thèse préparée au sein du laboratoire sols, solides, structures
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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES. Thèse préparée au sein du Laboratoire Sols, Solides, Structures UMR 5521 : U.J.F. – I.N.P.G. – C.N.R.S.,. PLAN DE PRESENTATION I: ETUDE PIBLIOGRAPHIQUE II: L’ANALYSE NUMERIQUE DE LA SOLLICITATION PRESSIOMETRIQUE - PowerPoint PPT PresentationTRANSCRIPT
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 1
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Thèse préparée au sein du Laboratoire Sols, Solides, Structures
UMR 5521 : U.J.F. – I.N.P.G. – C.N.R.S.,
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 2
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
PLAN DE PRESENTATION
I: ETUDE PIBLIOGRAPHIQUE
II: L’ANALYSE NUMERIQUE DE LA SOLLICITATION PRESSIOMETRIQUE
III: APPROCHE QUALITATIVE SUR LE SSCM
IV: VALIDATION DU MODELE SSCM
1: La Haney clay et l’argile d’Osaka
2: Cubzac-les-Ponts
3: Le site de Saint-Laurent-des-Eaux
4: Le barrage du Flumet
V: CONCLUSIONS
VI: PERSPECTIVES
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 3
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I.1 LE FLUAGE UNIDIMENSIONNEL DES SOLS ARGILEUX
le fluage primaire (à vitesse de déformation décroissante);
le fluage secondaire (ou à vitesse constante);
le fluage tertiaire (à vitesse croissante).
Fig. 1 : Interprétation traditionnelle des courbes de fluage des sols (d’après Schmid, 1962)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 4
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Le problème du fluage peut être formulé par les questions suivantes :
(1) Le fluage est-il un phénomène déterministe ?
(2) Quelle est la nature du fluage secondaire décrit par quelques auteurs ?
(3) La transition vers le fluage accéléré signifie t’elle (ou non) que la résistance limite au cisaillement a été atteinte et que le sol va inévitablement se rompre ?
(4) qu’est-ce que la résistance limite des sols ?
(5) quel est le comportement des sols lorsqu’une contrainte de cisaillement est appliquée pendant une très longue période de temps ?
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I.2 ESSAI OEDOMETRIQUE ET CONSOLIDATION SECONDAIRE Après la dissipation des pressions interstitielles générées par l’application d’une charge sur un échantillon oedométrique, ce dernier continue à se déformer. C’est ce que l’on appelle la consolidation secondaire.
tlog
eC eα
Le tassement secondaire se développant dans une couche d’épaisseur H et d’indice des vides e entre les temps ti et ti+1 est donc.
i1ie
ttlgC
e1HH 04,0
CC
c
e Mesri et Godlewski, 1977 et Mesri, 1987
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 6
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Temps (min)
Ind
ice
de
s vi
de
s (e
)e
pe
f
consolidation primaire
Consolidation secondaire
Fin de consolidation primaire
Fig. 2: Courbe typique d'un essai de consolidation à l'oedomètre
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 7
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
L’indice des vides diminue avec le temps , ce qui a amené Taylor (1942) et Bjerrum (1967) à définir des courbes oedométriques à 1, 10, 100, ..., 10 000 jours (fig. 3).
Fig. 3 : Effet du temps sur la relation contrainte indice des vides en compression unidimensionnelle
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I.3 ESSAI DE FLUAGE TRIAXIAL
Vuaillat (1980), dans sa synthèse des travaux sur le fluage, aboutit aux conclusions suivantes:
Le fluage est un phénomène provoqué essentiellement par le déviateur des contraintes, le fluage "isotrope" sous consolidation isotrope ne se rencontrant que pour des argiles intactes;
• La rupture après fluage drainé ne s'observe pas sur les argiles remaniées normalement consolidées;
Quand il y a rupture, il s'agit d'un phénomène plastique; il n'y a pas de rupture "visqueuse".
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I.3.1 Essai de fluage déviatoire
Temps
Primaire Secondaire Tertiaire
d dt
Fig. 4 : Trois étapes possible du fluage
(Flavigny, 1987 ; Hicher, 1985 ; Bishop et Lovenbury, 1969 ; Leroueil, 1977).
présentrarement observé
observé pour des niveaux de contraintes proches de la contrainte de rupture
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I.4 ESSAIS DE FLUAGE IN-SITU
Le pressiomètre (Ménard, 1957)
Cet essai permet de déterminer le module pressiométrique ‘EM’ et la
pression limite ‘pl’.
Pl correspond au doublement du volume initiale de la sonde
« V/V0=1 ».
Des essais à 45 minutes ont été réalisés sur le site de la centrale nucléaire de Nogent (Bufi, 1990) mais les résultats ne sont pas exploitables car le pressiomètre classique n’est pas adapté pour des essais de fluage sous pression constante à long terme.
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Fig. 5 : Courbe pressiométrique et courbe de fluage
0
MVVΔ
PΔν12E
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I.5 REMARQUES DE CONCLUSION SUR LE FLUAGE
Le fluage est une déformation du matériau au cours de temps sous un état de contraintes effectives maintenu constant;
Le fluage est un problème de nature visqueuse qui se manifeste avec le temps La transition vers le fluage accéléré signifie que la résistance limite au cisaillement a été atteinte et que le sol va inévitablement se rompre;
Une argile naturelle se comporte comme un sol surconsolidé car la contrainte de préconsolidation augmente avec le temps, ce qui signifie que la contrainte actuelle est plus faible que la résistance limite du sol;
Le préchargement diminue les tassements post-construction;
Le coefficient Ce semble être le paramètre le plus utile pour décrire
l’amplitude de la consolidation secondaire. Les facteurs d’influence les plus importants sont la pression de préconsolidation et la durée de préchargement, (Mesri, 1973) ;
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Les conclusions des auteurs quant à l’amélioration des prédictions sont l’utilisation de meilleurs échantillons de sol et de méthodes d’essai in-situ plus appropriées pour déterminer les tassements.
II MODELISATION DE L'ESSAI PRESSIOMETRIQUE
II.1 Modèle de Mohr-Coulomb
Les paramètres d’élasticité: E et .
Les paramètres classiques de la géotechnique:
C et
Enfin, ce modèle est non associé et est l’angle de dilatance.
Définition du module à 50% de la rupture
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II.2 L’ANALYSE NUMERIQUE DE LA SOLICITATATION PRESSIOMETRIQUE
6a 6b 6cFig. 6 : 6a : Maillage et Conditions aux limites, 6b :Simulation du forage, 6c :Chargement de la sonde
1m
5m1m
3.1
cm
6m
Dimension du massif modélisé
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II.3 Principaux résultats:
0
0,02
0,04
0,06
0,08
0,1
0,12
0,14
0 50 100 150 200 250 300P-KPa
V/V
0
avec cellule de garde
(sans cellule de garde)
Calcul élastique:
Paramètres d’entré: G=2000 kPa, =0,33
EM =5320 kPa (valeur calculée)
G= 2000 kPa (valeur calculée)
Fig. 7: L’influence des cellules de garde sur les déformations volumiques (calcul élastique).
Fig. 8: Influence de , sur la courbe pressiométrique
EM
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
0 100 200 300 400 500 600P-kPa
V/V
0
Fig. 9: Influence de et , sur la courbe pressiométrique
EM
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0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1
0 50 100 150 200 250P-kPa
v/v0
Fig. 10: Influence de coefficient du Poisson sur la courbe pressiométrique
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35Coefficient du Poisson ()
G (
kPa
)
Fig. 11: La relation entre le module de cisaillement G, mesuré à partir des courbes, et le coefficient du Poisson .
Relation entre Pl (pression limite) et angle de dilatance avec =40°,K0=0.5
0
100
200
300
400
500
600
0 2 4 6 8 10 12-angle de dilatance
Pl-
kP
a
(solution analytique )
(solution numerique)
sinsin1sinsin1
0sin1l E
sin1
qsinsin2
2P
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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
1,8
0 100 200 300 400 500 600P-KPa
V/V
0
Sans cellules de gardeSans cellule de garde
Fig. 13: L'influence de cellules de gardes
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
0 100 200 300 400 500P-kPa
V/V
0
K0=0,35 K0=0,5K0=0,7 K0=1
14b0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
0 50 100 150 200 250 300 350P-kPa
V/V
0
K0=0,35 K0=0,5K0=0,7 K0=1
Fig. 14: Influence du coefficient de terre au repos
14a
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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
0 50 100 150 200 250 300P_kPa
V/V
0Sonde 1,L=0,7m D=62mm
Sonde 2,L=0,74m D=44mm
Fig. 15: L'influence des dimensions de la sonde sur le module pressiométrique
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
0 50 100 150 200 250 300P-kPa
V/V
0
Fig. 16:Influence de la géométrie du maillage sur la courbe pressiométrique
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II.4 Modèle de sol avec écrouissage (Hardening Soil Model)
Fig. 17: Représentation du Hardening Soil Model dans le repère contrainte-déformation.
q / q - 1
q
E 2
1ε
a501 pour q < qf
sin - 1
sin 2 ) ’σ - cot c (q 3f
qa = qf / Rf
p + cot c
’σ - cot c EE
ref3
m
ref5050
Avec pref = 100 (kPa)
p + cot c
’σ - cot c EE
ref3
m
refurur
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Fig. 18: Forme des surface de charge du HSM
Fig. 19: Définition du module œdométrique tangent
0
0,5
1
1,5
2
2,5
0 50 100 150 200 250 300P-kPa
V/V
0
Mohr- Coulomb E=5320kPa
HSM E50=6000kPa
HSM E50=5000kPa
Fig. 20: L'influence du modèle de comportement sur la déformation calculée
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
0 50 100 150 200 250 300P-kPa
V/V
0
C=3kPa
C=5kPa
Fig. 21: Modélisation du forage +
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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100P-kPa
V/V
0C=3kPa
C=5kPa
II.5 DISTRIBUTION DES CONTRAINTES PRINCIPALES DANS LE MASSIF
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0
Srr
( k
N/m
2)
Srr (kN/m2), Fin de Mlaod B , analytique
Srr (kN/m2), Fin de Mlaod A analytique
0
20
0rr Pr
rPPσ
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0
Srr
( kN/
m2)
Srr kN/m2, déformations axisymétriques à la f in de Mload A , Phi=30°, pLA
Srr (kN/m2), Fin de Mlaod A analytique
Srr kN/m2, déformations axisymétriques à la f in de Mload A, Phi=40°, Psi=5° , pLA
22a 22b
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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
0
50
100
150
200
250
300
350
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0
Srr
( k
N/m
2)Srr kN/m2, déformations axisymétriques à la f in de Mload B , Phi=30°, pLA
Srr (kN/m2), Fin de Mlaod A analytique
Srr kN/m2, déformations axisymétriques, Phi=40°, Psi=5°, PLA
0
50
100
150
200
250
300
350
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0
Srr
( k
N/m
2)
Srr kN/m2, déformations axisymétriques ,à la f in de Mload B , Phi=30°, pLA
Srr kN/m2, déformations axisymétriques ,à la f in de Mload A , Phi=30°, pLA
Srr (kN/m2), Fin de Mlaod A analytique
22b 22c
0
50
100
150
200
250
300
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0
Srr
( k
N/m
2)
Srr (kN/m2), Fin de Mlaod A analytique
Srr kN/m2, déformations axisymétriques, Phi=40°, Psi=5°, PLA
Srr kN/m2, déformations axisymétriques, à la f in de Mload A, Phi=40°, Psi=5° , pLA
0
50
100
150
200
250
300
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0
Srr
( k
N/m
2)
Srr kN/m2, déformations axisymétriques ,à la f in de Mload B , Phi=30°, pLA
Srr (kN/m2), Fin de Mlaod B , analytique
Srr kN/m2, déformations ,axisymétriques, Phi=40°, Psi=5°, PLA
22d 22e
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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
0
50
100
150
200
250
300
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0
Srr
(k
N/m
2)
Srr kN/m2, déformations axisymétriques, PLA
Srr kN/m2, déformations axisymétriques, ELA
Srr kN/m2, déformations axisymétriques à la f in de Mload A
0
50
100
150
200
250
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0
Srr
(k
Pa)
Fin de Mlaod B, analytique
Déformations axisymétriques, ELA
22f 22gFig. 22: L'évolution des contraintes autour d'une cavité
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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
II.6 Modélisation d’un essai pressiométrique ( SBP, PBP) Chemin du déchargement- réchargement ,Eur-ref=12000kPa
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0 10 20 30 40 50 60 70Pression (kPa)
Chemin du déchargement- réchargement ,Eur-ref=12000kPa
V/V0
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0 10 20 30 40 50 60 70Pression (kPa)
Chemin du déchargement- réchargement ,Eur-ref=12000kPaChemin du chargement-rechargement, Eur-ref=18000kPaChemin du chargement-rechargement,Eur-ref=14000kPa
V/V0
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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
II.7 EVOLUTION DES CONTRAINTES DANS LE SOLEvolution des contraintes radiales Srr et orthoradiales Szz à un
diamètre R=0.0002755m et à une profondeur y=4,649 m
0
50
100
150
200
250
300
350
0 0,5 1 1,5 2Variation de volume ( v/v0)
Pre
ss
ion
P, S
zz &
Srr
(k
Pa)
Srr kPa,Eur-ref=14000kPa
Szz kPa,Eur-ref=14000kPa
P-kPa,sonde Eur-ref=14000kPa
Evolution des contraintes radiales et orthoradiales à un diamètre R=0.9652, et à une profondeur y= 4,7 m.
0
50
100
150
200
250
300
350
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6Variation de volume (v/v0)
Pres
sion
P, S
rr (
kPa)
Srr kPa,Eur-ref=14000kPa
P-kPa,sonde Eur-ref=14000kPa
Evolution des contraintes radiales Srr et orthoradiales Szz à un diamètre R=1.758m, et à une profondeur y= 4,656 m
0
50
100
150
200
250
300
350
0 0,5 1 1,5 2Variation de volume (v/v0)
Pres
sion
P&
Srr
(k
Pa)
Srr kPa,Eur-ref=14000kPa
P-kPa,sondeEur-ref=14000kPa
a
c
b
Evolution des contraintes radiales et orthoradiales à un diamètre R=0.9652, et à une profondeur y= 4,7 m.
24
24,5
25
25,5
26
26,5
27
27,5
28
28,5
29
29,5
0 0,5 1 1,5 2Variation de volume ( v/v0)
Pre
ss
ion
Srr
& S
zz (
kP
a)
Srr kPa,Eur-ref=14000kPa
Szz kPa,Eur-ref=14000kPa
d
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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
II.8 CONCLUSIONS • Les résultats de simulations sont satisfaisants par comparaison avec
la théorie;• La modélisation numérique d’un forage a donné des résultats comparables aux courbes pressiométriques du point de vue qualitatif (allure de la courbe);• Une augmentation de de 5° peut entraîner une augmentation de EM de
l’ordre de 28%;
• EM augmente de 15% quand passe de 5 à 10°;• La pression limite conventionnelle « Plc » augmente de l’ordre de
11% quand augmente de 5° à 10°;• EM augmente de l’ordre de 63% quand augmente de 0.1 à 0.33;
• EM augmente de l’ordre de 80% quand K0 augmente de 0.35 à 1. Alors,
cette influence du coefficient K0 est majeure dans l’interprétation des essais
pressiométriques;• La plupart concordent avec la théorie sur l’essai pressiométrique; Cependant, une étude plus approfondie est nécessaire pour définir parfaitement la loi d’évolution de EM en fonction de tous les paramètres géomécaniques d’un
sol.
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 27
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III. COMPORTEMENT DU FLUAGE D ’UN SOL ARGILEUX
Soft Soil Creep Model (SSCM)
Effet du temps sur les essais oedométriques
Courbe idéalisé de contrainte-déformation d'un essai oedométrique avec la division des incréments de déformation en deux composantes (élastique & fluage). Pour t'+tc=1
jour, on rejoint la ligne-NC de l’essai à 1 jour
τ
tτlnCσ
σlnB
σ
σlnAτ
tτlnCεεεc
'c
0p
pc'0
'
c
'cc
cec
σ
σlnB
σ
σlnAεεε0p
pc'0
'cc
ecc
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 28
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Le Soft Soil Creep Model élargit ces résultats dans le plan p-q en introduisant des surfaces de charges qui "s'appuient' sur l'évolution observée en consolidation secondaire sur l'axe isotrope.
φsin3
φsin6 = M
cv
cv
K2 +1 MK -13
+ 3K2 +1
σ = pNC0
2
NC0
2NC0eq
Les paramètres du SSCM
)e1(3.2
C2κ
0
r*
3.2
Cμ α*
)e1(3.2
Cλ
0
c*
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 29
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
III.1 Résultats et validation du modèle de fluage, SSCM (essai oedométrique)
-0,1
-0,09
-0,08
-0,07
-0,06
-0,05
-0,04
-0,03
-0,02
-0,01
0
0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)
1
eps-1, effet de veillissement
Courbe 1 jour
Courbe 1 an
L'effet du vieillissement sur le comportement du materieu visqueux dans les conditions drainées.
-0,1
-0,09
-0,08
-0,07
-0,06
-0,05
-0,04
-0,03
-0,02
-0,01
0
0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)
1
eps-1, charge par paliers (1J, 1an)
Courbe 1 jour
Courbe 1 an
L'effet de la vitesse sur le comportement du materieu visqueux dans les conditions drainées.
-0,1
-0,09
-0,08
-0,07
-0,06
-0,05
-0,04
-0,03
-0,02
-0,01
0
0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)
1
eps-1, sig-1=100kPa, charge par paliers
Courbe 1 jour
-0,1
-0,09
-0,08
-0,07
-0,06
-0,05
-0,04
-0,03
-0,02
-0,01
0
0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)
1
eps-1, effet de veillissementeps-1, sig-1=100kPa, charge par palierseps-1, charge par paliers (1J, 1an)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 30
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
-0,1
-0,09
-0,08
-0,07
-0,06
-0,05
-0,04
-0,03
-0,02
-0,01
0
0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)
1
eps-1, effet de veillissement
L'effet du vieillissement sur le comportement du materieu visqueux dans les conditions non drainées
-0,1
-0,09
-0,08
-0,07
-0,06
-0,05
-0,04
-0,03
-0,02
-0,01
0
0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)
eps-1, effet de veillissement
eps-1, charge par paliers
0,1 1,0 10,0 100,0 1,00E+03 1,00E+04-0,15
-0,12
-0,09
-0,06
-0,03
0,00
Stress (sig-1)[kN/m2]
Strain (eps-1)
Fig 4
dt=1jour
dt=100 J
L'effet du temps sur la compression unidimensionnelle
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 31
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
0,1 1,0 10,0 100,0 1,00E+03 1,00E+04 1,00E+05 1,00E+06-0,35
-0,30
-0,25
-0,20
-0,15
-0,10
-0,05
0,00
Time [day]
Displacement [m]
mu*=0.0004
mu*=0.0008
mu*=0.001
mu*=0.002
mu*=0.003
mu*=0.004
L'influence du coefficient de fluage sur le tassement
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 32
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
-2.53E-03-5.52E-03
-2.21E-02
-3.73E-02
-5.13E-02
-7.82E-03
-0.06
-0.05
-0.04
-0.03
-0.02
-0.01
0
0 0.001 0.002 0.003 0.004 0.005 *
h/ logt
La relation entre * (coefficient de fluage) et le tassement secondaire
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,E-01 1,E+00 1,E+01 1,E+02 1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08 1,E+09 1,E+10
Temps (jour)
K0
( co
effi
cien
t d
e te
rre
au r
epo
s)
sigxx/sigyy POP=50kPa
sigxx/sigyy OCR=2
L'évolution du K0 (coefficient de terre au repos)
en fonction du temps
Résultats et validation du modèle de fluage, SSCM (essai triaxial) Échantillon à simuler
2cm
x
y
A
A
AA
0 1
23
2cm
Charge isotrope
x
y
A
A
0 1
23
Déplacement imposé
Chargeisotrope
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 33
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Essais triaxiaux non drainés à différentes vitesses de déformation Vitesse de déformation: (0,154%/min), (0,077%/min), (0,013%/min).
-0,08-0,06-0,04-0,0200
100
200
300
400
500
600
eps-1
Stress [kN/m2]
Fig 3.2.2
Q stress
Pore pressure
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 34
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
-600-500-400-300-200-10000
100
200
300
400
500
600
P [kN/m2]
Q [kN/m2]
Fig 3.2.1
Essai N.DR
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 35
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
IV VALIDATION DU MODELE SSCM .
LA PRESSION DE PRECONSOLIDATION une propriété importante de sol mou
définit la limite entre la déformation « élastique » et « plastique » sous l ’effet du chargement;
sa valeur est exprimée comme un rapport de p ’/v0
’;
elle se développe quand l ’argile ou le silt subissent la compression secondaire;
les sols qui ont subi aux pressions verticales plus grandes que la pression actuelle sont appelés surconsolidés (OCR>1);
en conclusion, le comportement de préconsolidation d'argile peut être du au poids du sol enlevé par l'érosion, au poids des glaces, à la dessiccation, ou au vieillissement par des processus tels que compression secondaire.
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 36
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
INFLUENCE DE CONSOLIDATION DIFFEREE
Chemins des contraintes pour le comportement visqueux d'argile (Tevenas &Leroueil, 1977).
les concepts de l’état critique en mécaniques du sol et la découverte de Bjerrum (1967) qui traite le vieillissement et les vitesses de déformations sur le comportement d'argile sont intégrés dans l ’approche de Tavenas et Leroueil (1977). Les traits essentiels sont présentés sur la figure ci contre qui décrivent l'histoire de la consolidation d'argile en termes des paramètres triaxiaux (p', q, v).
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 37
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
GENERATION DE CONTRAINTES INITIALES
La contraintes initiales dans un sol sont influencées par le poids de matériau et par l'histoire de ses déformations. Cet état de contrainte est normalement caractérisé par une contrainte verticale initiale v,0 qui est liée au coefficient de terre au repos K0 (h,0=K0 v,0). Dans PLAXIS les contraintes initiales peuvent être générées par K0 ou par le poids de terre ayant été exercé sur le sol .
0'yy
pOCR 0'yypPOP
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 38
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
ESSAIS OEDOMETRIQUES
initialisation de contraintes par K0
1. Les contraintes initialisées par K0
2. Les contraintes préexistantes des couches supérieures (v=25.3kPa) sont appliquées
3. Fluage pour 800 j, puis remise des déplacements à zéro
4. La contrainte du remblai est appliquée (v=48.3kPa)
5. l'échantillon a alors été consolidé jusqu'à ce que la surpression interstitielle restante soit de 0.001 kPa.
initialisation de contraintes par POP
1. une valeurs de POP=35 kPa, correspondant au poids propre et à la surcharge de 25.3kPa, est prise en compte.
2. phase de calcul: la charge supplémentaire de 48.3 kPa est appliquée, et l'échantillons a été consolidé jusqu'à la même dissipation (0.001 kPa).
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 39
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
-0,7
-0,6
-0,5
-0,4
-0,3
-0,2
-0,1
0
0,1
1,E-01 1,E+01 1,E+03 1,E+05 1,E+07 1,E+09Temps(jour)
Initialisation par K0Initialisation par POP
Tassement m)
Comparaison des tassements calculés avec PLAXIS sur un oedomètre, contraintes initialisées par K0 et par POP.
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 40
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
0
5
10
15
20
25
30
0 500 1000 1500 2000 2500 3000Temps (min)
Déf
orm
atio
n ax
ial %
Expérimentale, q=301,5kPa
Déformation calculée et observée. (données expérimentales de Liam Finn et Shead,
1973).
0,001
0,01
0,1
1
1 10 100 1000 10000Temps (min)
Experimental
SSCM
Vitesse de déformation (%/min)
Évolution de vitesse de déformation axiale avec le temps (données expérimentales de Liam Finn
et Shead, 1973)
IV.1 LE COMPORTEMENT EN FLUAGE NON DRAINE SUR UN SOL CONSOLIDÉ ISOTROPIQUEMENTHaney Clay (Liam Finn et Shead, 1973).
Propriétés:* = 0,14 MC = 30° we t= dry = 0 kN/m³* = 0,02 = 0° kfv = kfh = 10-5 m/day
* = 0,00688 c = 0 kPa
ur = 0,15
isot= 517,5 kPa
p=345 kPa
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 41
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Haney Clay: Y. P. Vaid and R. G. Campanella 1977Propriétés:* = 0,12 MC = 31° we t= dry = 0 kN/m³
* = 0,019 = 0° kfv = kfh = 1,110-6 m/day (q =284,28 – 328,57)
* = 0,008 c = 0 kPa kfv = kfh = 210-6 m/day (q =272,95)
ur = 0,15
Pre-consolidation stress: 345 kPa
Isotropic consolidation stress: 515 kPa
0
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,1
1 10 100 1000 10000Temps (min)
Déf
orm
atio
n ax
iale
1)
4 5 61 2 3
1:q=328,6 kPa2:q=317,3 kPa3:309,0 kPa4:q=294,6 kPa5:q=284,3 kPa6:q=273,0 kPa
Prédiction du modèle
Courbes exp:2, 4, 6Déformations calculées et observées. La réponse du log temps de l’argile de Haney (Données expérimentales de Matsui et al. 1988 ; selon Vaid et Campanella. 1977).
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 42
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Umeda, Osaka Clay
(Murayama, Kurihara et Sekiguchi (1970))Propriétés :
Wl=69.2% ; Wp=32.5% ; Ip=36.7%. Gs=2.64 , la contrainte de préconsolidation ’1=167 kPa.
Paramètre argile d’Osaka (courbes: 1,2,3&4)
e0 c
MC * * *
ur
w
d Kfv=Kfh
1.303 0 0kPa
36° 0°
0.125 0.03
0.00733 0.15
17.0 kN/m3 11.5 kN/m3
1*10-4 m/day
0
5
10
15
20
25
1 10 100 1000 10000 100000Temps (min)
Déf
orm
atio
n dé
viat
oire
, eps
-s% 1234
1: =195,02 kPa -2: q=225.4 - 3: q=232,3 - 4: q=254,8, Exp
Le développement de déformation du fluage en fonction du temps pour l’argile d’ Osaka (données expérimentales de Sekiguchi « 1984 » ; selon Murayama et al « 1970 »).
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 43
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
IV.2 SIMULATION NUMERIQUE DU COMPORTEMENT A LONG TERME D'UN REMBLAI EN TERRE (Cubzac-les-Ponts)
Coupe géotechnique de la vallée de la Dordogne au niveau de Cubzac-les-Ponts (Magnan et al, 1999)
Disposition des remblais sur le site expérimental de Cubzac-les-Ponts
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 44
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Maillage et conditions aux limites
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Temps(jours)
Kv diférente
Kv=5.10E-9 m/sec
ExpérimentaleTassement (cm)
Comparaison entre le tassement mesuré et calculé, influence de la variation de perméabilité des couches (calcul réalisé avec le SSM)
-100
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
0 500 1000 1500 2000 2500 3000Temps (jours)
SSCM: *=0.00001Calcul 1
SSM
Exp
Tassement (cm)
Comparaison entre les tassements calculés avec le SSM, le SSCM (*=0.00001) et mesurés (Michali, 1994)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 45
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
-200
-175
-150
-125
-100
-75
-50
-25
0
0 500 1000 1500 2000 2500 3000Temps(jours)
Tass
emen
t(cm
)
1
2
1: SSM2: SSCM (simulation 2) exp
Comparaison entre les tassements calculés avec les modèles SSCM et SSM de PLAXIS et les tassements observés in-situ (Michali, 1994)
-100
-90
-80
-70
-60
-50
-40
-30
-20
-10
0
0 500 1000 1500 2000 2500 3000Temps (jours)
Tass
emen
t (cm
)
1: SSCM (simulation 1)2: Exp
2
1
Pressions interstitielles
Surpressions interstitielles observées sous le remblai B de Cubzac-les-Ponts
(Magnan et Mieussens, 1999)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 46
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Calcul°2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1
U/ (v)
Z (
m)
Calcul°3
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1
U(v)
Z (
m)
Exp
Calcul°1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1U/ (v)
Z (m
)
Exp
Exp
Surpressions interstitielles calculées sous le remblai B de Cubzac-les-Ponts (perméabilité variable)
10.kk ck/)ee0(0
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 47
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
IV.3 SITE DE SAINT-LAURENT-DES-EAUX
Coupe géologique du site sous les bâtiments réacteurs de SL3 et SL4 (Leidwanger, 1993)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 48
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Géométrie de la centrale (Leidwanger, 1993) Caractéristiques des bâtiments de St-Laurent (Leidwanger, 1993)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 49
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Sainte Laurent-des-Eaux, évolution du tassement sous BR1 et BR2
Évolution du tassement sous BR1 et de la charge (Leidwanger, 1993)
Modélisation du tassement différé de la centrale de St-Laurent
Répartition des couches et des modules pour les comportement élastique linéaire
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 50
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Maillage de référence
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 51
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
0
50
100
150
200
250
300
1 10 100 1000Time (month)
settl
emen
t (m
m)
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Raf
t str
ess
(kPa
)
Exp
POP=500kPaOCR=4
Comparaison des tassements calculés du bâtiment réacteur en fonction du temps avec les tassements mesurés in situ (St-Laurent)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 52
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
-332,0
-229,9
-280,6
-288,0
-254,0
-270,7
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
-350-300-250-200-150-100-500Contrainte horizontale h (kPa)
Co
te (
m)
OCR=4
POP=500 kPa
Évolution des contraintes horizontales avec la profondeur
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
-450-400-350-300-250-200-150-100-500
Contrainte verticale v (kPa)
Cot
e (m
)
POP=500 kPa
OCR=4
Évolution des contraintes verticales avec la profondeur
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 53
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Diflupress L.D. et son système d’acquisition de données
DIFLUPRESS
Le Diflupress L.D, Dispositif de Fluage au Pressiomètre Longue Durée
Le système de chargement est gravitaire
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 54
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Relation déformation-pente de fluage pour Nogent et St-Laurent (Leidwanger, 1993).
Visualisation du maillage et des conditions aux limites en déplacement
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 55
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Relation pression appliqué- ln-2.46
-2.94
-3.78
-5.71-6
-5.5
-5
-4.5
-4
-3.5
-3
-2.5
-2
0 100 200 300 400 500 600 700Pression appliqu ée (kPa )
ln
Relation : (pente de fluage)-Pression appliquée
0.0033
0.0229
0.0528
0.0853
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
0.09
0.1
0 100 200 300 400 500 600 700
Pression appliqu ée(kPa )
Relation w/Hc-
0
0.001
0.002
0.003
0.004
0.005
0.006
0.007
0.008
0.009
0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1Pente de fluage ( )
Expérimentale
W/Hc
Leidwanger (1993)
Corrélations entre :la déformation verticale différée et , la pression appliquée et ln, et la pression appliquée
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 56
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
La corrélation entre et *
-0,01
-0,008
-0,006
-0,004
-0,002
0
0,002
0,004
0,006
0,008
0,01
1 10 100 1000 10000 100000Temps (minute)
1/2(
V/V
0)A
A, mu*=0,00443B, mu*=0,00332C, mu*=0,0026
B
C
0
0,0005
0,001
0,0015
0,002
0,0025
0,003
0,0035
0,004
0,0045
0,005
0 0,0005 0,001 0,0015 0,002 0,0025 ( pente calculé depuis le Diflupress)
*
Corrélation entre la pente du fluage et la surcharge POP (Pre-Overburden Pressure)
0
0,001
0,002
0,003
0,004
0,005
0,006
0,007
0,008
0,009
0,01
0 50 100 150 200 250POP (kPa)
0
0,005
0,01
0,015
0,02
0,025
0,03
0 100 200 300 400 500(p-p0) kPa
Réalité
POP=20,65kPa
POP=22 kPa
POP= 50 kPa (Paliers indépendants)
POP= 50 kPa
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 57
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
I.V EXPLOITATION DES RESULTATS DU SITE DU FLUMET
Vue en plan du barrage du Flumet (d’après la REAL, 1974)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 58
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Géologie du site du Flumet
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 59
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Vue schématique de l'ouvrage
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 60
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Simulation numérique du comportement du Barrage
Connectivities
Visualisation des couches et du remblai
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 61
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
La mise en charge de l'eau
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 62
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
-500
0
500
1000
1500
2000
10 100 1000 10000Temps (jours)
Uy [mm]-cal (POP)
in-situ
Tassement (mm)
-500
0
500
1000
1500
2000
10 100 1000 10000Temps (jours)
Uy [mm]-cal (OCR)
in-situ
Tassement (mm)
-500
0
500
1000
1500
2000
10 100 1000 10000Temps (jours)
Uy [mm]-cal (consol)
in-situ
Tassement (mm)
-500
0
500
1000
1500
2000
10 100 1000 10000Temps (jours)
Uy [mm]-cal (consol, Kf vriable)
in-situ
Tassement (mm)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 63
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
Exploitation des résultats des essais au Diflupress L.D
ln(Simulation) = 0,495(p-p0) - 4,855
ln (exp) = 0,592(p-p0) - 5,032
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
0 1 2 3 4(p-p0)/pref
ln
Beta (exp)
Simulation
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 64
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
V. CONCLUSIONS
I: Les essais triaxiaux non drainés ont permis la validations du SSCM;
II: Le SSCM est capable de simuler le comportement visqueux;
III: Le SSCM a fourni des résultats encourageants;
IV: Les sites expérimentaux testés fournissent des données utilisables pour la validation du SSCM;
V: La prise en compte des variations de perméabilité peut améliorer la prévision du comportement;
VI: Les tassements sont considérables lors de la consolidation;
VII: L’ordre du grandeur des tassements différés est en bon accord avec la réalité;
VIII: Un bon jeu des paramètres permet de reproduire les comportements essentiels sans le recours à des lois complexes;
IX: La corrélation expérimentale entre la pente et la contrainte appliquée est en accord avec nos simulations.
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 65
ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES
VI: PERSPECTIVES
I: Une étude comparative avec d’autres codes d’éléments finis pourrait être utile;
II: Étudier des sols fortement surconsolidés (argiles raides et roches tendres);
III: Il conviendrait d’explorer la notion de pente de fluage , de même que l’effet des pressions interstitielles.
IV: Étudier comment évoluent les déformations différées en fonctions du temps, à l’aide d’essais homogènes.