Voir l`article - rencontres AUGC 2013

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Modélisation numérique et analyse de
comportement d’un écran de
soutènement autostable
Chogueur Aissa(1) ; Zadjaoui Abdeldjalil(1)
(1) Faculté de Technologie, Université de Tlemcen
Bp 230 rue Abi Ayad, 13000 Algérie
e-mail : most_chog@yahoo.fr
RÉSUMÉ. L’objet du présent travail porte sur la modélisation numérique et l’analyse du
comportement d’un écran de soutènement autostable du type paroi moulée en béton armé,
fiché dans le sable par la méthode du coefficient de réaction à l’aide du logiciel
K-Réa –
Terrasol et par la méthode numérique aux éléments finis en utilisant le logiciel Plaxis 2D. Les
différentes simulations effectuées considérent que le sol soutenu est non chargé en analysant
l’influence de principaux facteurs tels que le module de Young, la cohésion, l’angle de
frottement interne du sol et le phasage des travaux.
Cependant, l’analyse des résultats se focalise sur la déformée de la paroi, les moments
fléchissants, les déplacements horizontaux. Ainsi, ces résultats obtenus, comparés entre eux
mêmes seront confrontés à d’autres résultats expérimentaux [GAU 02]. Par conséquent
,une très bonne cohérence entre les résultats numériques et expérimentaux a été
constatée.
ABSTRACT. The object of this work concerns numerical modeling and analyzes
behavior of a self-stabilizing retaining wall stuck in sand by subgrade reaction method of the
using software K-Réa–Terrasol and by the numerical method with the finite elements by using
the software Plaxis2D v8. The different simulations carried out consider that the supported
ground is uncharged by analyzing the influence of main factors such as the Young modulus,
the cohesion, angle of internal friction of soil and the phasage of excavation work.
However, the analysis of the results is focused on the deformation of the wall, the bending
moments, horizontal displacements. The results are compared and confronted with
experimental results [GAU 02]. Consequently, a very good coherence between the numerical
and experimental results was noted.
MOTS-CLÉS: Soutènement auto stable, Coefficient de réaction, éléments finis, Interface,
paroi moulée, modélisation numérique.
KEY WORDS: Self-stabilizing retaining wall, subgrade reaction, finite elements,
Interface, diaphragm wall, numerical modeling.
Modélisation numérique d’un écran de soutènement autostable
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1. Introduction
Les méthodes de dimensionnement des écrans de soutènement reposent
actuellement sur diverses règles de calcul. Si les méthodes classiques dites à la
rupture, à la ligne élastique et la poutre équivalente sont encore employées pour
certains types d’ouvrages, c’est principalement la méthode du coefficient de
réaction et les méthodes numériques qui sont les plus fréquemment retenues. La
méthode du coefficient de réaction est assez bien maîtrisée et les seules
incertitudes résident dans le choix du coefficient de réaction [Del 01], [Mon 94].
Les méthodes numériques présentent l’avantage de prendre en compte de manière
plus précise le comportement du sol et de l’interface sol-paroi et aussi de pouvoir
considérer de multiples conditions hydrauliques ainsi que différentes options quant
à la modélisation du soutènement. Toutefois, les résultats obtenus par ces
méthodes nécessitent encore d’être validés par d’autres résultats expérimentaux
aux laboratoires (centrifugeuse par exemple) ou mesurés en place.
L’objet du présent travail porte sur la modélisation numérique et l’analyse du
comportement d’un écran de soutènement autostable du type paroi moulée en béton
armé, fiché dans le sable (Fontainebleau) par la méthode du coefficient de réaction
à l’aide du logiciel K-Réa –Terrasol et par la méthode numérique aux éléments finis
en utilisant le logiciel Plaxis 2D-v8.5. Pour les deux méthodes, on procède aux
différentes simulations et ce, lorsque l’écran est fiché dans le sol soutenu non
chargé.
Pour la première méthode , on s’intéresse à analyser l’influence de principaux
facteurs pouvant affecter les mouvements du sol et la non-stabilité de l’écran de
soutènement. Ces facteurs concernent essentiellement le module de Young, la
cohésion et l’angle de frottement interne du sol et le phasage des travaux.
Concernant la méthode des éléments finis, le sol est homogène et sec, son
comportement est décrit par une loi élastoplastique du type Mohr Coulomb avec
deux valeurs différentes de cohésion du sol c et un même angle de frottement
interne , la paroi moulée est modélisée par élément « poutre ». Les simulations sont
à exécuter avec des maillages différents et des coefficients réducteurs de l'interface
(sol-paroi) pris variables.
Pour les deux méthodes, l’analyse des résultats se focalise sur la déformée de la
paroi, les moments fléchissants, les déplacements horizontaux et les pressions des
terres. Ainsi, ces résultats obtenus, comparés entre eux mêmes seront confrontés à
d’autres résultats expérimentaux [Gau 02].
31èmes Rencontres de l’AUGC, E.N.S. Cachan, 29 au 31 mai 2013
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2. Méthode du coefficent de réaction
Une étude numérique par la méthode du coefficient de réaction a été menée par
le biais du logiciel K-Réa pour modélisation et analyse du comportement de l’écran
autostable. Le calcul est basé sur la détermination des coefficients de poussée et de
butée. Bien-entendu la littérature évoque trois principales méthodes de calcul de ces
coefficients, il s’agit de la méthode Coulomb, Rankine et des tables de CaquotKerisel et Absi. Le calcul de coefficient de réaction pourra être effectué par les trois
méthodes à savoir la méthode de Balay, de Schmitt et suivant les abaques de
Chadeisson. Pour faire un choix adéquat, une étude numérique préliménaire a été
effectuée. Les résultats retenus sont ceux qui sont en cohérence avec les travaux
expérimentaux [Gau 02].
2.1 Paramètres initiaux du calcul
Les paramètres initiaux de lancement des calculs aux coefficients de réaction
sont ceux du sable de Fontainebleau [Gau 02]. Il s’agit d’un sable fin, siliceux et
propre ayant les caractéristiques suivantes :
(kN/m3) = 16 ; c (kPa) = 2,60 ; (°) = 39,40 et EM (MPa) = 27,10.
2.2 Paramètres de la paroi moulée
L’écran de type paroi moulée est d’une épaisseur équivalente de 0,152 m et de
hauteur de 10 m avec un module de Young de béton qui vaut 22350 MPa, est utilisé
dans cette étude.
2.3 Résultats et interprétations
Les résultats de calculs des différentes simulations effectuées par les trois
méthodes de calcul des coefficients de poussée et de butée et les autres trois
méthodes de calcul de coefficient de réaction sont présentés sur les figures 1, 2 et 3
suivantes:
Modélisation numérique d’un écran de soutènement autostable
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a)-Profils des moments de flexion
b)-Profils de déplacements horizontaux
Figure 1. Profils des moments de flexion et de déplacements horizontaux de la
paroi relatifs à la hauteur d'excavation He=5,83m calculée en fonction de Kh par
les 03 méthodes (Balay-Schmitt et Chadeisson)-avec tables de Kerisel et Absi.
a)-Profils des moments de flexion
b)-Profils des déplacements horizontaux
Figure 2. Profils des moments de flexion et de déplacements horizontaux de la
paroi relatifs à la hauteur d'excavation He=5,83m calculée en fonction de Kh par
les 03 méthodes (Balay-Schmitt et Chadeisson)- Avec méthode de Rankine.
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a)-Profils des moments de flexion
b)-Profils des déplacements horizontaux
Figure 3. Profils des moments de flexion et des déplacements horizontaux de la
paroi n°01 relatifs à la hauteur d'excavation He=5,83 m calculée en fonction de Kh
par les 03 méthodes (Balay-Schmitt et Chadeisson)- Avec méthode de coulomb.
Ainsi, ces mêmes résultats obtenus par ces méthode sont regroupés dans le
tableau 1.
Il apparaît que le calcul du coefficient de réaction par les abaques de chadeisson
en utilisant les deux méthodes de calcul des coefficients de poussée et de butée qui
sont la méthode de Rankine et par les tables de Kerisel, a donné des résultats
proches de ceux obtenus expérimentalement par l’essai noté A0-1 [Gau 02].
Le moment maximal estimé à 121kN.m/ml, est également conforme au résultat
expérimental avec une légère différence pour le déplacement maximal estimé à
37cm et 37,10cm plus proche de 37,85 cm obtenu expérimentalement.
Aussi, la formule de Balay en utilisant la méthode de Rankine, a permis de
satisfaire un seul résultat également conforme aux résultats expérimenetaux et que le
moment maximal a été estimé de 121kN.m/ml, de même les déplacements
maximaux ont été estimés d’une valeur de 37,90cm très proche de 37,85cm.
La formule de Schmitt a fortement sous-estimé les résultats pour les trois
méthodes, ceci est dû au coefficient de réaction plus élevé quant les deux autres
méthodes donnent des coefficients de réaction Kh rapprochés donnés respctivement
comme suivant :
Kh Schmitt (400821) > Kh Chadeisson (58411) > Kh Balay (52238).
Modélisation numérique d’un écran de soutènement autostable
6
Tableau 1. Comparaison des résultats par formule de caclul de coefficient de
réaction et par méthodes de calcul des coefficients de poussée et de butée.
Rankine
Tables de
Kerisel et
Absi
Coulomb
Rankine
Tables de
Kerisel et
Absi
Coulomb
Rankine
Tables de
Kerisel et
Absi
Hauteur
d’excavation
limite (m)
Hauteur
d’excavation
de référence
(m)
Moments
de flexion
maximaux
(kN.m/ml)
Déplacements
maximaux
(cm)
Abaque de
chadeisson
Formule de Schmitt
Coulomb
Formule de Balay
6 ,55
6,55
6,64
5,83
4,90
5,49
5,83
6,39
6,39
5,83
5,83
5,83
5,83
5,83
5,83
5,83
5,83
5,83
92,50
121
116
103
66,10
98,20
104
121
121
23,40
37,90
34.90
29.50
13,60
25,60
29,90
37,10
37
2.4 Mise en évidence des résultats expérimentaux
Pour le reste des calculs, on opte pour la première combinaison en utilisant les
abaques de chadeisson et les 03 méthodes afin de mettre en évidence les réultats
expérimentaux. Les simulations ainsi effectuées visent à vérifier la convergence des
calculs au cours de l’excavation par phase jusqu'à atteindre les hauteurs
expérimentales de référence 5,73m ;5,83m et 5,95m correspondantes aux essais
expérimentaux notés respectivement A0-1, A0-2 et A1-1 [Gau 02]. On présente ici
seuls les résultats obtenus par combinaison de la méthode de Rankine avec les
abaques de Chadeisson [KRE 06] et qui concernent les deux hauteurs de réference
5,73m et 5,83m comme il est illustré suivant les figures 4 et 5 ci-dessous.
31èmes Rencontres de l’AUGC, E.N.S. Cachan, 29 au 31 mai 2013
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a)-Profils des moments de flexion
b)-Profils des déplacements horizontaux
Figure 4. Profils des moments de flexion dans la paroi- (Ka et Kp calculés par la
méthode de Rankine et Kh par la méthode de Chadeisson)-He=5,83 m.
a)-Profils des moments de flexion
b)-Profils des déplacements horizontaux
Figure 5. Profils des moments de flexion dans la paroi - (Ka et Kp par méthode
de Kérisel et Absi et Kh par la méthode de Chadeisson)- He=5,73 m
2.5 Interprétation et commentaires
Les résultats concernant un écran avec un sol soutenu non chargé, sont les
suivants:
 Le comportement de l’écran est correctement retranscrit et il est globalement en
cohérence avec les constations expériementales.
 Les valeurs de moments de flexion maximaux sont comparables aux résultats
expérimentaux. Nous assistons à une sous estimation de ces moments pour les
hauteurs inférieure à 5m.
Modélisation numérique d’un écran de soutènement autostable
8
 En ce qui concerne les déplacements maximaux la différence est enregistrée
uniquement pour les hauteurs d’excavation de 5,73 m et 5,95 m. Il a été constaté une
sous-estimation par rapport à l’expérimentation, soit une diminution de 20% et 33%
respectivement pour les deux hauteurs. Les inclinomètres pour les mêmes hauteurs
ont enregistrés respectivement 34 cm et 50 cm.
En conclusion, la méthode de calcul de coefficient de réaction bien qu'elle soit
beaucoup plus utilisée, retranscrit globalement le comportement de l’écran via les
profils de moments de flexion et de déplacements horizontaux analogues à ceux
obtenus expérimentalement et elle estime par ailleurs les hauteurs d’excavation
expérimentales, elle semble limitée pour estimer correctement les déplacements
latéraux.
3. Modélisation numérique de l’écran autostable par la méthode des
éléments finis
La modélisation numérique du sol et l’écran de soutènement est effectuée en
utilisant le logiciel Plaxis2D-V8.5. Les dimensions géometriques optées pour les
calculs sont celles conseillées pour la modélisation d’une excavation non soutenue
en déformation plane, avec les grandeurs maximales [WIL 08a], le sol est modélisé
par la loi de comportement de Mohr-Coulomb, la paroi moulée de hauteur de 10 m
est modélisée par l’élément « poutre ». On a utilisé quatre types de maillage pour
s’assurer de la reproductibulité et de la convergence des résultats. Les conditions
aux limites appliqueés sont gérées automatiquement selon l’option par défaut. Les
calculs sont exécutés par phase d’excavation pour une hauteur de 1 m sauf pour les
deux et/où les trois dernières phases selon le cas simulé. Cette hauteur est fixée
selon la convergence des calculs ou selon la hauteur d’excavation souhaitée.
Il est à noter que deux valeurs distinctes de la cohésion du sol c (0 kPa et 2,30
kPa) ont été considérées dans les simulations conditionnées par le coefficient
réducteur d’interaction sol-structure Rinter et prenant pour valeurs respectivement
0,80 ; 0,88 et 1,0.
3.1 Données de propriétés du sol
Le sol est constitué d’une seule couche de sable de Fontainebleau, le modèle de
comportement est celui de Mhor Coulomb. Les paramètres Eref , cref , ψ et Rinter sont
variables selon le cas simulé comme il est indiqué dans le tableau suivant :
Tableau 2. Propriétés des couches de sols et des interfaces
Eref (MPa)
10 ou 75

0,275
cref (kPa)
0 ou 2,60
 (°)
39,40
Ψ (°)
16,70
Rinter
0,80 ou 0,88 ou 1,00
31èmes Rencontres de l’AUGC, E.N.S. Cachan, 29 au 31 mai 2013
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3.2 Propriétés de la paroi moulée
Les propriétés de la paroi moulée en béton armé sont comme suivant :
Ebéton (MPa) = 22350 ; d (m) = 0,152 ;  = 0,30 ; h (m) = 10
3.3 Différents types de maillage utilisés
Le logiciel Plaxis2D v8.5 permet à l’utilisateur de choisir le maillage via le menu
arborescent, il peut être un maillage individuel ou combiné. Pour notre cas, nous
avons opté pour les maillages détaillés suivant le tableau 3.
Tableau 3. Type de maillage opté pour les calculs.
Ordre
Maillage01
Maillage02
Maillage03
Maillage04
Type de maillage
Coarse
Medium
Fine
Dense
Nbre d’éléments
233
383
699
2920
Nbre de noeuds
2019
3255
5835
23933
Tableau 4. Comparaison des résultats de simulations numériques
R
inter
Type de
Mf max
Calcul / Expér
maillage
(kN.m/ml)
(%)
Résultats expér
1
E=10MPa
et c
ref
=0,00kPa
0,8
0,88
E=10MPa
et c
ref
=2,60kPa
1
0,88
E =75MPa
1
et c
ref
=2,60kPa
0,88
120,09
U max (cm)
Calcul / Expér
(%)
37,85
Coarse
112,8
-6,1%
34,11
-9,9
Medium
115,54
-3,8%
33,73
-10,9
Fine
117,90
-1,8%
33,95
-10,3
Dense
120,8
0,6%
35,81
-5,4
Fine
121,98
1,6%
40,59
7,2
Coarse
119,22
-0,7%
38,7
2,2
Medium
121,22
0,9%
37,8
-0,1
Fine
117,80
-1,9%
33,95
-10,3
Dense
124,44
3,6%
38,92
2,8
Coarse
58,54
-51,3%
11,02
-70,9
Medium
60,34
-49,8%
11,34
-70,0
Medium
62,88
-47,6%
15,28
-59,6
Fine
65,50
-45,5%
15,28
-59,6
Coarse
58,60
-51,2%
11
-70,9
Medium
60,34
-49,8%
11,36
-70,0
Fine
65,50
-45,5%
15,28
-59,6
Modélisation numérique d’un écran de soutènement autostable
10
3.4 Calculs et résultats
Les simultions effectuées visent à vérifier la convergence des calculs au cours de
l’excavation par phase jusqu'à atteindre la hauteurs expérimentale de référence
5,83 m dont les résultats sont présentés dans le tableau 4.
a)-Profils des moments de flexion
b)-Profils de déplacements horizontaux
Figure 6. Evolution de moments de flexion avec He=5,83 m - Modèle Mohr
Coulomb, E=10MPa, c =0,0kPa- Rint=0,88 - Loi non associée - Maillage medium.
a)-Profils des moments de flexion
b)-Profils de déplacements horizontaux
Figure 7. Evolution de moments de flexion avec He=5,83 m -Modèle Mohr
Coulomb, E=10MPa, c =2,60kPa - Rint=0 ,88 - Loi non associée- Maillage fine.
3.5 Interprétation et commentaires
 Le comportement de l’écran est correctement retranscrit et il est globalement
conforme à celui montré par les essais expérimentaux (profils des moments de
flexion et de déplacements horizontaux).
 L’encastrement réel est convenablement représenté sur la figure relative aux
profils de déplacements en tête qui illustrent clairement la hauteur de fiche
31èmes Rencontres de l’AUGC, E.N.S. Cachan, 29 au 31 mai 2013
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d’encastrement située entre les cotes de 10 et 14m soit une fiche de 4 m, la déformée
ne concerne que la partie au dessus du fond de la fouille .
a/- Pour une cohésion nulle :
 Pour un contact souple (Rinter=1), les valeurs des moments de flexion maximaux
sont sous estimés dans les cas des maillages coarse, medium et fine. Dans les trois
situations la différences ne dépasse pas -6%. Par contre, dans le cas d’un maillage
dense, une légère sur-estimation a été enregistrée (1% environ). Cependant, dans le
cas d’un contact glissant (Rinter < 1), il semble selon les valeurs obtenues que le type
de maillage a peu d’influence sur les résultats et que le coefficient réducteur de
l’interaction influe directement sur le comportement de l’écran de soutènement.
 Les valeurs de déplacements horizontaux maximaux calculés différent de -11% à
7% par rapport au résultat expérimental. Pour un contact souple, les déplacements
sont sous estimés de -11% à -6%, sans influence du type de maillage utilisé. Par
contre, dans le cas d’un contact glissant, on constate aussi une autre fois que le type
de maillage a peu d’influence sur les résultats et que le coefficient réducteur de
l’interaction influe sur les résultats.
b/-Pour une cohésion du sol c = 2,60 kPa
 Les valeurs de moments de flexion maximaux sont incluses dans un intervalle de
(-51% à -45%) de la valeur expérimentale. Plus le maillage est dense plus le taux de
sous-estimation des résultats diminue. Le module de Young et le coefficient
réducteur de l’interaction ont peu d’influence sur les résultats de calculs.
 Les valeurs de déplacements horizontaux maximaux calculés sont incluses dans
un intervalle de -71% à -60% du résultat expérimental. De même, plus le maillage
est dense plus le taux de sous-estimation des résultats diminue. Le module de Young
et le coefficient réducteur de l’interaction n’affecte pas le calcul.
En conclusion, pour une cohésion nulle du sol, lorsque le contact est glissant, les
cacluls sont satisfaisants et au moins deux résultats sont conformes aux mesures
expérimentaux. Cependant, lorsque la cohésion du sol c =2,60kPa les résultats sont
fortement sous-estimés quelque soit le type de contact.
4. Confrontation de résultats expérimentaux avec les calculs numériques
La confrontation des résultats numériques aux résultats expérimentaux nous a
permis de comparer les performances de chacune des deux méthodes et de préciser
leurs limites. Pour se faire, les différents profils de moments de flexion et de
déplacements maximaux résultants des deux méthodes sont regroupés et présentés
sur les Figures 8 et suivantes:
Modélisation numérique d’un écran de soutènement autostable
12
a)-Evolution des moments de flexion
Figure 8. Evolution de moments de flexion avec He=5,83 m - Modèle
Mohr Coulomb, E =10MPa, c=0kPa, Rint=0,88 - Loi non associée- Maillage
medium.
b)-Evolution des déplacements horizontaux
Figure 9. Evolution de moments de flexion avec He=5,83 m – Modèle
Mohr Coulomb, E =10MPa, c=0,kPa, Rint=0,88 - Loi non associéeMaillage medium.
5. Conclusion
Il ressort de cette étude comparative les conslusions suivantes :
 A n’importe quelle phase d’exacavation, il a été constaté une très bonne
cohérence entre les valeurs calculées et les valeurs enregistrées sur place, Cette
constation est valable pour le comportement de soutènement, des déplacements et
des moments félchissants en tête. Néanmoins, pour les hauteurs d’excavation
maximales une légère surestimation a été notée par rapport aux mesures effectuées.
 A propos de cas d’un écran avec sol soutenu non chargé, les méthodes utilisées
pour l’estimation des hauteurs d’excavation de référence 5,73 m et 5,83 m
31èmes Rencontres de l’AUGC, E.N.S. Cachan, 29 au 31 mai 2013
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coïncident parfaitement avec les résultats expérimentaux. Cependant, elles
sous-estiment les résultats de moments de flexion surtout dans les quatre premières
phases et elles les surestiment au delà de cette phase. En revanche, il a été constaté
que les déplacements horizontaux sont sous-estimés pour toutes les phases
d’excavation à l’exception de la dernière phase.
 Pour les quatre premières phases, la solution numérique par la méthode des
éléments finis coïncide parfaitement avec les mesures effectuées en place mais
uniquement pour une cohésion nulle. De même pour la méthode de calcul aux
coefficients de réaction une très bonne cohérence a été constatée mais dans le cas
d’une cohésion non nulle soit
c=2,60kPa. Malheureusement il n’ya pas
d’explication de ce paradoxe entre les deux méthodes.
 La méthode des éléments finis avec un module de Young E =75MPa et une
cohésion c = 2,60kPa a sous-estimé fortement les résultats obtenus quant la méthode
aux coefficients de réaction n’a pas parvenu à satisfaire les calculs avec une
cohésion nulle.
a)-Moments de flexion
Figure 10. Comparaison des résultats obtenus par
les deux méthodes avec les résultats expérimentaux.
b)-Déplacements horizontaux
Figure 11. Comparaison des résultats obtenus par
les deux méthodes avec les résultats expérimentaux.
Modélisation numérique d’un écran de soutènement autostable
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6. Références bibliographiques
[MON 94] MONNET A., Module de réaction, coefficient de décompression, au sujet des
paramètres utilisés dans la méthode de calcul élasto-plastique des soutènements, 1994, Revue
française de Géotechnique N° 67-1er trimestre.
[GAU 02] GAUDIN CHRISTOPHE., Modélisation physique et numérique d’un écran de
soutènement autostable, application à l’étude de l’interaction écran-fondation - Thèse de
doctorat ,2002 , Ecole centrale de Nantes, France.
[DEL 01] DELATTRE LUC., Un siècle de méthodes de calcul d'écrans de soutènement: I.
L'approche par le calcul – les méthodes classiques et la méthode au coefficient de
réaction, Bulletin des laboratoires des Ponts et Chaussées n°234, 2001, pp.35-55.
[HOR 10] HORATIU POPA., LORETTA BATALI., Using Finite Element Method in
geotechnical design, Soil constitutive laws and calibration of the parameters. Retaining
wall case study-Technical University of Civil Engineering of Bucharest, Romania, July
2010.
[KRE 06] K-REA TERRASOL., Manuel d’utilisation 2004, Edition 2006.
[PLA 08] PLAXIS2D., Manuel de référence , Version8.
[OLI 01] OLIVIER COMBARIEU., YVES CANÉPA., l’essai cyclique au pressiomètre,
Bulletin des laboratoires des ponts et chaussées, 2001, Réf.4381-PP.37-65.
[MES 97] MESTAT PHILIPPE., Maillage d’éléments finis pour les ouvrages de
géotechnique ,conseils et recommandations, Bulletin des laboratoires des ponts et
chaussées, Décembre 1997.
[WIL 08a] WILLIAM CHEANG., Aknowldgement,Part1 :Geometry space, boundaries and
meshing –Part2 : Initial stresses and Phi-c reduction, 2008, Plaxis seminar-Vietnam.
[WIL 08b] WILLIAM CHEANG., Plaxis element code for Soil and Rock nalyses, modelling
of excavation using plaxis, 2008, Plaxis seminar-Vietnam.
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