sol-géosynthétique par éléments discrets: application aux ancrages en tranchées en tête de talus

Jean-Pierre GOURC Directeur de thèse Pascal VILLARD Co-encadrant de thèse Philippe MESTAT Rapporteur. Je le remercie particulièrement pour les nombreux échanges que nous avons eu, qui m'ont aidé tout au long de la thèse à prendre du recul par rapport à mon travail. Je tiens également à remercier Jean-Pierre Gourc pour ses conseils, ainsi que pour la confiance et la gentillesse qu'il m'a témoignées à de nombreuses reprises.

En ce qui concerne l'étude d'ancrage, il est difficile de séparer cette thèse de celle de Laurent Briançon, réalisée sous la codirection de Hugues Girard et Daniel Poulain au CEMAGREF-Bordeaux. Tous les trois m’ont parfaitement accueilli lorsqu’il s’est agi de mener une campagne d’essais commune. Je remercie également les membres du jury de thèse, son président Bernard Cambou, les rapporteurs Philippe Mestat et Farhang Radjaï et les examinateurs Frédéric Donzé et Hugues Girard, leurs commentaires m'ont renforcé et guidé dans mon projet d'implication du monde de la recherche.

Il serait difficile de citer ici toutes les personnes qui ont contribué à faire de ces trois années de travail de thèse une période agréable et enrichissante.

C ONCLUSION 183

A NNEXES

L'utilisation des géosynthétiques est répandue depuis les années soixante dans le domaine de la géotechnique. Une difficulté supplémentaire résulte, dans le cas des inclusions géosynthétiques, de la grande déformabilité des structures. Elle met en évidence quelques mécanismes caractéristiques de déformation et de rupture des ancrages dans les canaux.

Puis, à partir d'exemples tirés de la littérature, nous montrerons comment sont simulés des essais de base pour l'étude du comportement de matériaux granulaires denses. Principe de l'essai de rotation triaxiale (à gauche) et évolution caractéristique du déviateur appliqué (σ2 - σ1) et du volume de l'échantillon (à droite) en fonction de la déformation axiale et de la compacité initiale. L'utilisation du DEM pour modéliser les milieux granulaires a été initialement proposée par Cundall et Strack [Cun79].

Ils peuvent ainsi étudier l'influence de la forme et d'une éventuelle rupture des grains sur le comportement macroscopique. Construite par analogie avec les lois de la thermodynamique, cette définition intègre naturellement l'aspect aléatoire du comportement. Nous l'avons implémenté dans PFC2D, pour visualiser l'évolution de la rupture dans les structures étudiées.

Ce chapitre traite de la stabilité des DEG en général et de la conception des ancrages en particulier.

1 sin β tan δ ]

Chapitre 2

Par contre, [σp]N→∞ peut dépendre a priori de tous les autres paramètres de l'expression (3.6), dans une expression de la forme. Par conséquent, les propriétés élastiques sont également indépendantes de la taille des grains à la limite des grands systèmes. Dans ce cas, une expression de la contrainte maximale peut être donnée sous la forme

En résumé, le comportement d’un matériau granulaire simulé ne dépend pas de la taille des grains. Dans cette expression, V = Tv*.ε& est la vitesse normalisée, entièrement déterminée par les paramètres de simulation. De la même manière, le nombre de contacts varie peu (+/- 5%) avec la porosité tant qu'elle garde des valeurs réalistes (correspondant à un matériau dense).

Dépendance de la tension crête sur le niveau de confinement (a) et le coefficient α (b). Les résultats sont présentés dans la figure 3.19 et superposés à d'autres résultats issus de la littérature (d'après la synthèse de [Mah96]). Calibrage du frottement macroscopique associé à des grains de forme M=M1 en fonction du frottement de contact et de la porosité.

Influence de la forme des grains sur le comportement d'agrégation : (a) courbes σ-ε, (b) évolution de φ en fonction de μs. Le rapport entre cohésion globale et cohésion locale en fonction de la porosité initiale (M=M1 ; α=0,5 ; Cn/Cs=100 ; tanµs=0). En revanche, le comportement est indépendant de la taille des grains (du moins pour les aspects étudiés ici).

Plusieurs séries de simulations ont été réalisées avec des géométries identiques à celle de la figure 4.4. Une procédure de calcul correspondant au cycle DSEM de la figure 4.13 a été écrite en langage FISH (langage de commande PFC2D). Nous proposons ici de valider le couplage DEM-DSEM sur le cas simple de la Figure 4.15a.

Evolutions comparatives de δm et de la force de balourd moyenne dans le cas μgs=21,8 degrés. Ensuite, l’effet de la rugosité de l’interface est implicitement pris en compte dans la valeur de µg (comme c’est le cas lors des mesures expérimentales des angles de frottement sol-géosynthétique).

Chapitre 5

La figure 5.3 montre le réseau de forces dans un massif à la fin de la phase d'établissement. Réseau de forces dans un massif en fin d'installation (8000 particules au sol). Suite à ces observations, nous admettons dans la suite que [T0]r fournit une bonne approximation de la limite de [T0]max lorsque Vext tend vers 0 (c'est à dire de la contrainte mobilisable dans le cas quasi-statique).

Pour les sols cohérents, une zone sans cohésion est délimitée (fig. 5.7) pour assurer la mobilité de l'apport. Le retrait d’une ancre droite comme celle de la figure 5.14 a été simulé alternativement pour chaque modèle de confinement. L'analogie avec le problème continu, schématisé sur la figure 5.14, permet de déterminer l'évolution théorique de la contrainte et du déplacement dans la plaque.

Les valeurs sont proches, ce qui indique que le modèle donne un sens à l'effet de pente possible. Les comparaisons avec les résultats expérimentaux portent sur les courbes force/déplacement de la tête, la mobilisation progressive des inclusions et la cinématique de rupture. La tension de claquage obtenue avec le modèle DSEM est plus proche de la valeur expérimentale.

Il y a une évolution dans la géométrie de l'ancrage lui-même, du fait de la déformation du sol au niveau des virages. Effet d'une réduction de la rigidité du sol S1 sur les courbes effort-déplacement (vue verticale avec géotextile GTX1). Avec le sol L1, la couche superficielle est divisée en plusieurs blocs.

Nous avons vu, dans le cas d'ancrages droits, que la rupture en traction de la couche de couverture (cas cohésif) correspondait à un pic dans la courbe force-déplacement (section 5.3.4.1). Nous discutons dans cette section de la distribution normale des contraintes à l'interface et de son évolution. La mise en tension de l'inclusion est associée à une augmentation significative de la contrainte normale au niveau des coudes.

Le cas avec cohésion (L1) montre une mobilisation complète des frottements des deux côtés au moment de la rupture. Evolution de la tension dans l'ancrage et augmentation au niveau des coudes, en fonction du terrain simulé.

Chapitre 7

Sinon, la force Rt dépend de la résistance à la traction du sol, conformément à l'équation (7.2. Dans ce contexte, l'analogie avec le frottement d'un fil s'applique à tout changement d'orientation de Ce paradoxe apparent trouve une explication dans la figure 7.6 .qui présente l'évolution de la tension d'ancrage.

Répartition de la contrainte dans l'ancrage U1(2/3), selon la méthode M3 et selon la simulation DEM-DSEM. Il est également montré que la contrainte de l'ancrage s'accompagne d'une réduction de la contrainte normale sur le segment 3 (section 6.5.2.2.1). Nous utilisons le cas où les parois de la tranchée ont une pente supérieure au frottement sol-géosynthétique.

La distribution des contraintes normales sur ces deux segments est dérivée de l'équilibre statique du bloc (b), soumis aux forces représentées sur la figure 7.12. Augmentation de la contrainte en fonction de l'angle de changement de direction : comparaison des résultats expérimentaux, simulés et théoriques (δ=34 degrés dans tous les cas). Dans le cas du sable (Figure 7.17), l'approche analytique prédit une distribution des contraintes assez similaire à la distribution simulée.

Dans les simulations où δ > ψ (c'est-à-dire δ=34°), la libération effective de la contrainte dans le segment 3 se produit uniquement avec le longeron. Pour le dimensionnement, le choix entre les hypothèses de calcul « masse indéformable » et « rupture de masse » – dans l'absolu – doit se faire en fonction de la présence de cohésion dans le sol. Les différentes expressions de la capacité d'ancrage sont résumées dans le tableau 7-1 (page suivante).

La résistance obtenue avec une telle géométrie semble fortement dépendante de la répartition normale des contraintes sur le segment vertical. Principalement, l'impact du segment 2 sur le massif rocheux entraîne une réduction de la contrainte normale sur le segment 3. Deux mécanismes de fracture concurrents sont considérés dans le développement analytique, chacun donnant lieu à une expression pour la contrainte Tr.