DES RÉSERVOIRS DE GNL SUR FONDATIONS SPÉCIALES AU KOWEÏT AFIN

Ce projet qui doit s’achever en 2020 comprend la construction d’une usine de regazéification et de 8 réservoirs de stockage d’une capacité unitaire de 225 000 m3, implantés sur une plateforme entièrement gagnée sur la mer. Cet important contrat en « Design & Build » a été remporté par Hyundai Engineering & Construction, qui en a confié le design au bureau coréen Kogas Tech, spécialisé dans l’ingénierie et la maintenance des installations gazières on-shore et off-shore, qui a lui-même confié à Terrasol le dimensionnement des fondations des réservoirs (sur inclusions rigides).
Ces 8 ouvrages en béton précontraint de 96 m de diamètre et
45 m de hauteur doivent pouvoir en particulier vérifier des critères de tassements différentiels assez stricts et encaisser de fortes accélérations sismiques avec une période de retour de 2 475 ans.

LE CONTEXTE GÉOLOGIQUE

Le projet est implanté sur une plateforme gagnée sur la mer. La lithologie sous la mer, avant
réalisation du remblai, est une succession de couches sableuses dont la densité augmente avec la profondeur, jusqu’à un substratum situé à 70 m environ sous le niveau de la mer. Afin de limiter le risque de liquéfaction, il a été décidé de draguer, préalablement aux travaux de remblai, les couches de caractéristiques les plus faibles sur 6 à 7 m de profondeur. Des remblais hydrauliques sont ensuite mis en place et vibro-compactés sur une épaisseur de 20 m environ.

LA SOLUTION PROPOSÉE : DES INCLUSIONS RIGIDES POUR LIMITER LES TASSEMENTS
La solution retenue pour les fondations de ce projet consiste en la réalisation d’inclusions rigides
à la tarière creuse, de diamètre 0,8 m, non armées, avec un maillage de 2,80 x 2,80 m au centre du
réservoir, et 2,40 x 2,40 m en périphérie.
Les inclusions sont ancrées de 1 m dans la couche de sable dense (DSD). Les inclusions rigides
sont surmontées d’un matelas de 2 m d’épaisseur, de paramètres de cisaillement (φ’ = 38°, c’ = 0 kPa), et de module de déformation E = 60 MPa. Sous chaque réservoir, 1 128 inclusions rigides sont mises en place, avec une longueur variant entre 20 et 25 m. À l’échelle du projet,
ce sera donc un linéaire de plus de 200 km d’inclusions qui sera mis en oeuvre, soit l’équivalent d’un
Paris-Le Mans. Les vérifications de portance globale (à l’échelle du réservoir) et
locale (sous les voiles périphériques du réservoir), ainsi que la vérification de la stabilité globale
(stabilité du remblai hydraulique sous la charge apportée par le réservoir), menées à l’aide du
logiciel Talren développé par Terrasol, ont démontré que la stabilité du réservoir était assurée en
l’absence d’inclusions rigides. Ces vérifications ont été menées pour les phases statiques ainsi que pour les phases sismiques, en considérant une période de retour de 2 475 ans, avec une accélération
nominale (PGA) de 0,17 g. Les mécanismes de glissement sous séisme ont également été vérifiés,
ainsi que la liquéfaction sous séisme.
Les inclusions ne joueront donc qu’un rôle de limitation des tassements (domaine 2 au sens des
recommandations ASIRI), rôle néanmoins essentiel compte tenu des charges importantes apportées
par le réservoir (jusqu’à 250 kPa lors de la phase d’hydrotest).

DES MÉTHODES SEMI-ANALYTIQUES POUR JUSTIFIER LES TASSEMENTS SOUS CHARGE STATIQUE
Afin d’évaluer les tassements sous le réservoir, et plutôt que d’utiliser un modèle 3D complexe et
coûteux en termes de temps de calcul, une approche simplifiée a été choisie, basée sur les recommandations ASIRI, en considérant un modèle de cellule élémentaire
permettant ensuite de modéliser le renforcement de sols par un monolithe équivalent.
Le principe de la cellule élémentaire est de ne modéliser qu’une maille correspondant à une inclusion
et le sol l’entourant, dont on cherche la raideur. Il reste alors à déterminer la raideur de cette
maille pour ne modéliser ensuite les renforcements de sols qu’à l’aide d’un monolithe équivalent
de même raideur.
Un modèle simplifié axisymétrique est alors réalisé sous Plaxis 2D, avec des monolithes équivalents, de raideurs correspondant à celles calculées via le modèle de cellulesbélémentaires. 2 maillages différents étant considérés, au centre et en périphérie, 2 monolithes équivalents ont donc été introduits dans le calcul aux éléments finis.
Ce modèle simplifié a ainsi permis d’estimer les tassements sous le radier du réservoir pour les différents cas de charge considérés
(réservoir vide, hydrotest, déchargement,rechargement avec GNL). Ces tassements respectent
bien les critères de tassement différentiels imposés par le client, à savoir 1/300 vis-à-vis des tassements mesurés le long du diamètre du réservoir, et 1/500 vis-à-vis du basculement.
Les justifications structurelles (justification des efforts dans les inclusions sans ferraillage) ainsi que le
non-poinçonnement du matelas ont également été vérifiés en suivant les recommandations ASIRI.
À la demande du maître d’ouvrage, une analyse de sensibilité a également été réalisée afin de
vérifier l’influence sur les tassements différentiels, d’une part d’une variation du niveau supérieur de la
couche d’ancrage, d’autre part d’une variation des paramètres de sols (dégradation de 30 % des
modules ou amélioration de 50 % des modules), et enfin d’une variation de raideurs sous l’empreinte
du réservoir (cas d’une dégradation de module de 30 % sur la moitié du réservoir uniquement,
par exemple).

LES DIFFÉRENTS INTERVENANTS DU PROJET :
• Maître d’ouvrage : Kuwait Integrated Petroleum Industries Company (KIPIC)
• Project Management Consultant : Amec Foster Wheeler
• Entreprise contractante en Design & Build : Hyundai Engineering & Construction
• Bureau d’études structure : Kogas Tech
• Bureau d’études géotechnique : Terrasol
• Bureau d’études remblai hydraulique : Cowi

Pour ce dernier cas, l’utilisation d’un modèle axisymétrique ne permettant pas de modéliser
une variation de raideur sur une moitié de réservoir, nous avons eu recours à un modèle éléments finis
3D utilisant 4 monolithes équivalents (centre/périphérie, et module intact/dégradé).
Cette analyse de sensibilité a permis de vérifier que les tassements différentiels étaient respectés malgré ces variations de paramètres.
Une analyse comparative a également permis de montrer que les critères n’auraient pas été
vérifiés dans le cas d’une solution de fondation sans renforcements par inclusions rigides.

ANALYSE DE RÉPONSE DE SITE EN CHAMP LIBRE…

Une analyse de réponse de site en champ libre a été effectuée à l’aide du logiciel Shake 2000. Les
données d’entrée principales pour le calcul sont les spectres de calcul (outcrop) et accélérogrammes
de référence au rocher fournis par une étude spécifique (réalisée par Fugro), le profil des vitesses de propagation en cisaillement vs, ainsi que les courbes de dégradation des matériaux.
Pour chacun des 3 accélérogrammes de référence transmis,
et pour chaque direction horizontale (nord et est), l’accélération ainsi que le niveau de déformation
sont calculés à différentes profondeurs. Par ailleurs, 3 jeux de paramètres de modules de cisaillement
ont été pris en compte (0.66 G0 = lower bound, G0 = best estimate, 1.5 G0 = upper bound)
afin de tenir compte de la variabilité des paramètres de sol. On obtient alors 3 x 3 = 9 accélérogrammes pour chaque période de retour considérée et pour chaque direction horizontale. Pour chacun des 9 calculs, on obtient pour chacune des couches du modèle, la valeur des modules de cisaillement et d’amortissement qui sont cette fois compatibles avec le niveau de déformation.
On notera qu’une analyse préliminaire, menée avec l’appui d’AP
Consultant, nous a permis de vérifier que, compte tenu du faible taux de remplacement (0,087),
l’influence des inclusions sur l’effet cinématique pouvait être négligée, ce qui signifie que les modules
de cisaillement dynamiques nécessaires aux vérifications sous séisme peuvent être déduits de l’analyse de réponse de site « en champ libre » décrite ci-dessus, en négligeant la présence des inclusions.
L’analyse de réponse de site permet ensuite d’établir un spectre de réponse en surface moyen qui est
alors transmis à l’ingénieur structure pour le calcul des efforts inertiels.

… ET JUSTIFICATION DES INCLUSIONS SOUS SÉISME

Le calcul des impédances dynamiques requiert au préalable de pouvoir déterminer le comportement
des inclusions sous sollicitations sismiques.
Puisqu’il a pu être démontré que la présence des inclusions n’influençait pas la réponse en champ libre du site, il est admis de négliger la contribution des inclusions pour les modes horizontaux et pour les modes de torsion. En revanche, les inclusions augmentent la raideur dans la direction verticale et
modifient les impédances pour les modes de translation verticale et pour les modes de basculement.
Pour estimer la raideur dynamique d’une maille {sol + inclusion} dans
la direction verticale, une cellule élémentaire dynamique est modélisée.
Les dimensions de la cellule sont choisies de manière à être représentatives du maillage d’inclusions.
Les lois constitutives des matériaux de cette cellule élémentaire sont des lois linéaires élastiques,
dont le module de cisaillement de chaque sous-couche est calé sur le module dégradé obtenu à l’issue du calcul Shake. L’application d’un incrément dynamique permet de calculer un module de Young équivalent dynamique de la zone renforcée par inclusions.
Ce module sert de donnée d’entrée au calcul d’impédances dynamiques mené classiquement avec le programme Sassi.

AVIS D’EXPERT :
« La détermination du mouvement sismique en surface à partir du mouvement au rocher se
fait classiquement à partir de calculs de propagation d’ondes unidimensionnelles en supposant
chaque couche de sol isotrope.La présence d’inclusions invalide l’hypothèse d’isotropie et rendrait inadaptés ces calculs. En réalité, on peut montrer d’un point de vue
théorique que le sol traité comme milieu homogénéisé, hypothèse valide compte tenu du grand
nombre d’inclusions (environ 1 000), possède un module de cisaillement peu affecté (18 % dans le cas présent) par la présence des inclusions. Ce module homogénéisé est calculé sur la base d’analyses théoriques statiques ; il est donc représentatif pour les faibles
fréquences du mouvement ; pour les fréquences moyennes à
hautes, il est modifié par les diffractions multiples des ondes, de faible
longueur d’onde, sur les inclusions, tout comme les rayons X en radiologie permettent par leur diffraction sur des zones de propriétés différentes du milieu environnant la détection de tumeurs. On a pu montrer dans le cas présent que ce phénomène n’affectait que les fréquences
supérieures à 8 Hz, donc des fréquences dont l’impact sur le dimensionnement des fondations
est très faible. Ces analyses ont permis de confirmer la méthode de détermination des spectres de surface ».

Alain Pecker AP Consultant, professeur, École des Ponts ParisTech

Une fois le module équivalent dynamique calé, il est nécessaire de le réintroduire dans un modèle 3D afin de rendre compte du comportement du réservoir sous sollicitations sismiques à une échelle
globale. Comme indiqué plus haut, le comportement en vertical est modifié par la présence d’inclusions, tandis que pour le comportement en horizontal l’influence des inclusions peut être négligée. Cela induit un comportement anisotrope du massif renforcé sous sollicitations sismiques. Pour ce calcul, les logiciels aux éléments finis couramment utilisés comme Plaxis ne disposent pas directement d’un modèle de sol dynamique anisotrope, utilisable pour des petites déformations. Pour ce calcul, il a fallu adapter la loi de comportement « Jointed Rock » existante dans le logiciel Plaxis, conçue initialement pour des matériaux rocheux avec plusieurs plans de fracturation et pour des analyses en grandes déformations, en le calant sur les résultats obtenus par analyse de réponse de site.
Sous l’effet des efforts inertiels sismiques transmis par l’ingénieur structure, on obtient comme résultat du calcul 3D la déformée horizontale g(z) inertielle impactant les inclusions (variable selon les
coordonnées X et Y de l’inclusion considérée).
L’effet cinématique sur les inclusions est quant à lui calculé selon la méthode de Madera, en tenant compte des résultats de l’analyse de réponse de site.
Pour la justification structurelle des inclusions, on compare les efforts (moments, efforts tranchants) résultant de l’application de la déformée g(z) inertielle seule, de la déformée g(z) cinématique seule, et de l’effet cumulé des deux. La justification structurelle est alors menée selon les recommandations ASIRI, en retenant la configuration la plus défavorable.
Pour ce projet en cours de réalisation, il a été possible de démontrer que la solution innovante de fondations de réservoirs sur inclusions rigides était techniquement et économiquement intéressante. L’apport d’ASIRI est ici essentiel puisque l’ensemble des critères de déformations très stricts imposés par le marché ont pu être vérifiés en suivant les principes de dimensionnement détaillés dans les recommandations, en s’appuyant sur des méthodes semi-analytiques. Le référentiel ASIRI a ainsi pu s’imposer dans un contexte de projet Oil & Gas pourtant orienté historiquement sur des référentiels British Standard
ou ACI.
Charles Bernuy
Ingénieur principal chez Terrasol
Nicolas Frattini
Ingénieur d’études chez Terrasol