdf

➥ Pour plus d’informations https://www.insa-lyon.fr/fr/mastere-ouvrages-souterrains#0

Contacts

Denis [email protected] [email protected] Mastère « Tunnels et Ouvrages Souterrains »

Isabelle MinguezRenseignements et [email protected]

Service de Formation Diplômante tout au long de la vie (SEFDI) 8 allée du Rhône Bâtiment Camille Claudel 69621 [email protected]


VIE DE L’AFTES

1 - Points marquants : comités et délégations

1 - Comité technique

Au sein du Comité technique présidé par Michel Pré, le nombre de membres

actifs reste inchangé. 23 groupes de travail, impliquant plus de 300 membres,

poursuivent leur réflexion à un rythme soutenu. Deux recommandations ont

été publiées en 2015. Celles-ci portent respectivement sur la maîtrise éco-

nomique et la contractualisation (GT25 – Version nationale) et sur le guide

d’application de la norme NF-P-94 50 relative aux missions d’ingénierie

géotechnique (GT43). Le Comité travaille également sur la publication d’avis

techniques, ce qui implique un engagement important sur un produit ou

une gamme de produits tous relatifs à l’étanchéité des ouvrages. Trois

avis techniques relatifs à l’étanchéité des arrêts d’eau ont été publiés en

2015. Deux recommandations seront diffusées au début de l’année 2016.

Elles porteront sur la maîtrise économique et la contractualisation (GT25 –

Version internationale) et sur les traitements des arrêts d’eau (GT9).

Parmi les recommandations dont l’élaboration est quasi achevée (Concep-

tion et réalisation des travaux d’injection des sols et roches (GT 8), Orga-

nisation des secours et moyens associés (GT 12), Prise en compte des

effets induits par le creusement (GT 16), Intégration environnementale

d’un chantier souterrain en milieu rural (GT 26), Ventilation des ouvrages

souterrains en cours de construction (GT 27), Conception du boulonnage

(GT 30), La gestion et l’emploi des matériaux d’excavation (GT 35)), les

travaux du GT32 présentent un intérêt tout particulier. Ceux-ci ont trait à

la prise en compte des risques techniques dans les projets de tunnels, en

vue de la consultation des entreprises. Alors que le secteur du bâtiment

et des travaux publics est confronté à une situation économique morose,

la construction de souterrains bénéficie d’un contexte favorable lié aux

travaux du Grand Paris. L’essor de ce secteur impliquant une bonne gestion

du développement, du matériel et des ressources humaines dans les entre-

Compte rendu de l’Assemblée Générale du 15 décembre 2015

� Alain MERCUSOT Secrétaire général de l’AFTES / CETU

Yann Leblais, Président de l’AFTES, ouvre l’Assemblée Générale du 15 décembre 2015

à la FNTP à Paris devant une centaine de membres et commente tour à tour les

différentes activités de l’année 2015 : points marquants des comités et délégations,

projet congrès 2017 à Paris, adhérents, situation financière et résolutions.

prises, de nouvelles dispositions réglementaires ont été édictées. Celles-ci

concernent la ventilation des chantiers, l’excavation à l’explosif, le risque

d’amiante et les moyens associés à l’organisation des secours. A cet égard,

le Conseil d’administration s’est penché sur la tendance actuelle à la mul-

tiplication des normes. L’AFTES entend se montrer vigilante vis-à-vis d’une

application trop contraignante du principe de précaution. En effet, celle-ci

pourrait confronter les entreprises, malgré le recours à un maître d’œuvre

et un maître d’ouvrage, à l’impossibilité de répondre à leurs missions de

développement des ouvrages. Toutefois, la situation tend à évoluer plus

favorablement.

2 - Comité Espace souterrain

Ce Comité est impliqué particulièrement dans la mise en place du projet

national Ville 10D. Celui-ci comporte des perspectives très intéressantes

pour le développement des espaces souterrains et de l’activité économique

de la profession.

Les rapports élaborés dans ce cadre portent notamment sur deux questions

intimement liées, la prise en compte des enjeux environnementaux et la

cartographie des espaces souterrains.

Table-ronde ITACUS


VIE DE L’AFTES

Dans le contexte de restrictions des dépenses publiques, il est indispensable

de renforcer la communication sur ce Projet National de Recherche. En effet,

le financement de la troisième phase du projet constitue un enjeu crucial.

Lors de la journée du 2 février 2016, l’accent sera mis sur la participation

d’ITACUS, le bilan de la mise en œuvre de la seconde phase du projet et son

articulation avec le projet Canopée. Celui-ci vise à couvrir un certain nombre

de balafres à l’intérieur des espaces urbains, à Paris et dans la proche

couronne, et à recréer une continuité entre les agglomérations concernées.

Par ailleurs, la constitution du fonds documentaire est en cours. il s’agit de

rassembler et numériser la documentation collectée au cours des vingt-cinq

dernières années.

3 - Comité Communication

En 2015, la revue Tunnels et Espace Souterrain a publié six numéros et plus

de trente articles dont une grande partie bilingue mais sera encore plus

sélective. Enfin, les efforts devront porter sur une meilleure diffusion des

recommandations auprès des membres adhérents et des nations membres

de l’AITES, en recourant au support papier et à la communication numérique.

Une réflexion est en cours sur l’évolution de la revue, de la présentation des

recommandations et de l’actualité, en lien avec le site Internet de l’AFTES.

Les débats portent également sur les perspectives d’évolution de la revue

vers le numérique. Il est rappelé que l’annuaire des adhérents, jamais

produit depuis la création de l’Association, pourrait fournir une importante

contribution aux ressources publicitaires. La réflexion sur les trois supports

de communication devrait s’achever au début du premier trimestre 2017.

Les membres adhérents de l’AFTES sont évidemment vivement incités à

transmettre leurs observations et leurs critiques sur le contenu de la revue

et du site internet.

Par ailleurs, le site http://www.aftes.asso.fr/ remporte un succès croissant.

Plus de 600 recommandations sont téléchargées par mois, plusieurs milliers

de pages sont visitées par an. Les informations fournies sur le site font l’ob-

jet d’une réactualisation permanente.

Enfin, le Comité était présent au WTC 2015 à Dubrovnik et au salon « Villes

sans tranchées » à Chatou.

4 - Comité Education

Le mastère spécialisé T.O.S. (Tunnels et Ouvrages Souterrains) remporte

un vif succès, ce qui tient à la qualité des 90 contributeurs intervenants

bénévoles à ce cursus.

La promotion 2014-2015, qui avait suscité 35 candidatures, a accueilli

onze étudiants de six nationalités, d’un excellent niveau. Tous obtenu leur

diplôme. La nouvelle promotion 2015-2016 comprend neuf étudiants de

quatre nationalités, également recrutés à l’issue d’un processus de sélec-

tion sévère. L’attractivité de cette formation est confirmée.

Le réseau Mastère géré par les diplômés contribue à la réputation du cursus.

Un site dédié au réseau est en cours de construction. Il est également prévu

d’intégrer des sessions de formation intermédiaires courtes au Mastère

Spécialisé. Celles-ci porteront sur les thématiques suivantes : reconnais-

sances des terrains, creusement des tunnels par méthode conventionnelle ;

revêtement, étanchéité, rideaux de soutènement, forages dirigés, micro

tunneliers, autres techniques ; creusement au tunnelier, confortement des

terrains, ouvrages annexes.

Enfin, le lancement d’une Licence Professionnelle (L3 Pro) au sein de l’Uni-

versité du Havre est à l’étude. Un groupe de travail sera prochainement créé.

5 - Comité matériels, équipements, produits

Du 25 au 27 mai 2015, l’AFTES a participé, au World Tunnel Congress (WTC)

à Dubrovnik. Douze sociétés ont ainsi été regroupées sous la bannière de

l’AFTES. De nouveau, la formule a fait ses preuves. Le programme du Comité

a également organisé une journée technique concernent les équipements

périphériques des tunneliers en France.

Le stand de l’AFTES lors du World Tunnel Congress à Dubrovnik.

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VIE DE L’AFTES

6 - Délégations régionales

Les deux délégations régionales ont programmé douze manifestations

nationales en 2015 représentant 1130 inscrits présents. Le 16 octobre 2015,

avec un record d’inscriptions (192), une journée technique a notamment été

organisée à Lyon sur le thème suivant : « Les tunneliers peuvent-ils passer

partout ? ». Les retours au sujet de cette manifestation sont très positifs.

La table-ronde «Tunneliers» du 16 octobre.

En conclusion, l’organisation des journées est bien rodée. Les thèmes et

les interventions sont appréciés. L’AFTES constate une impressionnante

progression des inscriptions, notamment de la part des jeunes. Enfin, il est

rappelé que l’association recrute des membres bénévoles.

D’ores et déjà, 14 événements sont programmés en 2016. Les prochains

congrès mondiaux des tunnels auront lieu du 9 au 16 juin 2017 à Bergen et

du 20 au 26 avril 2018 à Dubaï.

Par ailleurs, la délégation Ile-de-France a organisé quatre « mardis de

l’AFTES », auxquels 304 personnes se sont inscrites au total. Ces manifesta-

tions fournissent l’occasion de comparaisons fructueuses entre des projets

techniques réalisés en France et des projets en cours au plan international.

7 - Relations avec l’ITA et les associations sœurs

L’AFTES est l’un des membres fondateurs de l’ITA. L’association a toujours

démontré une grande implication dans la participation aux groupes de

travail. En outre, la contribution des entreprises favorise la reconnaissance

mutuelle des métiers.

L’entité ITAtech, créée voici huit ans sous l’impulsion des fournisseurs de

matériels et de produits, a émis des recommandations sur le béton renforcé

de fibres synthétiques. L’AFTES y a répondu par un courrier très documenté,

exprimant des critiques à l’égard de ces préconisations. Les échanges avec

l’ITA se poursuivent.

Enfin, le cercle BEFIPS* sera élargi aux associations allemande et autri-

chienne. Il convient de renforcer la présence de l’AFTES au plan internatio-

nal, en particulier lors du congrès WTC qui se tiendra en avril 2016 à San

Francisco.

II - Congrès 2017 à Paris

Cette manifestation sera organisée du 13 au 16 novembre 2017 au Palais

des Congrès, à Paris. La thématique « L’espace souterrain, notre richesse »

sera déclinée selon les quatre axes suivants :

• aménager le sous-sol, une richesse à justifier et à conquérir ;

• optimiser les projets, faire émerger les richesses de demain ;

• capitaliser la richesse des retours d’expérience et innover ;

• entretenir et conserver la richesse du patrimoine des espaces souterrains.

Une quatrième journée sera spécifiquement consacrée à l’urbanisme et

l’architecture du sous-sol. L’objectif consiste à élargir le public du congrès

et à mettre en valeur l’espace souterrain, dans toutes ses composantes

techniques, réglementaires et urbanistiques. Il est souhaitable que des

visites plus nombreuses soient organisées sur les chantiers du Grand Paris.

Le congrès sera aussi l’occasion de comparer le projet du Gand Paris avec

le développement du Grand Londres, en matière d’urbanisme, d’architec-

ture, de procédures administratives, de contractualisation, d’exécution des

marchés et d’assurances.

Des binômes associeront des jeunes (étudiants-diplômés) issus d’écoles en

architecture et d’écoles d’ingénieur. Ils seront invités, lors du congrès, à

proposer des idées novatrices sur l’espace souterrain de demain.

III - Adhérents – Situation financière – Résolutions

En 2015, l’AFTES comptait 804 membres adhérents, contre 812 membres

adhérents en 2012. Les effectifs sont donc relativement stables. Ceux-ci

se répartissent entre les membres individuels (55 %), les membres collec-

tifs (14 %), les membres collectifs étrangers (1 %), les retraités (9 %), les

titulaires d’un mastère spécialisé ou d’un diplôme d’architecte (9 %) et les

étudiants (4 %).

Les résultat de l’exploitation de l’AFTES se sont établies à -86 k€ pour

l’exercice 2015 (Recettes : 285 k€, Dépenses : 371 k€). Ce résultat est

inférieur au budget prévisionnel. Les recettes de l’association reposent sur

les cotisations et les réserves fournies par le congrès. L’AFTES apporte une

contribution financière significative à l’organisation du mastère T.O.S. et du

projet national “Ville 10D”. Enfin, l’état de la trésorerie de l’association est

sain : 1 020 k€.

L’Assemblée générale approuve à l’unanimité les comptes de l’exercice

2014-2015.

BEFIPS : Belgique, Espagne, France, Italie, Portugal, Suisse.


VIE DE L’AFTES

L’Assemblée générale approuve à l’unanimité la reconduite du montant

des cotisations, à hauteur de 1 000 € pour les membres collectifs, 150 €

pour les membres individuels, 50 € pour les retraités et 10€ pour les

étudiants.

Alain Préa. Anne Pantet.

Le Président laisse alors la place à Alain Préa pour informer le public de la

préparation de la Ligne Nouvelle Provence Côte d’Azur (Franchissement de

Marseille en souterrain et liaison en tunnels entre Cannes et Nice – Présen-

tation non publiée dans ce compte-rendu), à Anne Pantet pour présenter

le projet L3-Pro* puis à Richard Kastner et Denis Branque pour la remise

des diplômes aux étudiants du mastère spécialisé “Tunnels et Ouvrages

Souterrains” de la promotion 2014-2015 et la présentation de la nouvelle

promotion 2015-2016.

Yann Leblais clot l’Assemblée Générale du 15 décembre 2015 en remerciant

les membres d’être venus nombreux et en les informant que ces présen-

tations sont plus détaillées sur le site internet de l’AFTES : aftes.asso.fr t

* L3-Pro - Voir page 60.


VIE DE L’AFTES/AFTES ACTIVITIES

Classement thématique des articles parus dans TES en 2015

Thematic classification of papers published in TES in 2015

Vie de l’AFTES, de l’AITES et des Associations -sœursActivities of AFTES, ITA and sister-associations

Compte rendu de l’Assemblée Générale du 9 décembre 2014 247 76

Classement thématique des articles parus dans TES en 2014Thematic classification of papers published in TES in 2014

Les journées GC’2015 : Le génie civil en transition 248 150Alain Mercusot

Le 11ème Salon Ville Sans Tranchée 249 238Philippe MILLARD

Inauguration du tunnel de Chabrières dans les Alpes de Haute Provence - un chantier «éco-responsable» 250 309 sous Maîtrise d’ouvrage Etat Christelle BASSI

16 ème Congrès Régional Européen de Mécanique des Sols et de Géotechnique/XVI ECSMGE 2015 251 386Jacques Robert

Liste des Recommandations téléchargeables sur le site AFTES 252 452

Une Sainte Barbe authentique ! 252 448Maurice Guillaud

ChantiersWorksites

Les premiers travaux du Grand Paris Express - Prolongement de la ligne 14 du métro parisien à Saint Ouen 247 43Work begins on Grand Paris Express-Extension of Paris metro line 14 to Saint Ouen Pierre Jullien, Antoine Martin, Vincent Bonnefous, Roger Coulet, Olivier Le Berre

Le Tramway T6 de Viroflay (Yvelines)- Réalisation des deux stations souterraines 247 55The Viroflay (Yvelines) T6 tramway-construction of two underground stations G. Dorst, M. Benchaa, A. Senhaji, E. Mordant

2006-2012 : monitoring en temps réel de la «perle» du Danube - Construction de la nouvelle ligne du métro de Budapest 247 64 sous haute surveillance2006-2012: real-time monitoring of the «pearl od the Danube» - careful scrutiny during construction of Budapest’s new metro line Nicolas Poitrineau

Génie civil du tunnel de Chabrières dans les Alpes de Haute Provence 248 109Civil engineering works for the Chabrières tunnel, Alpes de Haute Provence Mikael Rabier, Yohan Peru, Jean-François Serratrice

Réparation du paravalanche n°1 La Mongie - Etanchéité et drainage 248 121Repair of La Mongie 1 avalanche shed-Sealing and draining Bernard Duclos

Conception du tunnel bitube du Port de Miami 249 197Design of the Port of Miami twin-bore tunnelsMarie Aubrit-Clochard, Christopher Fesq, Arnaud Hochart, Grégory Steiner, Philippe Bourdon

N° TES Pages



Armatures en fibre de verre pour tunnels et fondations spéciales - caractéristiques, avantages et applications 249 226Glass fiberreinforcements for tunnels ans special foundations - featurs, advantages ans applications Claudio Mandelli

Londres - Le projet Crossrail - Injections de compensation 251 323London - The Crossrail project Clif Kettle, Ian Acremen

«Cross-City-Link» (Zurich) démonstration de la fonctionnalité correcte du système de ventilation de détresse 251 357Cross-City-Link Zurich- Proof of proper functionality of the emergency ventilation system Rehan Yousaf, Jens Badde, Severin Walchli

Recommandations des groupes de travail de l’AFTESAFTES technical recommandations

Recommandation du GT9 - Présentation des nouvelles recommandations de l’AFTES relatives aux traitements 247 32 d’arrêts d’eau dans les ouvrages souterrains Recommendation of AFTES’ WG9 - Presentation of new AFTES recommendations on waterproofing treatments in underground structures

Recommandation du GT25 - Maîtrise économique & contractualisation 249

Recommandation du GT43 - Guide d’application au domaine des ouvrages souterrains de la norme NF P 94-500 252 402 (version 2013) relative aux missions d’ingéniérie géotechnique

Avis d’expertsAFTES’ Experts

Avis d’Experts de l’AFTES GT9 - «Procédés d’étanchéité innovants» Système d’Etanchéité Liquide armé intrados 248 142 des ouvrages souterrains en maçonnerie - TECTOPROOF CA-M AFTES’ Experts’report WG9 - «Innovative sealing systems and products»Reinforced liquid sealing system for the inside of masonry underground structures: TECTOPROOF CA-M

Avis d’Experts de l’AFTES GT9 - Avis d’Experts AFTES Système de traitement confortatif et de drainage ponctuel D/NOX-VBS 20 249 220

Avis d’Experts de l’AFTES GT9 - Produits et procédés d’étanchéité innovants - Système d’étanchéité projeté et confiné MASTERSEAL 345 251 380

TechniqueTechnical

L’apport du Laboratoire souterrain de l’ANDRA pour le choix et la mise au point des techniques 250 251 de creusement des ouvrages souterrains du projet de stockage de déchets radioactifs Cigéo The contribution of ANDRA’s Underground Laboratory to selection and development of excavation techniquesfor the underground structures of the Cigéo radioactive wasterepository project Gilles Armand, Frédéric Plas, Jean-Michel Bosgiraud

Attaque en pleine section ou section divisée ? Le cas du tunnel de Chamoise sur l’A40 250 271Full-face versus sequential excavation- A case study of the Chamoise tunnelMartin Putz-Perrier, Nicolas Gilleron, Emmanuel Bourgeois, Adrien Saïtta

Réflexions générales sur le comportement et la conception des grandes cavernes souterraines 251 339General considerations regarding the behaviour and design of large underground cavernsFrançois Laigle

Evolution des approches de la représentation des connaissances en géotechnique 251 361Changingapproaches to representing knowledge of geotechnical design R.M. Faure, N. Faure

La ventilation en chantier ferroviaire souterrain 252 413Ventilation for underground rail worksites Elisa Béraud, Yves Chamerois

Protection incendie des tunnels 252 440Paul Buggenhoudt, Cyril Erout

N° TES Pages



N° TES Pages

Visites de chantierSite visits

Visite du chantier du métro de Rennes (ligne B) 249 212Jean Piraud

Réparation et étanchéité du tunnel de Rive de Gier 250 283Site visit :repair and sealing work on the Rive de Gier, Loire François Paillette

Visite de l’AFTES chez NFM Technologies 250 304Philippe Millard

Visite de l’AFTES chez Sandvik Mining and Construction France 250 306Jean-Christophe Pillet, Alain Mercusot

Congrès International de Lyon 2014

Rapport Général du thème A3 : «Retour d’expérience de chantiers de tunneliers et de grandes cavernes» 247 15General report on topic A3 «Lessons learned from TBM and large cavern worksites» Jean Piraud

Rapport Général du thème A2 : «Conception et contractualisation» 247 15General report on topic A2 «Design and contractualization» Alain Robert

Rapport Général du thème A1 : «Tunnels en milieu urbain» 248 97General report on topic A1 «Tunnels in urban environments»Magali Schivre

Conférences et Mardis de l’AFTESAFTES tuesday lectures

Journée technique de la Sainte Barbe 247 71Jean-François Jaby, Maurice Guillaud

L’Anhui à Paris 247 Philippe Millard

Conférence sur les traitements d’arrêts d’eau dans les ouvrages souterrains 249 215Alain Mercusot, Jean-François Jaby, Maurice Guillaud

Conférence «Dragon» 251 390Maurice Guillaud

Journée technique «Tunneliers» 251 Alain Mercusot

Toujours du nouveau à la RATP… 252 450Philippe Millard

InterviewsYann Leblais, Arcadis, Global Senior VP, Président de l’AFTES 247 11

Education-Mastère

Mastère Spécialisé «Tunnels et Ouvrages souterrains» Une formation complémentaire d’un an en tunnels et 248 157 ouvrages souterrains pour une évolution rapide vers des fonctions de responsabilité Tunnels and Underground structures from design to operation» post-masters course - Additional trainingin tunnels and underground structures offering immediate career opportunities in positions of responsibility

Sessions de formation proposées dans le cadre du Mastère Spécialisé «Tunnels et Ouvrages Souterrains» 250 249



N° TES Pages

Communications & évènementsCommunication & events

World Tunnel Congress 2015 - Dubrovnik, Croatie 249 232Maurice Guillaud

World Tunnel Congress 2015 - Dubrovnik, Croatie 24/27 mai 2015 Compte-rendu partiel 250 288 de la 41ème Assemblée Générale de l’AITES

ITA TUNNELLING AWARDS - L’Association Internationale des Tunnels et de l’Espace souterrain 252 429 récompense les 11 projets et ingénieurs les plus remarquables de l’année 2015The International Tunnelling & underground space Association rewards the 11 outstanding projects and engineers of the year 2015

Bessac : 40 ans en souterrain 251 376Jean-Noel Lasfargue

Eurorock 2015 - 7 au 10 octobre 2015, Salzburg 252 444

Espace souterrainUnderground space

«Ville 10D», un projet national pour promouvoir la valorisation du sous-sol comme ressource de la ville durable 248 132«Ville 10D»a national project to promote the development of underground space as a resource for sustainable citiesMonique Labbé, Jean-Pierre Palisse

Journée Architecture et Urbanisme ouvrages exceptionnels à Paris 249 235Alain Mercusot, Hervé Vadon

Matériels, équipements et produitsPlant-equipement-products

Visite de la nouvelle usine Techni-Métal Systèmes 252 445 François Valin

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AGENDA/CALENDAR

2016MARS

16-18 mars 2016 Symposium ISTSS 2016 - 7th International Symposium on Tunnel Safety and Security MONTREAL, CANADA [email protected]

17 mars 2016 CFMR - AFTES - Mécanique des roches dans les laboratoires de recherche PARIS , FRANCE www.aftes-asso.fr

22 mars 2016 FSTT - Journée Technique “SANS TRANCHEE” Bourgogne DIJON, FRANCE www.fstt.org

AVRIL

5-7 avril 2016 INTERtunnel 2016 TURIN, ITALIE [email protected]

8 avril 2016 Equipements des ouvrages souterrains(AFTES) LYON, FRANCE www.aftes-asso.fr

11-17 avril BAUMA L’innovation minière à ciel ouvert MUNICH, ALLEMAGNE www.bauma.de/tickets/en

18-21 avril 2016 6th European Transport Research Conference - TRA 2016 - Moving forward : Innovative Solutions for Tomorrow’s Mobility VARSOVIE, POLOGNE [email protected]

22-28 avril 2016 World Tunnel Congress & 42st ITA General Assembly including NAT2016 SAN FRANCISCO, USA www.wtc2016.us

25-26 avril 2016 8th International Conference Tunnel Safety and Ventilation - New developments in Tunnel Safety GRAZ, AUTRICHE lampx.tugraz.at

MAI 18-20 mai 2016 2nd International Conference on Rock Dynamics and Applications (RocDyn-2)“From Research to Engineering” SUZHOU, CHINE www.rocdyn.org

23-25 mai 2016 13th International Conference Underground Construction & 3rd Eastern European Tunnelling Conference (EETC 2016) PRAGUE, REPUBLIQUE TCHEQUE [email protected]

JUIN 13-15 juin 2016 Second International Conference on Concrete Sustainability (ICCS16) MADRID, ESPAGNE www.iccs16.org

15-17 juin 2016 STC 2016, Swiss Tunnel Congress LUCERNE, SUISSE [email protected]

26-29 juin 2016 50th US Rock Mechanics/Geomechanics Symposium HOUSTON, USA armasymposium.org

AOÛT13-19 août 2016 3rd International Symposium on Mine Safety Science and Engineering MONTREAL, CANADA isms2016.symposium.mcgill.ca

27 août au 4 septembre 2016 35th International Geological Congress CAPE TOWN, AFRIQUE DU SUD www.35igc.org

SEPTEMBRE12-14 septembre 2016 Eighth International Symposium on Ground Support in Mining and Underground Construction LULEÅ, SUEDE www.groundsupport2016.com

12-15 septembre 2016 ACUUS 2016 -15th World Conference15th World Conference of Associated research Centers for the Urban Underground Space ACUUS SAINT PETERSBOURG, RUSSIE acuus2016.com

OCTOBRE11-12 octobre 2016 British Tunnelling Society Conference and Exhibition 2016 LONDRES, GRANDE-BRETAGNE www.btsconference.com

11-14 octobre 2016 Congrès-exposition de la SIM GRENOBLE, FRANCE www.lasim.org

12-14 octobre 2016 10th Austrian Tunnel Day and 65th Geomechanics Colloquium 2016 SALZBURG, AUTRICHE www.oegg.at

14 octobre 2016 Management des plateformes souterraines et les projets (AFTES) LYON, FRANCE www.afets.asso.fr

18-20 octobre 2016 III EDITION EXPOTUNNEL 2016 BOLOGNE, ITALIE www.expotunnel.it


AGENDA/CALENDAR

NOVEMBRE3 novembre 2016 CFGI - AFTES - Stockage d’énergie en souterrain PARIS, FRANCE www.aftes.asso.fr

16-18 novembre 2016 TBM DiGs - Tunnel Boring Machines in Difficult Grounds - The 2nd International Conference ISTANBUL, TURQUIE www.tbmdigsturkey.org

20179-16 juin 2017 World Tunnel Congress & 43rd ITA General Assembly «Surface problems - Underground challenges» BERGEN, NORVEGE www.wtc2017.no

JUILLET 201715-19 juillet 2017 GeoMEast2017 International Conference «Sustainable Civil Infrastructure: Innovative Infrastructure Geotechnology» SHARM EL-SHEIKH, EGYPTE www.geomeast2017.org

NOVEMBRE 201713-16 novembre 2017 15 ème Congrès International de l’AFTES «L’Espace souterrain - Notre richesse / The value is underground» PARIS, FRANCE www.aftes.asso.fr [email protected]

Membre CollectifCollective Member

Membre IndividuelIndividual Member

Membre RetraitéRetired Member

EtudiantStudent

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150 €*

50 €*

10 €*

Date et signatureREGLEMENT/PAYMENT

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Donneur d’ordre : Communauté de travail AGN : STRABAG AG Tunnelbau Switzerland (CH) / STRABAG AG (A)

Communauté de travail TAT : Implenia Industrial Construction / Alpine Bau GmbH / CSC Impresa / Costruzioni SA / Hochtief AG / Impregilo S.p.A.

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n° 253 - janvier/février 2016 - afteshard rock tbm for the lyon-turin railway tunnel project:...

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