interprétation des essais pressiométriques

This article was downloaded by: [UQ Library]On: 12 November 2014, At: 16:41Publisher: Taylor & FrancisInforma Ltd Registered in England and Wales Registered Number: 1072954 Registered office: MortimerHouse, 37-41 Mortimer Street, London W1T 3JH, UK

Revue Française de Génie CivilPublication details, including instructions for authors and subscription information:http://www.tandfonline.com/loi/tece18

Interprétation des essais pressiométriquesDamien Rangeard a & Pierre-Yves Hicher aa Institut de Recherche en Génie Civil et Mécanique, UMR CNRS 6183, Ecole Centrale deNantes—Université de Nantes , BP 92101, F-44321, Nantes cedex 3Published online: 05 Oct 2011.

To cite this article: Damien Rangeard & Pierre-Yves Hicher (2004) Interprétation des essais pressiométriques, RevueFrançaise de Génie Civil, 8:7, 793-817, DOI: 10.1080/12795119.2004.9692629

To link to this article: http://dx.doi.org/10.1080/12795119.2004.9692629

PLEASE SCROLL DOWN FOR ARTICLE

Taylor & Francis makes every effort to ensure the accuracy of all the information (the “Content”) containedin the publications on our platform. However, Taylor & Francis, our agents, and our licensors make norepresentations or warranties whatsoever as to the accuracy, completeness, or suitability for any purpose ofthe Content. Any opinions and views expressed in this publication are the opinions and views of the authors,and are not the views of or endorsed by Taylor & Francis. The accuracy of the Content should not be reliedupon and should be independently verified with primary sources of information. Taylor and Francis shallnot be liable for any losses, actions, claims, proceedings, demands, costs, expenses, damages, and otherliabilities whatsoever or howsoever caused arising directly or indirectly in connection with, in relation to orarising out of the use of the Content.

This article may be used for research, teaching, and private study purposes. Any substantial or systematicreproduction, redistribution, reselling, loan, sub-licensing, systematic supply, or distribution in anyform to anyone is expressly forbidden. Terms & Conditions of access and use can be found at http://www.tandfonline.com/page/terms-and-conditions

http://www.tandfonline.com/loi/tece18

http://www.tandfonline.com/action/showCitFormats?doi=10.1080/12795119.2004.9692629

http://dx.doi.org/10.1080/12795119.2004.9692629

http://www.tandfonline.com/page/terms-and-conditions

http://www.tandfonline.com/page/terms-and-conditions

Revue française de génie civil. Volume 8 – n° 7/2004, pages 793 à 817

Interprétation des essais pressiométriques

I. Influence de la perméabilité du sol

Damien Rangeard — Pierre-Yves Hicher

Institut de Recherche en Génie Civil et Mécanique, UMR CNRS 6183Ecole Centrale de Nantes – Université de NantesBP 92101F-44321 Nantes cedex 3

RÉSUMÉ. L’objectif du travail entrepris consiste à mettre en œuvre des procédures dedétermination des paramètres de sol à partir d’essais in situ, et plus particulièrement dans cetarticle, l’essai pressiométrique. Nous présentons dans cette première partie une analyseexpérimentale et numérique de l’influence combinée de la perméabilité du sol et de la vitessed’application de la sollicitation pressiométrique et de ses conséquences sur la réponse. Lesrésultats mettent en évidence une influence des conditions de drainage sur la déterminationde la cohésion non drainée. Les conclusions de l’étude sont présentées sous forme d’undiagramme caractérisant les conditions de drainage fonction de la perméabilité du sol, de lavitesse de chargement et des dimensions de la sonde de mesure.

ABSTRACT. The aim of this work is to develop soil parameter determination procedures from insitu testing and in particular from pressuremeter tests. In the first part of a joint paper, wepresent some experimental and numerical results of the combined influence of soilpermeability and loading rate on the pressuremeter curve. The results highlight the influenceof the drainage conditions on the undrained cohesion derived from the tests. The mainconclusions are summarised by a diagram which characterises the drainage conditionsduring the pressuremeter test as a function of soil permeability, loading rate, as well as thedimension of the probe.

MOTS-CLÉS : analyse inverse, essai pressiométrique, perméabilité, calcul couplé.

KEYWORDS: inverse analysis, pressiometer test, soil permeability, coupled analysis.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014

794 Revue française de génie civil. Volume 8 – n° 7/2004

1. Introduction

L’utilisation des méthodes numériques comme les calculs aux éléments finiss’est largement développée en mécanique des sols depuis une vingtaine d’années.Cependant, l’utilisation optimale de ces outils numériques nécessite unemodélisation correcte des sols. Au-delà du problème du choix d’une loi decomportement adaptée au problème à traiter, la détermination des valeurs desparamètres de cette loi reste une étape primordiale pour la modélisationgéotechnique. Elle nécessite la mise en place d’une procédure d’identification desparamètres adaptée à la fois à la structure interne du modèle et aux donnéesexpérimentales disponibles. La méthodologie d’identification doit dans la mesure dupossible rendre objective la détermination des paramètres, c’est-à-dire indépendantede l’utilisateur [HIC 02].

Ces paramètres peuvent être identifiés à partir d’essais de laboratoire et/oud’essais in situ. Parmi ces derniers, l’essai pressiométrique occupe une placeprivilégiée de par sa capacité à renseigner sur le comportement du sol depuis lespetites déformations jusqu’à la rupture [AMA 72], [BAG 72]. Un aspect importantest le caractère drainé ou non drainé de l’essai, en particulier lorsque celui-ci estréalisé dans des sols peu perméables sous la nappe. Du fait de la non-homogénéitédes champs de contrainte et de déformation autour de la cellule pressiométrique, undrainage partiel peut se produire qui, en fonction de la vitesse de chargement et de laperméabilité du sol, peut entraîner des modifications des caractéristiques apparentesdu sol. Différents travaux ont montré que la vitesse de chargement affecte enparticulier la valeur de la cohésion non drainée mesurée à partir de la courbepressiométrique [HAN 92], [SHE 96], [RAN 01]. La consolidation du sol autour dela sonde a été étudiée par Randolph et Wroth [RAN 79] à l’aide de la mesure de lapression interstitielle. A partir d’un calcul en élasticité, ils en ont déduit la valeur dela perméabilité du sol. Fiovarante et al. [FIO 94] ont cependant montré quel’hypothèse sur la loi de comportement du sol pouvait influer sur la détermination dela perméabilité.

Dans cet article nous présentons des résultats expérimentaux mettant en évidencele rôle de la vitesse de chargement, en liaison avec la perméabilité du sol, lorsd’essais de type pressiométrique. Une étude numérique est ensuite réalisée pourapprécier le rôle de la perméabilité sur le développement des champs de contrainteseffectives autour de la sonde et son effet sur la courbe pressiométrique. Dans undeuxième article, ces résultats sont utilisés comme base de la mise en place d’uneprocédure d’analyse inverse d’essais pressiométriques afin de déterminerconjointement les paramètres de comportement mécanique et la perméabilité d’unsol.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014

Interprétation d’essais pressiométriques (I) 795

2. Etude expérimentale de l’essai pressiométrique

2.1. L’essai pressio-triax

Dans le but d’étudier le comportement du sol sous une sollicitation de typepressiométrique, un matériel d’essai spécifique, le pressio-triax, a été développé.[ZEN 99]. L’idée du pressio-triax consiste à réaliser un essai d’expansion de cavitédans une éprouvette cylindrique placée dans une cellule triaxiale. Il est ainsi possiblede maîtriser parfaitement les conditions aux limites appliquées à l’échantillon de solqui sera soumis à l’essai d’expansion.

Le pressio-triax est constitué de quatre éléments principaux : une mini-sondepressiométrique, un vérin de type GDS, une cellule triaxiale et un système de miseen pression à pots de mercure (type Bishop). L’ensemble du dispositif estschématisé figure 1.

Application uc

Application σ3

Vérin GDSpiston

(b)

Echantillon

Minipressiomètre

Capteur force

O

F

Figure 1. Schéma du système d’essai pressio-triax

La sonde, de diamètre 13 mm, est placée au centre d’un échantillon de 70 mm dediamètre et de 105 mm de hauteur, le volume initial de la sonde est ainsi de13 930 mm3. Dans le cadre de cette étude, l’appareil a été équipé d’un dispositif demesure de pression interstitielle au voisinage de la sonde.

Pour étudier les différences obtenues entre l’essai pressiométrique Ménard etl’essai pressio-triax de laboratoire, on a comparé les deux courbes obtenues surl’argile de Saint-Herblain. Sur la figure 2, la courbe pressiométrique Ménardprésentée a été obtenue à partir d’un essai réalisé à 6 mètres de profondeur ; l’essai

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


pressio-triax a, lui, été réalisé sur une éprouvette prélevée entre 6,11 et 6,26 m. Onremarque que, pour des déformations inférieures à 4 %, les courbes pressiométriqueset pressio-triax sont identiques. Pour des déformations plus importantes, la pressionà la paroi pour un même niveau de déformation est plus faible dans le cas dupressio-triax. Cette différence s’explique par la géométrie de l’essai, plusprécisément cette différence dépend du rapport des rayons intérieurs et extérieurs del’éprouvette pressio-triax comme présenté plus haut. Dans le cas d’un comportementélastique parfaitement plastique, la différence de pression à la paroi ∆σr(∞-b) entreun essai pressiométrique et un essai pressio-triax pour une même déformationrelative δa s’écrit :

2

2

ab-rb

a.G2.)( δ=σ∆ ∞ [1]

avec δa la déformation à la paroi (δa= ua/a avec ua déplacement de la paroi et a rayoninitial de la sonde), G le module de cisaillement, a et b les rayons intérieurs etextérieurs de l’éprouvette.

Suivant Zentar [ZEN 99], dans le cas de l’argile de Saint-Herblain, le module decisaillement G est de l’ordre de 1 500 kPa ; les rayons a et b sont respectivement de6,5 mm et 35 mm. Il est alors possible, suivant l’expression précédente, d’évaluerl’écart entre une courbe pressiométrique classique et un essai pressio-triax. Parexemple, pour une déformation δa de 15 %, on obtient un ∆σr(∞-b) de 15 kPa. Cettedifférence correspond à celle obtenue pour ce même niveau de déformation (15 %)entre les courbes pressiométrique et pressio-triax présentées en figure 2.

-20

0

20

40

60

80

100

0 0,05 0,1 0,15 0,2

P3/6mpressio-1a

∆σ

ra (

kPa)

δa

Figure 2. Comparaison des courbes pressiométriques d’un essai Ménard réalisé à6 mètres de profondeur, et d’un essai pressio-triax réalisé sur une argile du site deSaint-Herblain prélevée à 6 mètres [ZEN 99]

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


2.2. Influence de la vitesse de sollicitation sur la cohésion non drainée

Pour étudier l’influence de la vitesse de sollicitation sur les résultats d’essaispressio-triax, différentes vitesses de déformations à la paroi ont été utilisées. Lesvaleurs des vitesses choisies sont comprises entre 6.10-7 et 1,5.10-4 s-1 (correspondantà des vitesses de gonflement de la sonde de 1 mm3/mn à 250 mm3/mn).

Les éprouvettes des séries 1 et 2 ont été prélevées en 1999 sur le site de Saint-Herblain. Pour cette série d’essais, la procédure suivante a été adoptée :

– un premier chargement à vitesse de déformation constante a1ä est réaliséjusqu’à atteindre une déformation δa de 3,2 %,

– un déchargement à cette même vitesse 1a•δ est réalisé jusqu’à retrouver la

valeur de la pression de consolidation σra0,

– un second chargement et déchargement final est réalisé à une vitesse 2a•δ

significativement différente de la vitesse 1a•δ .

Les éprouvettes de la série 3 ont été prélevées en 2000 sur le même site. Pourcette série d’essai, une seule vitesse de déformation est utilisée par essai, et deuxphases de relaxation sont réalisées pour des déformations relatives à la paroi δa de1,5 % et 4 % dans le but de déterminer la perméabilité du matériau.

Le rôle de la vitesse de déformation est analysé à partir de la détermination de lacohésion non drainée. Le comportement du sol est considéré élastique plastiqueparfait ; la différence de pression générée à la paroi au cours d’un essaipressiométrique et d’un essai pressio-triax s’écrit suivant l’expression [1]. Cettedifférence est illustrée figure 3. Dans ce cas, la cohésion non drainée cu déterminéesuivant la méthode de Gibson et Anderson [GIB 61] dans un graphe σra-logδa estsous-évaluée dans le cas d’un essai pressio-triax. Il convient de corriger la contrainteà la paroi par le terme ∆σra.

Pressio-triax

Pressiomètreσra

log δa

1

2,3cu

2

2

ab-rb

a.G2.)σ( δ=∆ ∞

Figure 3. Ecart entre les courbes pressiométriques issues d’un essai pressiométriquestandard et d’un essai pressio-triax

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


Pour étudier l’influence de la vitesse sur la cohésion non drainée, on a représentéfigure 4a les valeurs de la cohésion non drainée cu déterminées à partir des essais desséries 1 et 2, d’une part, et figure 4b ceux de la série 3, d’autre part, en fonction de la

vitesse de déformation relative à la paroi a•δ . Ces résultats mettent en évidence une

nette augmentation de la valeur de cu lorsque la vitesse de déformation augmente. Ilest possible pour les essais des séries 1 et 2 puis pour la série 3 d’évaluer à partir desFigures 4a et 4b respectivement une valeur moyenne de la cohésion non drainéecorrespondant à une vitesse de déformation de 3.10-5 s-1 (50 mm3/min). Pour lesessais des séries 1 et 2, la valeur moyenne retenue de la cohésion non drainée(correspondant à une vitesse de déformation de 3.10-5 s-1) est de 23 kPa. Pour lesessais de la série 3, cette valeur est de 21 kPa. Considérant la vitesse de 3.10-5 s-1

comme vitesse de référence, on représente, figure 5, l’ensemble des résultats dans un

diagramme (cu)/(cu)ref – log( a•δ ). Il est ainsi possible d’établir une loi d’évolution de

la cohésion non drainée suivant la vitesse de déformation sous une forme identique àcelle utilisée dans le cas d’autres essais (triaxiaux par exemple).

)log(1)c(

)c(

0a

a0a

maxu

maxu

0a

a

•

•

δ

δ

δ

δρ+=

•

•

[2]

avec ρa0 le coefficient de vitesse défini pour la vitesse de référence 0a

•δ de 3.10-5 s-1

(50 mm3/mn).

La valeur du coefficient de vitesse ρa0 correspondant à cette vitesse de référenceest de l’ordre de 0,22, suivant la figure 5 et en considérant toutes les valeurs de

cu/cu50 (cu50 = cu(ref) = cohésion mesurée pour une vitesse 0a

•δ de 3.10-5 s-1).

10

15

20

25

30

35

10-7 10-6 10-5 10-4 10-3

c u (kP

a)

δa (s-1)

10

15

20

25

30

35

10-7 10-6 10-5 10-4 10-3

c u (kP

a)

δa (s-1)

(a) (b)

Figure 4. Valeur de la cohésion non drainée cu suivant la vitesse de déformationà la paroi ; (a) essais des séries 1 et 2 ; (b) essais de la série 3

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

10-7 10-6 10-5 10-4 10-3

Séries 1;2

Série 3

c u/cu5

0 (kP

a)

δa (s-1)

Figure 5. Valeur de la cohésion non drainée cu suivant la vitesse de déformation

La valeur du coefficient ρa0 déterminé dans le cas d’une sollicitation de typepressiométrique peut être comparée à la valeur de ce même coefficient déterminédans le cas d’une sollicitation triaxiale de compression [RAN 02b]. Les résultats del’étude expérimentale de l’influence de la vitesse sur le résultat d’essais triaxiauxnon drainés ont conduit à une valeur du coefficient ρ de 9 % pour une vitesse dedéformation axiale de 1 %/h, soit 2,8.10-6 s-1. Dans le cas d’essais pressio-triax, nousavons déterminé un coefficient ρ de 22 % correspondant à une vitesse dedéformation radiale de 3.10-5 s-1 à la paroi de la sonde. Bien que les types desollicitations soient fortement différents, l’influence de la vitesse de sollicitationsemble donc nettement plus importante sur les résultats des essais pressio-triax quesur ceux d’essais triaxiaux.

2.3. Influence de la vitesse sur la génération des surpressions interstitielles

Pour illustrer cet effet, nous présentons les résultats obtenus sur les éprouvettes1B, 1F et 1G de la série 1 qui ont été soumises à plusieurs chargements réalisés à desvitesses de sollicitation différentes.

Au cours de l’essai 1B deux phases ont été réalisées en maintenant constante ladéformation, ce pour des déformations δa de 2 % et 4 %. Après la première phase àdéformation constante, la vitesse de sollicitation a été multipliée par 10 (passage de5 mm3/min à 50 mm3/mn).

Les éprouvettes des essais 1F et 1G ont tout d’abord été soumises à unchargement réalisé à vitesse de déformation constante (respectivement 10 et5 mm3/mn) jusqu’à une déformation à la paroi supérieure à 5 %. Après cettepremière phase, un déchargement est alors réalisé jusqu’à ce que la pression dans lasonde σra retrouve sa valeur initiale σra0. Ensuite, les éprouvettes sont reconsolidéesdurant plusieurs jours sous l’état de contrainte in situ estimé. Un second chargementpeut alors être réalisé ; la vitesse utilisée pour ce second chargement est de

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


100 mm3/mn pour l’essai 1F et 50 mm3/mn pour l’essai G, soit des vitesses 10 foissupérieures aux vitesses réalisées lors du premier chargement.

Pour l’essai 1F, la procédure est renouvelée une troisième fois : reconsolidationpuis troisième chargement réalisé pour une vitesse de 10 mm3/mn. Les surpressionsinterstitielles mesurées à la paroi au cours de ces trois essais (1B, 1F et 1G) sontprésentées en figure 6. Sur la figure 6b, seuls les deux derniers chargements(100 mm3/mn puis 10 mm3/mn) sont représentés. Il apparaît que le chargementréalisé à une vitesse de 100 mm3/mn génère des surpressions interstitielles plusimportantes que celui réalisé à 10 mm3/mn.

Pour l’essai 1B, les surpressions interstitielles évoluent plus rapidement aprèsl’augmentation de vitesse. De même, au cours de la première phase de chargement de

l’essai 1G (figure 6c) réalisée à a•δ = 5 mm3/mn, les surpressions interstitielles sont

faibles au début de l’essai et ne dépassent pas 4 kPa. Par la suite, après la réalisation

d’un déchargement, la vitesse de chargement est multipliée par 10 ( a•δ = 50mm3/mn) ;

les surpressions interstitielles sont nettement plus élevées et atteignent 10 kPa pour unedéformation δa de 7 %. L’éprouvette étant reconsolidée, une troisième phase de

chargement est réalisée à une vitesse a•δ de 50 mm3/mn, les surpressions interstitielles

sont encore plus importantes et atteignent 15 kPa pour une déformation de 7 %.

0

5

10

15

20

0 0,02 0,04 0,06

∆ u (

kPa)

δa

5 mm3/mn 50 mm3/mn

0

1,6

3,2

4,8

6,4

8

0 0,02 0,04 0,06

∆u (

kPa)

δa

100 mm3/mn

10 mm3/mn

(a) Essai 1B (b) Essai 1F

0

4

8

12

16

20

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1

∆u

(kP

a)

δa

5 mm3/mn

50 mm3/mn

1er chargement

2nd chargement

(c) Essai 1G

Figure 6. Surpressions interstitielles à la paroi mesurées au cours des essaispressio-triax 1B (a), 1F (b) et 1G (c)

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


L’influence de la vitesse de sollicitation sur la génération des pressionsinterstitielles apparaît donc significatif. Elle peut permettre d’expliquer lesdifférences observées plus haut entre résultats d’essais triaxiaux et résultats desessais pressio-triax. Pour analyser plus finement ces effets, nous avons réalisé unemodélisation numérique couplée de la sollicitation pressiométrique.

3. Etude numérique de l’essai pressiométrique

3.1. Modélisation numérique couplée de l’essai pressiométrique

Dans cette partie de notre étude, différentes simulations numériques de l’essaipressiométrique sont réalisées. Les simulations sont réalisées en considérant lasonde de longueur infinie, c’est-à-dire en adoptant l’hypothèse de déformationplane. Les différentes simulations numériques sont réalisées à l’aide du code decalcul aux éléments finis CESAR_LCPC. Le modèle de comportement adopté est lemodèle Cam-Clay modifié [BUR 68]. Le choix de ce modèle est lié au type de solconsidéré dans cette étude : une argile molle faiblement surconsolidée.

Les paramètres utilisés dans cette étude sont présentés dans le tableau 1. Ilscorrespondent aux caractéristiques de l’argile de Saint-Herblain prélevée à 7 m deprofondeur [RAN 02b]. Le tableau 2 précise l’état initial de contrainte correspondantà cette profondeur. Le chargement pressiométrique est modélisé par des incrémentsde successifs pression de 2 kPa appliqués sur la paroi du forage (r = a), chaqueincrément étant maintenu pendant 6 secondes.

γ G β=λ−κ M kr (=kz) e0 p’c0

(kN/m3) (kPa) (m/s) (kPa)13,0 900 1,15 1,2 1.10-9 4,0 51

Tableau 1. Paramètres du modèle Cam-Clay modifié

σr0 σz0 u0 p’0 R(kPa)

91 97 65 28 1,8

Tableau 2. Etat de contrainte dans le sol à une profondeur de 7 mètres

Des calculs réalisés en prenant en compte l’élancement de la sondepressiométrique ont permis d’étudier l’influence des perméabilités horizontale (kr) etverticale (kz) sur le résultat de l’essai. Il a ainsi été montré que, en considérantkr < kv (cas des matériaux sédimentaires lités), seule la perméabiltié horizontale krinfluençait le résultat de l’essai [RAN 02a].

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


La figure 7 présente les courbes pressiométriques obtenues en prenant en compteune sonde d’élancement L/D de 6 (calcul bidimensionnel) et une sonde de longueurinfinie (calcul monodimensionnel). On peut ainsi noter que les résultats obtenus sonttrès proches, comme montré par Houlsby [HOU 93] et Zentar [ZEN 99]. Selon cesauteurs, un élancement L/D supérieur ou égal à 6 permet d’obtenir des résultatssimilaires à ceux obtenus suivant l’hypothèse de déformation plane. Les analysessuivantes sont faites en retenant l’hypothèse de déformation plane.

60

80

100

120

140

160

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1

2D

1D

σ r; u

(kP

a)

δa

σr

u

Figure 7. Comparaison des courbes pressiométriques obtenues à partir des calculsbidimensionnel et monodimensionnel

3.2. Etude de l’influence de la perméabilité

3.2.1. Méthodologie de l’étude

Dans le cadre d’un problème couplé mécanique-diffusion, la réponsepressiométrique d’un sol dépend à la fois des valeurs de ses paramètres mécaniqueset de celle de la perméabilité du sol. Notamment, suivant la valeur de la perméabilitéradiale du sol et de la vitesse de chargement appliquée à la paroi du forage, undrainage partiel peut se produire dans le sol, au droit de la sonde pressiométrique[FUK 90], [SIL 01], [FIO 94]. Dans un premier temps, les calculs sont réalisés enfaisant varier soit les valeurs de la perméabilité (k), soit la vitesse de mise enpression de la sonde ∆σra/∆t.

La figure 8 présente les courbes pressiométriques obtenues avec deux jeux dedonnées :

1er jeu : k = 1.10-9m/s ; ∆σra/∆t =20 kPa/min

2nd jeu : k = 1.10-10m/s ; ∆σra/∆t =2 kPa/min

les valeurs des autres paramètres restant inchangées.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


Comme attendu, les résultats de ces calculs se superposent parfaitement, ainsi,un rapport k.∆t/∆σra constant assure des résultats identiques.

60

80

100

120

140

160

180

0 0.05 0.1 0.15 0.2

- k = 10 -9 m/s ∆σ

ra/∆t = 2 kPa / 6s

- k = 10 -10 m/s ∆σ

ra/∆t = 2 kPa / 60sσ

r, u (

kPa)

δa

σr

u

Figure 8. Influence de la perméabilité et de la vitesse de mise en pressionde la sonde sur la courbe pressiométrique

3.2.2. Analyse de la répartition des contraintes en fonction du chargement

En figure 9, les évolutions des contraintes adimensionnelles σr/σr0, σz/ σr0,σθ/ σr0, u/ σr0 en fonction du rayon sont établies pour une perméabilité de 1.10-9 m/s,une vitesse de mise en pression de la sonde de 20 kPa/min et ce pour différentsniveaux de chargements variant de 20 kPa à 100 kPa.

L’initialisation de la plasticité, pour ∆σra = 40 kPa, s’accompagne del’augmentation de la contrainte σz et de la pression interstitielle u.

Cette dernière semble suivre une évolution similaire à celle de la contrainteradiale σr dans la zone plastique, alors qu’aucune surpression interstitielle n’estengendrée dans la zone élastique.

De manière plus précise, la figure 10 présente l’évolution des contrainteseffectives σ’r, σ’z, et σ’θ suivant le rayon pour une perméabilité de 10-9m/s et pourun incrément de chargement de 80 kPa.

Cette figure met nettement en évidence les remarques énoncées ci-dessus : lesvaleurs des contraintes σr-u et σθ-u restent constantes dans la zone plastique de sol,alors que σz-u diminue dans cette même zone.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

∆σr = 20 kPa

σ /σ r0

r/a

0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

∆σr = 40 kPa

σ/ σ

r0

r/a

0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

∆σr = 60 kPa

σ/ σ

r0

r/a

0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

∆σr = 80 kPa

σ/σ

r0

r/a

0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

∆σr = 100 kPa

σ/ σ

r0

r/a

σr/σ

r0

σz/σ

r0

σθ/σ

r0

u/σr0

Figure 9. Répartition des contraintes adimensionnelles σr/σr0 , σz/σr0, σθ/σr0, u/σr0

suivant r/a : kr = kz = 1.10-9m/s,∆σra/∆t = 20 kPa/min, ∆σra variant de 20 kPa à100 kPa

Avec ce jeu de paramètres (tableau 1) et suivant l’hypothèse de déformationplane, la contrainte σ’z reste contrainte intermédiaire dans la zone plastique, et cequel que soit le niveau de chargement atteint.

Dans le cas d’un essai pressio-triax sur une argile, la valeur maximale duchargement appliqué ne dépasse pas 70 kPa compte tenu du rapport b/a de 5,38.Pour ce type d’essai, l’étude de l’influence de la perméabilité sera donc réalisée pour

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


un niveau de chargement correspondant à une augmentation de pression de 60 kPa.Ce niveau maximum de chargement engendre une zone plastique s’étendant jusqu’àun rapport r/a de l’ordre de 3 en essai pressiométrique comme indiqué figure 9. Parcontre, dans le cas de l’essai pressio-triax où b/a = 5,38, l’ensemble du matériau seraplastifié.

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0 5 10 15 20 25 30

∆σr = 80 kPa

(σr-u)/σ

r0

(σz-u)/σ

r0

(σθ-u)/σ

r0

σ-u

/ σr0

r/a

Figure 10. Répartition des contraintes adimensionnelles (σr-u)/σr0, (σz-u)/σr0 et(σθ−u)/σr0 suivant r/a (kr = kz = 1.10-9m/s, ∆σra/∆t=20kPa/min, ∆σra = 80 kPa)

3.2.3. Analyse de la répartition des contraintes en fonction de la perméabilité

Dans le cadre de cette étude, on a fait varier les valeurs de la perméabilité de10-9 m/s (sol très peu perméable) à 10-1 m/s (sol très perméable), l’augmentationmaximale de pression restant constante et égale à 60 kPa.

D’après la figure 11, pour des perméabilités inférieures à 10-6 m/s, l’évolutiondes contraintes et en particulier l’évolution des pressions interstitielles en fonctiondu rayon, semble peu affectée par la valeur de la perméabilité. Par contre lorsque laperméabilité augmente de 10-6 m/s à 10-3 m/s, on observe, en particulier, une chuterapide de u à la paroi. Puis, pour des valeurs supérieures à 10-3 m/s, on n’observepratiquement aucune surpression interstitielle ; l’essai correspond à un essai drainé.

Le comportement du sol étant fonction des contraintes effectives, les évolutionsde (σr–u)/ σr0 en fonction du rayon sont représentées en figure 12. On remarque quela valeur de la contrainte effective adimensionnelle reste constante dans la zoneplastique pour des perméabilités inférieures ou égales à 10-6 m/s.

Pour des perméabilités supérieures, ce palier de contraintes n’apparaît plus, on aun accroissement de la contrainte effective à la paroi d’autant plus important que laperméabilité est élevée.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

k = 10 -9 m/s

σ/ σ

r0

r/a

0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

k = 10 -7 m/s

σ/ σ

r0

r/a

0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

k = 10-5 m/s

σ/σ

r0

r/a

0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

k = 10-3 m/sσ

/ σr0

r/a

0.60.8

11.21.41.61.8

22.2

0 5 10 15 20 25 30

k = 10-1 m/s

σ/ σ

r0

r/a

σr/σ

r0

σz/σ

r0

σθ/σ

r0

u/σr0

Figure 11. Répartition des contraintes adimensionnelles σr/σr0 , σz/σr0, σθ/σr0, u/σr0

suivant r/a : ∆σra = 60 kPa, ∆σra/∆t = 20 kPa/min ; k = 1.10-1 m/s à k = 1.10-9m/s

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


0.20.30.40.50.60.70.80.9

1

0 5 10 15 20 25 30

( σr-u

)/σ r0

r/a0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

0 2 4 6 8 10r/a

( σr-u

)/σ r0

k = 10 -6 à 10 -9 m/s

k = 10 -5 m/s

k = 10 -3 m/s

k = 10 -1 m/s

k = 10-9 m/s

k = 10-7 m/s

k = 10-6 m/s

k = 10-5 m/s

k = 10 -3 m/s

k = 10 -1 m/s

Courbes complètes Détail des courbes

Figure 12. Répartition de (σr-u)/σr0 en fonction du rayon pour k = 10-1 m/sà k = 10-9m/s et ∆σra/∆t = 20 kPa/min

3.2.4. Influence de la perméabilité sur les courbes pressiométriques

Les courbes pressiométriques présentées sur la figure 13a correspondent à unevitesse de mise en pression de la sonde ∆σra/∆t constante de 20 kPa/mn, soit0,33 kPa/s. Dans ce cas, seule la perméabilité varie de 10-1 à 10-9 m/s. A l’inverse,sur la figure 13b, les courbes sont définies pour une perméabilité constante et égale à10-5 m/s. Dans ce cas, seule la vitesse de mise en pression de la sonde varie de3,33.10-5 à 3,33.103 kPa/s.

Comme déjà évoqué au paragraphe 6.1 on s’aperçoit au regard de ces résultatsque les courbes correspondant à un rapport k.∆t/∆σra constant sont identiques. Plusprécisément, la courbe figure 13a correspondant à k = 10-9 m/s et∆σra /∆t = 3,33.10-1 kPa/s est identique à celle de la figure 13b correspondant à∆p/∆t = 3,33.103 kPa/s et k = 10-5 m/s (la vitesse de mise en pression ∆σra/∆t de3.33.103 kPa/s étant une vitesse purement théorique non réalisable en pratique).

D’après la figure 13a l’influence de la perméabilité se caractérise par deuxgroupes de courbes ; d’une part, les matériaux peu perméables (k < 10-5 m/s) ;d’autre part, les matériaux perméables (k > 10-3 m/s), les contraintes totales de cesecond groupe étant plus faibles d’environ 10 kPa pour une déformation δa de 20 %.

Au regard des courbes de surpressions interstitielles, trois types decomportement sont mis en évidence : pour des perméabilités inférieures ou égales à10-7 m/s, les courbes de surpression interstitielle se superposent, elles correspondentau cas d’un essai non drainé.

A l’inverse, pour des perméabilités supérieures à 10-3 m/s, aucune surpressioninterstitielle n’est générée, on a alors un comportement de type drainé.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


Pour les valeurs de perméabilité intermédiaires, l’essai est partiellement drainé.

60

80

100

120

140

160

180

0 0.05 0.1 0.15 0.2

σ r , u

(kP

a)

δa

σr

u

2030405060708090

100

0 0.05 0.1 0.15 0.2

σr -

u (

kPa)

δa

k = 10 -9 m/s

k = 10 -7 m/s

k = 10 -5 m/s

k = 10 -3 m/s

k = 10 -1 m/s

(a) ∆σra/∆t = 20 kPa/mn (3,33.10-1 kPa/s) ; k variant de 10-1 à 10-9 m/s

60

80

100

120

140

160

180

0 0.05 0.1 0.15 0.2

σ r , u

(kP

a)

δa

σr

u

2030405060708090

100

0 0.05 0.1 0.15 0.2

σ r - u

(kP

a)

δa

3,33.103 kPa/s

3,33.101 kPa/s

3,33.10-1 kPa/s

3,33.10-3 kPa/s3,33.10-5 kPa/s

∆p/∆t

(b) k = 10 -5 m/s ; ∆σra/∆t variant de 3,33.10-5 à 3,33.103 kPa/s

Figure 13. Influence de la perméabilité sur les courbes pressiométriques (b/a = 30)

La représentation de la pression effective à la paroi de la sonde, (σr-u) enfonction de δa en figure 13a permet de préciser ces trois classes de comportement enfonction de la perméabilité du matériau, et ce pour une vitesse de sollicitation∆σra/∆t de 20 kPa/mn. En particulier, pour des perméabilités inférieures ou égales à10-6 m/s, la contrainte effective σr-u à la paroi reste constante dès que la déformationrelative δa entraîne l’initialisation des déformations plastiques au voisinage de lasonde.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


Une autre façon d’interpréter les résultats pressiométriques est de les représenterdans un repère σr – lg δa, comme proposé par Gibson et Anderson [GIB 61]. Suivantces auteurs et dans ce repère, la valeur de la cohésion non drainée cu est définiecomme étant la pente de la partie linéaire de la courbe. En adoptant ce type dereprésentation, figure 14, on remarque que les valeurs de cu ainsi déterminées sontinfluencées par la perméabilité : une diminution de la perméabilité induit uneaugmentation de la valeur de la cohésion non drainée ainsi déterminée. D’une autremanière, compte tenu des influences similaires de la perméabilité et de la vitesse dedéformation, une augmentation de la vitesse de sollicitation conduit à uneaugmentation des valeurs de la cohésion non drainée déterminées suivant la méthodede Gibson et Anderson.

Les valeurs de cu obtenues sont respectivement de 13, 17 et 17,5 kPa pour desvaleurs de perméabilité de 10-3 m/s, 10-5 m/s et 10-7

m/s. Comme on l’a mis enévidence précédemment, seule une perméabilité du matériau inférieure à 10-7 m/svis-à-vis d’une vitesse de sollicitation ∆σra/∆t de 20 kPa/mn permet de considérerl’essai comme parfaitement non drainé. Les valeurs obtenues pour des perméabilitéssupérieures ne peuvent donc pas être considérées comme étant la cohésion nondrainée.

Cette valeur de la cohésion de 17,5 kPa obtenue suivant la méthode de Gibson etAnderson peut être comparée avec celle obtenue suivant la formulation de Randolphet Wroth [RAN 79] pour le modèle Cam-Clay modifié :

λκ

= )p'

2.p'(

32

Mp'c

c0

0c0u [3]

Considérant le matériau défini tableau 1 et en utilisant la formulation précédente,on obtient une valeur de la cohésion non drainée de 17,7 kPa, valeur très proche decelle obtenue graphiquement.

60

80

100

120

140

160

180

0.001 0.01 0.1

k=10 -9 m/s

k=10 -7 m/s

k=10 -5 m/s

k=10 -3 m/s

k=10 -1 m/s

σ r , u

(kP

a)

δa

Figure 14. Représentation des courbes pressiométriques dans un repère σr – log(δa) pour diverses perméabilités avec ∆σra/∆t = 20 kPa/mn

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


3.2.5. Analyse de l’influence de la perméabilité dans le cas du pressio-triax

L’étude précédente a été réalisée en considérant une zone modélisée telle queb/a = 30. Dans le cas des essais pressio-triax, les dimensions des éprouvettes(b = 35 mm, a = 6,5 mm) conduisent à un rapport b/a de 5,38. Pour cette géométrie,les résultats présentés figure 15 mettent en évidence les mêmes domaines deperméabilité que ceux obtenus précédemment. En particulier, en conservant unevitesse de sollicitation ∆σra/∆t égale à 20 kPa/mn, l’essai peut être considéré commenon drainé si la perméabilité est inférieure ou égale à 10-5 m/s. Plus précisément,suivant la figure 15b, la valeur de la cohésion non drainée cu n’est correctementdéfinie que pour k ≤ 10-7m/s.

60

80

100

120

140

160

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1

σ ra ,

u (

kPa)

δa

σr

u

90100110120130140150160

0.001 0.01 0.1

σra

(kP

a)

δa

2030405060708090

100

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1

σ ra -

u (

kPa)

δa

k=10 -9 m/s

k=10 -7 m/s

k=10 -5 m/s

k=10 -3 m/s

k=10 -1 m/s

Figure 15. Influence de la perméabilité sur les courbes pressiométriques en essaipressio-triax (b/a = 5,38) et pour une vitesse de sollicitation ∆σra/∆t = 20 kPa/mn

Afin de préciser ce point, les résultats obtenus pour des perméabilités de 10-3,10-5 et 10-7 m/s et pour une vitesse de mise en pression de la sonde ∆σra/∆t de20 kPa/mn sont présentés dans un repère σr – log(δa) (figure 16).

Dans le cas d’un essai non drainé comme représenté en figure 16a pourk = 10-7 m/s, la contrainte σr-u est constante dans la phase plastique confirmant lesobservations faites figure 10. La valeur de la cohésion est alors définie par la pentede la courbe σr-log(δa) suivant la méthode de Gibson et Anderson.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


En figure 16b, une perméabilité de 10-5 m/s est adoptée ; la contrainte σr-u0 suitla même évolution que pour une perméabilité de 10-7 m/s. Par contre, lessurpressions interstitielles générées, correspondant à l’écart entre les deux courbessur ce type de représentation, sont moins importantes que dans le cas non drainé.Dans le cas d’un essai drainé, pour k = 10-3 m/s en figure 16c, la superposition descourbes de contraintes σr-u et σr-u0 traduit une surpression intertitielle nulle (u = u0).La valeur de la pente de la courbe déterminée dans ce cas ne correspond donc pas àla cohésion non drainée.

2030405060708090

100

0.001 0.01 0.1

σ r-u0 ;

σ r -

u (k

Pa)

δa

∆u

2030405060708090

100

0.001 0.01 0.1

σr-u

0 ;

σ r -u

(kP

a)

δa

∆u

(a) k = 10 - 7 m/s (b) k = 10 - 5 m/s

2030405060708090

100

0.001 0.01 0.1

σ r-u0 ;

σ

r -u

(kP

a)

δa

σr - u (kPa)

σr - u

0 (kPa)

(c) k = 10 - 3 m/s

Figure 16. Représentation de l’évolution des contraintes σr-u et σr-u0 pour unevitesse de mise en pression de la sonde ∆σra/∆t de 20 kPa/mn et pour différentesvaleurs de la perméabilité

3.3. Synthèse

Nous avons mis en évidence trois types de comportements distinctscorrespondants à trois domaines de perméabilité. Nous allons essayer de généraliserces résultats en considérant un paramètre sans dimension intégrant à la fois la vitessede déformation et la perméabilité du matériau.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


La vitesse initiale de déformation relative à la paroi peut s’écrire :

.G2

t/raa

∆=δ

•[4]

avec ∆σra/∆t la vitesse de mise en pression de la sonde, G le module de cisaillementtangent défini dans le repère ∆σra – δa. La valeur de la vitesse de déformation peutêtre comparée à un rapport de même dimension ; le rapport choisi ici est le rapportk/a où k est la perméabilité du matériau et a le rayon initial de la sondepressiométrique. Dans ces conditions, la représentation de l’évolution des

contraintes σr-u et σr-u0 à la paroi de la sonde en fonction de la variable kaa /•δ et

pour une déformation relative de la sonde δa de 10 %, permet de distinguer quatretypes de comportement du sol au cours d’un essai pressiométrique (figure 17).

Partiellement drainé

20

30

40

50

60

70

80

90

σr-u

0

σr-u

10-5 10-3 10-1 101 103

σr-u

0 ; σ

r-u

(kP

a)

δa.a/k

Drainé Non DrainéType A

∆u

Type B

Figure 17. Evolution des contraintes σr-u et σr-u0 en fonction de la vitesse dedéformation de la sonde et pour une déformation relative de 10 %

Les essais pourront être ainsi considérés successivement comme drainés,partiellement drainés type A, partiellement drainés type B et non drainés. Ladistinction établie entre les deux types notés partiellement drainés est la suivante : lecomportement partiellement drainé type A est un comportement pour lequel à la foisles contraintes totales et les pressions interstitielles sont affectées par le chargement.Concernant le comportement partiellement drainé type B, les pressions interstitiellesne sont pas totalement développées, mais les contraintes totales correspondent àcelles d’un essai non drainé.

Le graphe de la figure 18 est une transcription pratique des zones définiesfigure 17. Il permet de déterminer en fonction de la perméabilité du matériau et de lavitesse initiale de déformation de la sonde (ou de la vitesse de sollicitation, ici pourG = 900 kPa) le type d’essai réalisé au pressio-triax. Par exemple, pour un matériau deperméabilité égale à 10-9 m/s, la réalisation d’un essai non drainé nécessite une vitessede déformation initiale à la paroi supérieure à 10-6 s-1. D’une autre façon, pour un essai

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


réalisé sur un matériau de module de cisaillement G de 900 kPa et pour une vitesse de

mise en pression de 20 kPa/mn ( a•δ = 1,85.10-4 s-1), le type d’essai réalisé est soit

drainé (k > 10-3 m/s), partiellement drainé type A (10-3 < k< 10-5 m/s), partiellementdrainé de type B (10-5<k<10-7 m/s) ou non drainé ( k<10-7 m/s), ce qui correspond audiagramme établi précédemment figure 17.

L’influence des paramètres du modèle Cam-Clay modifié sur les conditions dedrainage a été étudiée en faisant varier ceux-ci dans une plage de valeurs réalistespour ce type de sol [MES 02]. Les différentes simulations numériques réaliséesmettent en évidence une indépendance des conditions de drainage vis-à-vis desparamètres du modèle Cam-Clay modifié.

��

��

��

10-12

10-9

10-6

10-3

100

10-8

10-7

10-6

10-5

10-4

10-3

10-2

Partiellement drainé A

k (m

/s)

δa (s

-1)

∆σra

/∆t (kPa/mn)

Drainé

Partiellement drainé B��

��

��

Non-drainé

10 103

10-1

10-3

Figure 18. Représentation des différents types de comportement en fonctionde la perméabilité et de la vitesse de déformation de la sonde (ou de la vitessede sollicitation définie ici pour G = 900 kPa)

REMARQUE. — La variable adimensionnelle a.k

a•δ

est ici définie dans le cas du

pressio-triax, soit pour un rayon de la sonde a égal à 6,5 mm. Dans le cas d’unpressiomètre standard, pour lequel le rayon a de la sonde est de 30 mm, les valeurs

de la variable a.k

a•δ

correspondant au changement de type de comportement sont à

multiplier par 4,62. A titre d’exemple, le passage d’un comportement partiellement

drainé type B à non drainé, se produit pour a.k

a•δ

égal à 12, dans le cas du pressio-

triax. Pour un pressiométre avec une sonde de 60 mm de diamètre, cette même

frontière correspond à une valeur de a.k

a•δ

égale à 12*4.62, soit a.k

a•δ

= 55,5.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


4. Application aux résultats d’essais pressio-triax

Le diagramme de la figure 18 permet de déterminer en fonction de laperméabilité radiale du matériau et de la vitesse de déformation les conditions dedrainage du sol au cours de l’essai. En plaçant les conditions de réalisation desessais pressio-triax sur ce diagramme (figure 19), on remarque ainsi que, pour lavitesse de sollicitation la plus élevée, 1,5.10-4 s-1, utilisée dans cette étudeexpérimentale, l’essai sera considéré comme non drainé seulement si la perméabilitédu matériau est inférieure à 10-7 m/s. Pour la vitesse la plus faible utilisée, 6.10-7 s-1,l’essai sera réalisé en condition non drainée seulement si la perméabilité estinférieure à 6.10-10 m/s.

Compte tenu de la valeur de la perméabilité verticale de cette argile (kv=10-9 m/s)et de sa nature sédimentaire, la perméabilité radiale peut être estimée supérieure à10-9 m/s. On constate alors que dans une plage de perméabilité comprise entre 10-7 et10-9 m/s, les conditions d’essais se situent dans le domaine intermédiaire, c’est-à-dire partiellement drainés types A et B. La cohésion non drainée mesurée dans cedomaine est donc affectée par les conditions de drainage comme nous venons de levoir dans l’étude numérique. Cette dernière, réalisée en adoptant un modèleélastoplastique écrouissable, qui donc ne prend pas en compte les propriétésvisqueuses du matériau, a montré que l’influence de la perméabilité seule (drainagepartiel ou total au sein du matériau en cours d’essai) pouvait provoquer desvariations de la valeur de la cohésion non drainée allant jusqu’à 25 %. Dans cetteétude expérimentale, l’effet de la viscosité du matériau (mis en évidence parl’influence de la vitesse de sollicitation sur les résultats d’essais triaxiaux nondrainés) s’ajoute à celui de la perméabilité ; il apparaît donc légitime d’obtenir uneinfluence de la vitesse de sollicitation plus forte dans le cas d’essaispressiométriques par rapport à celle obtenue lors des essais triaxiaux.

��

��

��

10-12

10-9

10-6

10-3

100

10-8 10-7 10-6 10-5 10-4 10-3 10-2

Partiellement drainé ADrainé

Partiellement drainé B��

��

��

Non-drainék (m

/s)

δa (s-1)

100

10-3

10-6

10-9

10-12

Plage des vitesses utilisées

Figure 19. Représentation des conditions de drainage en cours d’essai suivantla perméabilité du matériau et la vitesse de déformation

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


5. Conclusion

Le comportement de l’argile de Saint-Herblain a été étudié sous une sollicitationde type pressiométrique à partir d’essais pressio-triax réalisés avec mesure de lapression interstitielle à la paroi de la sonde. Il a ainsi été établi que dans le cas d’unesollicitation pressiométrique, l’influence de la vitesse de sollicitation sur la cohésionnon drainée apparente mesurée était nettement plus importante que dans le casd’essais triaxiaux non drainés et d’essais scissométriques. Plus précisément, dans cecas, une multiplication de la vitesse par un facteur 10 entraîne une augmentation dela cohésion non drainée apparente de l’ordre de 22 %. Il a également été montré quela vitesse de sollicitation contrôlait l’amplitude des surpressions interstitiellesdéveloppées à la paroi de la sonde en cours d’essai, et donc gouvernait le chemin descontraintes effectives du sol au cours de l’essai.

Pour essayer de mieux appréhender les effets du drainage, une étude numériquedes essais pressiométriques et pressio-triax a été entreprise. La modélisation del’essai est réalisée à l’aide du progiciel CESAR_LCPC en traduisant lecomportement du sol par un modèle élastoplastique, le modèle Cam-Clay modifié.Les principales conclusions sont les suivantes.

En prenant en compte l’élancement de la sonde, seule la perméabilité radialeaffecte le résultat de l’essai pressiométrique.

Suivant la perméabilité du matériau (ou suivant la vitesse de chargement), lecomportement du sol au cours de l’essai peut être soit :

– drainé : l’essai ne génère aucune surpression interstitielle ;

– partiellement drainé de type A : l’essai commence à générer des pressionsinterstitielles et les contraintes totales se développent partiellement ;

– partiellement drainé type B : l’essai génère une partie des pressionsinterstitielles potentielles, alors que les contraintes totales correspondent à cellesd’un essai non drainé ;

– non drainé : l’essai correspond à un essai strictement non drainé et lespressions interstitielles sont totalement développées.

Ces conditions de drainage affectent la courbe pressiométrique. Uneinterprétation de ces courbes à partir de l’approche proposée par Gibson et Anderson[GIB 61] a permis de mettre en évidence une augmentation de la cohésion nondrainée avec la vitesse de sollicitation due au changement des conditions dedrainage.

Ces résultats nous ont permis de réanalyser les essais pressio-triax, en particulierà l’aide de la construction d’un diagramme plaçant les quatre conditions de drainageprécédentes en fonction de la vitesse de sollicitation et de la perméabilité du sol. Onconstate que les conditions de réalisation des essais pressio-triax les situent dans lesdomaines partiellement drainés types A et B, ce qui se traduit par une dépendance de

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


la cohésion non drainée mesurée à partir des courbes pressiométriques avec lavitesse de chargement.

La forte augmentation de la cohésion non drainée apparente avec la vitesse desollicitation déterminée à partir des essais pressio-triax s’explique donc par les effetsadditionnés de la viscosité du matériau, mis en évidence par les essais triaxiaux nondrainés, et des conditions de drainage lorsque la vitesse de chargement n’est passuffisamment élevée pour assurer une condition parfaitement non drainée.

Les résultats de cette étude peuvent être étendus aux essais pressiométriques insitu par l’intermédiaire du diagramme situant les conditions de drainage en fonctionde la vitesse de sollicitation et de la perméabilité du sol et tenant compte de lagéométrie de la sonde. En l’absence de mesure de pression interstitielle, ce quicorrespond à la grande majorité des essais réalisés, ce diagramme permet, pour unsol donné, de fixer les conditions de chargement pour assurer une condition dedrainage bien maîtrisée (drainée ou parfaitement non drainée). Ceci estindispensable pour une interprétation correcte de la courbe pressiométrique, enparticulier quand on souhaite dériver de cette courbe des caractéristiquesmécaniques du sol telle que la cohésion non drainée.

6. Bibliographie

[AMA 72] AMAR S., JEZEQUEL J.F., 1972, « Essais en place et en laboratoire sur solscohérents. Comparaison des résultats », Bulletin de liaison des LPC, Paris, n° 58.

[BAG 72] BAGUELIN F., JEZEQUEL J.F., LE MEE E., LE MEHAUTE A.,1972, “Expansion ofcylindrical probes in cohesive soils”, Journal of the Soil Mechanics and FoundationsDivision, ASCE, vol. 98, SM 11, p. 1129-1142.

[BUR 68] BURLAND I.B., ROSCOE K.H., 1968, “On the generalized stress-strain behaviour ofwet clay”, Engineering plasticity, Heyman-Leckie ed., Cambridge.

[FIO 94] FIORAVANTE V., JAMIOLKOWSKI M., LANCELLOTTA R., 1994, “An analysis ofpressuremeter holding tests”, Géotechnique, vol. 44, n° 2, p. 227-238.

[FUK 90] FUKAGAWA R., FAHEY M., OHTA H., 1990, “Effect of partial drainage onpressuremeter test in clay”, Soils and Foundations, vol. 30, n° 4, p. 134-146.

[GIB 61] GIBSON R.E., ANDERSON W.F., 1961, “In situ measurement of soils properties withthe pressuremter”, Civil Engineering Pub. Wks. Review56, n° 658, p. 615-618.

[HAN 92] HANZAWA H., TANAKAZ H., 1992, “Numerical undrained strength of clay in normallyconsolidated state and in the field”, Soils and Foundation, vol. 32 (1), p. 132-148.

[HIC 02] HICHER P.Y., SHAO J.F., 2002, Méthodes d’identification des paramètres, dansmodèles de comportement des sols et des roches 2 : lois incrémentales, viscoplasticité,endommagement, Hermès Science Publications, p. 203-230.

[HOU 93] HOULSBY G.T., CARTER, J.P., 1993, “The effect of pressuremeter geometry on theresults of tests in clay”, Géotechnique, 43(4), p. 567-576.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014


[MES 02] MESTAT P., RIOU Y., 2002, « Modélisation des sols et des ouvrages avec le modèleCam-Clay modifié », Revue française de génie civil, vol. 6, n° 5.

[RAN 79] RANDOLPH M.F., WROTH C.P., 1979, “An analytical solution for the consolidationaround a driven pile”, International Journal for Numerical and Analytical Methods inGeomechanics, vol. 3, n° 3, p. 217-229.

[RAN 01] RANGEARD D., ZENTAR R., MOULIN G., HICHER P.Y., 2001, “Strain rate effect onpressuremeter test result on soft clay”, International Conference of Soil Properties andCase Histories, In Situ 2001, Bali (Indonesia).

[RAN 02a] RANGEARD D., ZENTAR R., HICHER P.Y., MOULIN G., 2002, “Permeability effecton pressuremeter test results”, NUMOG VIII, Rome, p. 619-625.

[RAN 02b] RANGEARD D., 2002, Identification des caractéristiques hydro-mécaniques d’uneargile par analyse inverse d’essais pressiométriques, Thèse de doctorat, Ecole Centrale deNantes et Université de Nantes.

[SHE 96] SHEAHAN T.C., LADD C.C., GERMAINE J.T., 1996, “Rate-dependant undrained shearbehavior of satured clay”, J. of Geot. Eng. ASCE, 122 (2), p. 99-108.

[SIL 01] SILVESTRI V., DIAB R., 2001, “Stress distributions and paths in clays duringpressuremeter test”, Canadian Geotechnical Journal, 38(3), p. 542-552.

[ZEN 99] ZENTAR R., 1999, Analyse inverse des essais pressiométriques. Application àl’argile de Saint-Herblain, Thèse de doctorat, Ecole Centrale de Nantes et université deNantes.

Dow

nloa

ded

by [

UQ

Lib

rary

] at

16:

41 1

2 N

ovem

ber

2014

interprétation des essais pressiométriques

Documents