Les laboratoires des Ponts et Chaussées ont été les principaux artisans de ces recherches qui se sont concentrées dans un premier temps sur le développement de dispositifs de suivi des sols et des ouvrages, ainsi que sur le développement de méthodes de calcul de la stabilité et des déformations des sols sous les remblais, principalement en utilisant faire des observations sur des ouvrages réels et des remblais expérimentaux réalisés dans le cadre de travaux routiers. Des observations réalisées dans des conditions parfaitement contrôlées sur les sites de Cubzac-les-Ponts en France et de Saint-Alban au Québec ont rapidement permis des progrès significatifs dans la connaissance du comportement des sols et fondations sur sols compressibles. Les recherches présentées dans cette thèse visent à étudier le comportement retardé des sols meubles en comparant les résultats obtenus par modélisation numérique avec des expérimentations et des observations sur site.
Au cours des trente dernières années, les tests par jauges de contrainte ont considérablement modifié les pratiques de la mécanique des sols et des fondations. L'interprétation de ces tests pour estimer les caractéristiques intrinsèques du comportement des sols reste généralement un sujet ouvert comme en témoigne la littérature. Dans un premier temps, nous présenterons une étude bibliographique des modèles les plus utilisés pour l'étude des sols compressibles ; puis nous présenterons brièvement quelques modèles avancés utilisés dans le code Plaxis, comme le HSM (Hard Soil Model) et le SSM (Soft Soil Model).
COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS
La dépendance du taux de fluage sur la valeur (τ-τp) provient de la notion de comportement viscoplastique des sols. La déformation correspondant à la vitesse de fluage maximale est appelée limite de stabilisation S, et le temps écoulé le temps de stabilisation ts. 5 : Effet de la vitesse de déformation sur la courbe contrainte-déformation des essais CRS (Sällfors, 1975).
La figure 10 montre la pression de préconsolidation dérivée de tous les essais effectués à Batiscan en fonction de la vitesse de déformation. Figure 8 : Variation de la vitesse de déformation en fonction de la déformation lors d'essais de fluage sur argile Batiscan. 10 : Variation de la pression de préconsolidation avec la vitesse de déformation pour l'argile Batiscan.
On peut noter que la durée de la consolidation primaire est très courte (quelques minutes seulement). La modification de la vitesse de déformation au cours de l'essai provoque une augmentation ou une diminution soudaine de la contrainte de déflexion.
LES APPAREILS DE MESURE IN-SITU : PRESSIOMETRE & DIFLUPRESS
L’ESSAI
Le volume dans la sonde reste constant, correspondant à la valeur du volume injecté depuis la mise en place de la sonde et l'évolution de la pression. La variation du volume de la sonde est donc mesurée en fonction du temps pour chaque niveau. Pour le test Diflupress, la pression au niveau de la sonde génère une tension totale dans le sol et une pression interstitielle, qui disparaît au cours du test.
Il est à noter que la tension efficace au voisinage de la sonde évolue dans le temps pour atteindre une valeur constante en fin de dissipation de la surpression. Le test Diflupress charge le sol dans les trois directions de l'espace de contraintes, mais en raison de la longueur de la sonde et du petit rayon d'action des contraintes, on pense qu'il s'agit d'un problème unidimensionnel. Identifier la pente de la partie linéaire b, que l'on appellera ci-après « pente de fluage » β.
La valeur α0 de la déformation au niveau de la paroi du forage est liée au volume injecté dans la sonde par. On peut donc utiliser les mêmes formulations, l'une inspirée de la relation de Singh-Mitchell (1968) et l'autre de la relation de Schultze (1971). Pour déterminer la pente de la partie quasi-linéaire des courbes, la relation de Bufi (1990) est utilisée.
Le coefficient ψ lors du fluage est égal à (p-p0)/(plim-p0), où (P-P0) est l'augmentation de pression qui provoque le fluage du sol, (Plim-P0) est l'augmentation à la rupture du sol. . considérée comme couche inférieure. A proximité du manomètre (et du Diflupress), une rupture locale est obtenue pour un état de contrainte interfaciale très proche de la rupture plastique. En effet, le chemin de tension suivi sous le tapis de base de la centrale nucléaire diffère du chemin suivi à proximité de la paroi de la sonde.
Cependant, l'épaisseur de la couche compressible sous les radiers du bâtiment réacteur étant bien inférieure au diamètre du radier, on peut supposer un problème unidimensionnel, ce qui permet de faire une analogie entre ce qui se passe à proximité de la sonde Diflupress et ce qui se passe sous le tapis de sol de la centrale nucléaire.
MODELES DE COMPORTEMENT
La définition du module œdométrique tangent est donnée sur la figure 3 et celle de la dilatance (éventuellement tronquée) sur la figure 4. En pratique, il suffit de tracer la contrainte axiale en fonction du logarithme naturel de la contrainte axiale. La figure 6 fournit, dans le plan (p,q), une représentation des surfaces de charge et de la surface de plasticité.
Le paramètre µ* peut être obtenu en mesurant la déformation volumétrique sur une longue période. L'analyse inverse de l'essai manométrique a pour but d'obtenir les paramètres du modèle de Mohr-Coulomb à partir de la simulation des essais manométriques réalisés in situ. La dilatance du sol autour de la sonde est approximée par des déplacements verticaux.
Le module de déformation varie avec la déformation et la contrainte moyenne. Dans ce cas, nous avons considéré 9 nœuds à la surface de la sonde sur les 33 répartis le long de la sonde. La pression limite considérée est la pression conventionnelle correspondant au doublement du volume de la sonde.
Plus l'angle dilatant est grand, plus la pente de la courbe du pressomètre est faible : cela correspond à une augmentation de l'EM. On peut observer que la pente de la courbe du manomètre augmente si la sonde ne possède pas de cellules de protection, donc le module manomètre diminue. Lors d'un test d'expansion d'un manomètre, il existe de fortes différences de contraintes et de déformations à proximité de la sonde (Kasdi, 1994).
Si l'on trace la répartition des principales contraintes dans le massif rocheux (contraintes aux points gaussiens) en fin d'expansion (Figure 25-27), on remarque que la zone d'influence de la sonde s'étend sur un rayon R ≈ 40 r0. On constate que la perturbation due au placement de la sonde est très prononcée dans cette partie. La variation du volume du sol affecte les résultats des tests au manomètre : le gonflement de la sonde et les déplacements du sol à proximité diminuent lorsque l'angle de dilatance augmente, donc la pression de confinement conventionnelle Plc.
ÉTUDE DES DÉFORMATIONS DIFFÉRÉES
Les activités de recherche peuvent être menées à trois niveaux dans le cadre de la résolution de ce problème. On constate que les courbes de la figure 4 sont en ligne avec les courbes des figures 2 et 3. D'après les résultats de la figure 7, on constate que le rôle de la vitesse est bien décrit.
La figure 9 montre les résultats obtenus : de manière générale, le rôle du taux de chargement est bien décrit : jusqu'à une contrainte verticale de 10 kPa, les deux courbes coïncident. Ils ont montré qu’il y avait une augmentation de la pression de préconsolidation de l’argile au fil du temps. Pour souligner l'influence de l'élément d'interface, les courbes de la figure 19 sont suivies en initialisant le temps pour chaque niveau de charge.
Chaque ensemble de données comprend un facteur de réduction d'impédance pour les interfaces. Les conditions aux limites de déplacement et de contrainte lors de la consolidation isotrope sont représentées sur la fig. On voit que la résistance au cisaillement dépend de la vitesse de déformation : la résistance est une fonction croissante de la vitesse de déformation.
Pour évaluer l'influence de la taille de l'échantillon, deux calculs sont effectués à une vitesse de déformation de 0,013 %/min, l'un avec un maillage de 2*2 cm et l'autre de 2*4 cm. En fait, il n’y a pas de tendance générale car l’influence de l’hétérogénéité naturelle des argiles était bien plus grande que celle de la vitesse de déformation. Enfin, et d'après les résultats présentés ci-dessus, on constate que la déformation en fluage dépend de la contrainte déviante appliquée.
Enfin, les figures 37 et 38 montrent l'évolution de la contrainte dans le plan q-p ainsi que de la contrainte de déflexion q en fonction de la déformation axiale ε1 lors d'un essai de consolidation isotrope soumis à un fluage triaxial couplé.
VALIDATION ET APPLICATIONS AUX OUVRAGES
La première consiste à valider le modèle dans des essais de fluage non drainés issus de la littérature. Différentes méthodes d'initialisation des contraintes allant de la pression de consolidation au modèle de comportement élastoplastique sont passées en revue ci-dessous. Enfin, pour appliquer des conditions de contrainte au sein de la zone V, la rupture ne se produira pas.
Le déplacement du nœud situé sur l'axe de la fondation à une profondeur de -9 mètres est enregistré. Les différences entre les deux courbes de la figure 11 proviennent de l'effet de consolidation secondaire. Notez que le poids unitaire a été supposé nul pour éliminer l’effet de la contrainte initiale.
La figure 14 montre l'évolution de la déformation en fluage sur une éprouvette soumise à une contrainte déviatorique de 301,5 kPa. La figure 15 représente, pour le test de la figure 14, la vitesse de déformation en fonction du temps dans un tracé log-log. Il existe un bon accord entre les valeurs numériques et l'expérience et une bonne représentation de la vitesse de déformation tout au long de l'essai.
Il a été suggéré que la courbe déformation/temps de la figure 14 puisse être divisée en fluage primaire, secondaire et tertiaire. Sous l'effet d'une contrainte de cisaillement encore plus importante, il se produit une accélération de la vitesse de fluage, suivie d'une rupture complète de l'échantillon (rupture par fluage). Il a été consolidé isotropiquement puis soumis à un fluage non drainé sous l'effet des contraintes de.
Il est clair que la résistance au cisaillement dépend de la vitesse de déformation : c'est une fonction croissante de la vitesse de déformation. Le modèle décrit bien l'effet de la vitesse de déformation sur la résistance au cisaillement non drainé. Les taux de déformation calculés à partir des résultats numériques de la figure 23 sont présentés sur la figure 24.
