Les berges de la Sèvre Niortaise sont régulièrement endommagées par des glissements circulaires. Des chantiers de restauration utilisant des soutènements par pieux, des géotextiles et des plantations ont déjà été réalisés. L'étendue des dégradations étant importante, l'optimisation des travaux est devenue nécessaire. Ainsi, nous travaillons à la réalisation d'un outil de prédiction des évolutions topographiques du canal et des berges. Celui-ci sert à la proposition de solutions de restauration. Le paramétrage du modèle s'appuie sur des essais mécaniques réalisés sur des échantillons de sol prélevés in situ. Une berge située à Damvix (85) a été modélisée. Cette étude a permis de déterminer la géométrie des surfaces de rupture potentielles et de tester l'influence des différents facteurs déstabilisants

BRUN-COTTAN, Jean-Claude

CAMUZARD, Jean-Pierre

GUILLOU, Sylvain

THIEBOT, Jérôme

I-Revues

18ème Congrès Français de Mécanique Grenoble, 27-31 août 2007 
1 
Calcul de stabilité des berges d’un canal : application au réseau de canaux 
de la Sèvre Niortaise 
 
Jérôme Thiébot
(a)
, Sylvain Guillou
(a)
, Jean-Claude Brun-Cottan
(b)
 et Jean-Pierre Camuzard
(c)
 
 
(a) Groupe de Mécanique des fluides et de Rhéologie 
LUSAC (EA 2607) 
Site universitaire - BP 78 - 50130 Cherbourg Octeville 
jerome.thiebot@unicaen.fr 
 
(b) Centre de Morphodynamique Continentale et Côtière 
24, rue des tilleuls - 14000 Caen 
 
(c) Département Environnement - ENGREF - 19 Avenue du Maine - 75732 Paris cedex 15 
 
 
Résumé : 
 
Les berges de la Sèvre Niortaise sont régulièrement endommagées par des glissements 
circulaires. Des chantiers de restauration utilisant des soutènements par pieux, des géotextiles et des 
plantations ont déjà été réalisés. L’étendue des dégradations étant importante, l’optimisation des travaux 
est devenue nécessaire. Ainsi, nous travaillons à la réalisation d’un outil de modélisation des berges afin 
de mieux cerner les causes des glissements. Ce modèle est basé sur un calcul par éléments finis et sur une 
étude de stabilité. Une berge située à Damvix (85) a été simulée. Cette étude a permis de déterminer la 
géométrie des surfaces de rupture potentielles et de tester l’influence des différents facteurs 
déstabilisants. 
 
Abstract: 
 
Landslides regularly damage the banks of the Sèvre Niortaise River. As a consequence, 
refurbishing works must be carried out. Not only are there numerous deteriorated areas but works are 
also expensive. As a consequence, optimization is necessary. Therefore, we have designed a modelling 
tool in order to provide a better understanding of the mechanisms involved in the landslides. This model 
is based on a finite element calculation and on a slope stability analysis. A bank located in Damvix (85) 
has been simulated. This study has permitted to determine the geometry of the potential failure surfaces 
and to identify the most influent factors. 
 
Mots-clefs :  
 
Etude de stabilité, calcul par éléments finis 
 
1 Introduction 
 
Les berges du Marais Poitevin sont régulièrement endommagées par des glissements 
circulaires. Leur réhabilitation constitue un des enjeux majeurs dans la préservation de ce 
territoire habité qui possède un environnement fluvial remarquable. Lorsque les glissements se 
produisent, ils peuvent détériorer les chaussées situées le long des berges et engendrer des 
travaux coûteux. Les causes des effondrements des berges sont nombreuses et variées dans les 
marais. Les glissements résultent généralement de l’action combinée de plusieurs facteurs qui 
peuvent être de nature hydraulique, anthropique ou climatique. Ces facteurs agissent sur des 
échelles de temps variables et sont parfois difficiles à prévoir (pluie, galeries de ragondins, 
effets de la végétation, …). De plus, le matériau qui constitue les berges a un comportement 
mécanique complexe (faible perméabilité, mémoire des chargements antérieurs, retrait, 
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gonflement, fissuration, …). Afin d’améliorer la compréhension des mécanismes responsables 
des glissements, nous développons un modèle numérique. La complexité des chargements mis 
en jeu et le souhait de proposer un modèle souple et évolutif nous ont conduit à opter pour une 
modélisation de la berge par éléments finis.  
 
2 Description du site d’étude 
 
Les glissements qui ont  été observés sur le site d’étude (Route des cabanes à Damvix (85)) 
sont de type circulaire : dans le plan vertical, la surface de rupture décrit un arc de cercle qui 
relie la base de la berge (niveau d’attaque de la berge par les eaux) et le bord de la chaussée. 
Dans le plan horizontal, les zones effondrées ont la forme de demi-loupes de quelques mètres de 
diamètre. La Figure 1 illustre ce type de dégradations. 
 
   
FIG.1 – Glissement rotationnel observé sur le site d’étude  
 
Une mission de reconnaissance géotechnique a déjà été réalisée par le CEBTP (2002) sur 
des sites voisins (Maillé, Bazouin et l’Ile d’Elle). Les échantillons prélevés à la tarière sont 
constitués d’argiles plastiques. Les essais de pénétration dynamique ont montré que, sur 
l’ensemble de l’épaisseur contrôlée (4 m), le sol possède une faible résistance aux sollicitations 
mécaniques. Des essais triaxiaux ont permis de déterminer les valeurs effectives de cohésion et 
d’angle de frottement interne suivantes : ϕ’ = 32° et C’ = 5 kPa. Enfin des essais au bleu de 
méthylène ont mis en évidence la forte activité du sol. La Valeur de Bleu du Sol vaut 8,2. 
Nous avons réalisé des essais complémentaires. Le contexte géotechnique du site d’étude 
est identique à celui des sites étudiés par le CEBTP. Le sol est constitué d’une fine couche de 
terre limono-argileuse marron jusqu’à 20 cm de profondeur puis d’une argile vasarde grise 
(jusqu’à l’arrêt des sondages à la tarière vers 6 m). La courbe granulométrique (réalisée avec un 
microgranulomètre laser « Coulter 230 ») fait apparaître deux familles principales de particules 
de diamètres de l’ordre de 0,2 et 5 µm (cf. Figure 2). 
 
 
FIG.2 – Granulométrie du sol 
 
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La masse volumique des grains (mesurée avec un pycnomètre à hélium Micromeritics 
AccuPyc 1330) est de 2607 kg/m
3
. La surface spécifique du sol (mesurée avec un appareil 
Micromeritics FlowsorbII 2300) est de 66,8 m
2
/g, ce qui confirme la forte activité du sol. Des 
essais triaxiaux complémentaires sont en cours.  
   
3 Présentation du modèle numérique 
 
L’approche généralement utilisée pour analyser la stabilité d’une pente consiste (sur la 
base d’une description verticale en deux dimensions) à étudier l’équilibre d’une masse de sol 
délimitée par une surface de rupture et soumise aux efforts suivants : poids propre du massif, 
réaction du sol en place le long de la surface de rupture, chargements extérieurs éventuels et 
pressions interstitielles. Une étude de stabilité consiste à rechercher la surface de rupture la plus 
défavorable (dans une famille donnée, par exemple les ruptures circulaires), c'est-à-dire celle 
qui possède le plus petit facteur de sécurité. Un facteur de sécurité est défini en un point comme 
le rapport entre la résistance au cisaillement du sol et la contrainte de cisaillement s’exerçant sur 
une surface de rupture potentielle. Ce facteur local n’est pas constant le long de la surface de 
rupture. Deux solutions sont classiquement utilisées pour obtenir un facteur de sécurité global F 
(sur l’ensemble de la surface de rupture). Soit on calcule les contraintes en découpant le massif 
en tranches de géométrie simple et on fait des estimations sur les efforts entre ces tranches (les 
méthodes de référence sont celles de Fellenius (1936) et de Bishop (1955)), soit on utilise une 
modélisation plus fine généralement basée sur les éléments finis. Nous avons opté pour la 
deuxième solution car elle offre la possibilité de prendre en compte des chargements et des 
géométries complexes. 
Le calcul par éléments finis est réalisé en utilisant un maillage vertical en deux dimensions. 
La modélisation est basée sur le calcul des contraintes et des déformations à l’équilibre en 
considérant un comportement spécifique du sol. Le calcul des contraintes et des déformations 
dans la berge est effectué, en chaque noeud du maillage, en considérant les efforts que sont le 
poids de la berge et de l’eau qu’elle contient, les pressions latérales induites par la Sèvre 
Niortaise, les pressions d’eaux interstitielles et le poids de la chaussée et des véhicules. Bien que 
l’eau joue un rôle important dans l’apparition des glissements, dans une première approche, 
nous avons choisi de découpler les phénomènes hydrauliques et le calcul par éléments finis. 
Pour modéliser le comportement du sol, nous avons opté pour une loi élastoplastique parfaite 
basée sur le critère de Mohr-Coulomb ce qui permet d’obtenir une bonne précision avec un 
nombre de paramètres à renseigner limité (le module d’Young E, le coefficient de Poisson ν, la 
cohésion interne effective C’ et l’angle de frottement interne effectif ϕ’). Le comportement 
plastique est décrit à l’aide d’une loi d’écoulement associée sans écrouissage. 
L’étude de stabilité repose sur le choix de surfaces de rupture potentielles et sur un critère 
de rupture qui fait intervenir les contraintes tangentielles et normales le long de celles-ci. Ces 
dernières sont déduites des résultats du calcul des contraintes par interpolation. Comme nous 
considérons un comportement drainé à long terme du sol, nous avons opté pour le critère de 
rupture suivant : 'σ'.tanC'τ ϕ+= . 
L’ensemble des calculs (calcul des contraintes par éléments finis et étude de stabilité) est 
réalisé en utilisant le système multiphysique Castem. 
 
4 Paramétrisation 
 
Nous avons utilisé des valeurs de module d’Young et de coefficient de Poisson standards 
données par Mestat (1998) : E = 10 MPa et ν = 0,35. La masse volumique du sol saturé ρsat est 
égale à 1637 kg/m
3
. La masse volumique du sol non saturé ρnon sat est fixée à 1500 kg/m3. La 
pression exercée par la chaussée sur la berge P-Ch est de 10 kPa. Lorsqu’un véhicule est présent 
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sur la chaussée, on applique une pression (constante) supplémentaire P_V de 10 kPa par roue 
(on considère que la voiture roule au milieu de la chaussée et que ses roues mesurent 20 cm de 
large). Les dimensions du profil modélisé proviennent de relevés effectués par la DDE-79. Les 
dimensions de la berge et les notations sont indiquées sur la Figure 3. Les valeurs fixées sont les 
dimensions du talus : H = 10,15 m et L = 27,28 m, la largeur de la chaussée L_R = 4 m et sa 
position D = 1 m. N_S désigne le niveau de la Sèvre qui peut varier de 1,30 m NGF (pour un 
étiage prononcé) à 2,50 m NGF pour une forte crue. P_N est la profondeur à laquelle se trouve 
la nappe d’eau par rapport au niveau supérieur de la berge. Deux piézomètres (P1 et P2) ont été 
implantés de part et d’autre de la route. Les premières mesures réalisées entre fin décembre et 
fin février (niveau d’hiver) ont montré que le niveau le plus haut de la nappe était situé à  
environ 30 cm sous la surface du talus. Le maillage comporte 4045 nœuds et 7805 éléments 
triangulaires de type P1. Les déplacements sont bloqués le long de BC (on considère que le sol 
situé en dessous de cette droite est rigide), les déplacements sont bloqués horizontalement le 
long de AB et de CD. Les conditions au limite sont placées relativement proches du talus et de 
la zone de surcharge mais nous nous sommes assurés que cela n’avait d’influence ni sur le 
calcul des contraintes et des déformations ni sur la détermination du cercle critique. 
 
 
FIG.3 – Maillage et notations 
 
5  Résultats et discussion 
 
Les glissements se produisent lorsque les chargements mécaniques induisent des 
contraintes dans la berge qui dépassent un seuil admissible le long d’une surface de rupture. 
Généralement, ils se déclenchent pendant les décrues. C’est la situation que nous avons choisie 
comme référence, nous la noterons dans la suite S0. Elle correspond à un cas où le niveau de la 
Sèvre est à son niveau d’hiver (N_S = 1,65 m) et où le niveau de la nappe d’eau dans la berge 
est à son maximum (P_N = 30 cm). 
Les contraintes calculées dans la situation S0 sont représentées sur la Figure 4-A. Les 
déformations horizontales et verticales sont représentées respectivement sur les Figures 4-B et 
4-C. Elles montrent un tassement reparti sur l’ensemble de la zone et des déformations 
horizontales faibles mais localisées dans la partie basse du talus. 
Dans la situation de référence S0, la surface de rupture critique est associée à un facteur de 
sécurité de 1,65 et se trouve localisée dans la partie haute du talus (cf. Figure 5).  
 
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FIG.4 - Résultats du calcul par éléments finis pour la situation de référence S0 : A) Contraintes 
dans la berge (en Pa) ; B) Déformations horizontales (en m) ; C) Déformations verticales (en m) 
 
 
FIG.5 - Cercle critique dans la situation de référence S0 et facteur de sécurité F associé 
 
 Pression exercée 
par 
Niveau de 
la Sèvre 
Profondeur de la 
nappe P_N 
F 
Gain ou perte de 
stabilité 
S0 chaussée seule 1,65 m 30 cm 1,65 0 % 
S1 pas de chaussée 1,65 m 30 cm 1,66 + 0,6 % 
S2 chaussée + véhicule 1,65 m 30 cm 1,57 - 4,8 % 
S3 chaussée seule
 
1,65 m 2 m 1,68 + 1,83 % 
S4 chaussée seule 2,50 m 30 cm 1,67 + 1,21 % 
S5 chaussée seule
 
1,30 m 30 cm 1,58 - 4,24 % 
S6 chaussée seule 1,30 m 2 m 1,59 - 3,6 % 
TAB. 1 - Facteurs de sécurité F en fonction des différentes situations testées 
 
Nous avons testé l’influence de la chaussée, du niveau de la nappe d’eau et du niveau de la 
Sèvre sur la stabilité de la berge. Les résultats sont présentés dans le Tableau 1. Dans un premier 
temps, nous avons réalisé une simulation sans route (S1). Nous avons obtenu une surface de 
rupture critique localisée sensiblement au même endroit que dans le cas de référence avec un 
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facteur de sécurité très légèrement plus élevé. Une simulation réalisée en considérant la 
présence d’un véhicule conduit à un facteur de sécurité de 1,57 (S2). On peut donc en déduire 
que la circulation des véhicules a une influence déstabilisatrice sur la berge. En plaçant la nappe 
d’eau à son niveau supposé d’été (P_N = 2 m) (S3), on obtient un léger gain de stabilité puisque 
le facteur de sécurité associé à cette situation est de 1,68. Ensuite, nous avons testé l’influence 
du niveau de la Sèvre en considérant une forte crue (N_S = 2,5 m NGF) (S4) et un étiage 
prononcé (N_S = 1,3 m NGF) (S5) et nous avons constaté que la stabilité est meilleure lorsque 
le niveau de la Sèvre est haut. Comme les étiages prononcés se produisent pendant les périodes 
sèches, c'est-à-dire quand le niveau de nappe dans la berge est bas, nous avons également réalisé 
une simulation S6 qui combine des niveaux bas pour la Sèvre et pour la nappe d’eau. 
Dans tous les cas testés, les glissements sont peu profonds et n’affectent que la partie haute 
du talus ce qui est conforme aux observations faites sur le site (cf. Figure 1). Les simulations 
montrent que le poids de la berge influe notablement sur la stabilité de celle–ci. Il est donc 
nécessaire d’opter pour des techniques de restauration légères et de limiter autant que possible 
les surcharges dues à la circulation sur la chaussée. Les simulations mettent également en 
évidence l’action stabilisatrice jouée par les pressions d’eau de la Sèvre. Lorsque le niveau de 
cette dernière est haut, les pressions latérales s’exercent sur une grande partie du talus et le 
risque d’observer un glissement est faible. Ces constats confirment bien le fait que les décrues 
sont des périodes favorables aux glissements. En effet, lorsqu’elles se produisent, les pressions 
latérales induites par l’eau du canal chutent rapidement alors que le niveau de la nappe dans la 
berge diminue lentement du fait de la faible perméabilité du sol. 
Tous les facteurs de sécurité obtenus sont supérieurs à 1, ce qui signifie que le massif est 
stable théoriquement. Il est toutefois nécessaire de considérer un coefficient de sécurité pour 
prendre en compte les incertitudes liées au calcul (les paramètres introduits sont issus de 
mesures qui comportent une certaine variabilité, des simplifications ont été faites, …), les 
phénomènes locaux dus aux hétérogénéités du sol et le fait que notre calcul soit réalisé sur un 
profil type alors que certaines portions de berge peuvent présenter des dimensions sensiblement 
différentes. Un affinage des valeurs du module d’Young et du coefficient de Poisson, par 
exemple à l’aide d’essais pressiométriques réalisés avec une sonde lanternée, permettrait 
d’améliorer le paramétrage. D’autre part, le modèle pourrait être affiné par l’introduction de la 
cyclicité des chargements engendrés par la circulation des véhicules ou encore par la prise en 
compte dans le calcul aux éléments finis du couplage hydro-mécanique.  
 
7 Remerciements 
 
 Nous tenons à remercier l’IIBSN, l’ENGREF et EDF – GEH ouest pour leur soutien 
financier.      
 
Références 
 
Bishop, A. W. 1955 The use of the slip circle in the stability analysis of earth slopes. 
Géotechnique 5, 7-17 
 
CEBTP 2002 Stabilité des berges, Rapport d’études géotechniques, 9 p.  
 
Fellenius, W. 1936 Calculation of the stability of earth dams. Second International Congress on 
large dams, Washington, 4, 445-459 
 
Mestat, Ph. 1998 Du bon usage de l’élasticité dans les  calculs de géotechnique. Dans La 
Pratique des calculs tridimensionnels en géotechnique (Ed. J-P. Magnan, A. Guilloux & P. 
Mestat), pp. 241 – 256. Presses de l’école nationale des Ponts et chaussées.    


Calcul de stabilité des berges d'un canal : Application au réseau de canaux de la Sèvre Niortaise

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