Nous rappelons ensuite quelques résultats bibliographiques concernant l'influence des propriétés des inclusions ainsi que celles de la matrice sur le comportement des sols naturels grossiers. Les différentes manières de caractériser les sols grossiers font l'objet de la deuxième partie de ce chapitre.
Généralités
- Dénition d'un sol grossier
- Exemples de sols grossiers
- Les principaux problèmes liés à l'étude de ces sols
- Conclusions partielles
De même, les sols contenant des pierres ne peuvent pas être considérés comme des sols grossiers. L’une des caractéristiques des sols épais est qu’ils peuvent être constitués d’éléments mesurant jusqu’à un mètre.
Caractérisation mécanique des sols grossiers
Caractérisation in situ
Le recours aux essais classiques de caractérisation mécanique in situ tels que les essais au pénétromètre ou les essais au manomètre ne sont pas adaptés aux sols grossiers. Il en est de même lors du perçage avant d'effectuer des tests au manomètre ou des tests de déplacement au picomètre.
Caractérisation en laboratoire, au moyen de dispositifs de grandes di-
Bourdeau (Bourdeau et al., 1989) montre que le développement de ces forces induit une réduction de la force normale appliquée dans le plan de cisaillement. Cruz cité par Vallé (Vallé, 2001) et selon Shirdam (Shirdam et al., 1998) cette distance annulerait ou réduirait la valeur de la cohésion déterminée expérimentalement (Figure 1.24).
Caractérisation en laboratoire, au moyen de dispositifs de dimension
Dendani (Dendani, 1988) a étudié l'effet de la substitution sur le comportement d'un sol grossier sous chargement triaxial à contrainte moyenne constante. De leur côté, Post (Post, 1979) et Thiers (Thiers & Donovan, 1981) soulignent l'influence de l'augmentation de la proportion de ne qui peut survenir lorsque la granulométrie modèle est établie pour un sol grossier contenant une proportion non nulle de ne, avec un rapport élevé ( 10 à 20) de similitudes géométriques de granulométries.
Conclusions sur les méthodes de caractérisation des sols grossiers
De plus, ces méthodes sont appliquées à des matériaux naturels dont la composition varie d'une étude à l'autre. Cependant, respecter l’accord en termes de taille, de disposition et de nature est difficile, voire impossible, à réaliser dans certains cas. Afin de pouvoir utiliser les méthodes de coupe et de remplacement comme moyen de caractériser les sols grossiers, il est nécessaire de le faire.
Etude paramétrique du comportement mécanique des sols grossiers
- Inuence de la dimension des éprouvettes
- Inuence de la taille des inclusions
- Eet de la proportion d'inclusions
- Inuence des caractéristiques de la matrice
- Eet de la morphologie des inclusions
- Conclusions sur l'étude paramétrique
Il est donc important de connaître et comprendre l’importance de la taille des inclusions sur le comportement mécanique des sols grossiers. Holtz (Holtz & Gibbs, 1956) a étudié l'effet de la taille des inclusions sur le comportement mécanique d'un sol grossier reconstitué. L'auteur conclut que la taille des inclusions a un très faible effet sur les propriétés de rupture du matériau grossier (Tableau 1.4).
Modèles de comportement
Modèles macroscopiques
Des valeurs de A = 2B = 0,432 ont été choisies, elles proviennent de corrélations entre (φpic;e) et CU établies pour plusieurs sols grossiers (Bourdeau et al., 1989). Dendani estime que le choix de la surface de charge de consolidation et la description de la dilatance avec la loi de Rowe sont à l'origine des limites du modèle. En étudiant le comportement mécanique d'un sol grossier composé de roches granitiques concassées, Balay (Balay et al., 1998) montre que le comportement réversible de ce sol est bien décrit par le modèle élastique non linéaire de Boyce.
Approches micro
Pour étudier théoriquement l'effet de la distribution granulométrique sur le comportement macroscopique des sols grossiers, Sitharam (Sitharam & Nimbkar, 2000) propose une approche micromécanique. Pour modéliser le comportement d'un sable argileux en prenant en compte l'influence de la proportion d'inclusions représentée ici par les grains de sable, Muir Wood (Wood & Kumar, 2000) propose une relation σ- ε qui, à l'aide de méthodes d'homogénéisation, a été établie . L'inclusion est considérée comme un matériau élastique linéaire et le comportement de la matrice suit un modèle Cam-Clay.
Conclusion sur les modèles de comportement
Conclusions de l'étude biliographique
Dispositifs de mesure des déformations axiales
La mesure de la déformation axiale de l'échantillon se fait en mesurant le déplacement vertical de la cellule. Le point de mesure est situé au fond de la cellule, afin que la mesure de la déformation axiale contienne le moins d'erreurs possible (Figure 2.3). Nous avons utilisé des capteurs Hall Eat de marque GDS, qui ont permis de mesurer la déformation axiale avec une précision inférieure à 5,7 µm dans la plage de mesure utilisée.
Dispositif de mesure de la déformation radiale
Afin que la déformation axiale mesurée localement soit plus représentative de la déformation globale de l'échantillon, deux systèmes de mesure sont fixés diamétralement opposés à l'échantillon. La figure 2.8 montre la réponse de deux capteurs lorsqu'un échantillon de sable est soumis à un chargement triaxial. La différence entre les deux déformations axiales εa,1 et εa,2 peut être attribuée à une hétérogénéité de la disposition granulaire ou à une excentricité de la force verticale.
Dispositifs de mesure des déformations volumiques
Il est donc courant d’observer que l’amplitude de la déformation radiale est supérieure à la déformation axiale. Nous proposons maintenant une comparaison des deux méthodes de mesure de déformation volumétrique. Cet écart est dû au fait que la mesure des déformations volumétriques réalisée par cette méthode inclut la déformation du système de mesure (membrane) ainsi que la déformation du circuit d'évacuation (tuyaux et raccordements).
Dispositifs de mesure de l'eort vertical
Pour effectuer des essais triaxiaux en petites déformations, la partie supérieure de la rotule est retirée et un embout en caoutchouc est fixé au bas du piston (Figure 2.13). Cependant, aux faibles vitesses de déplacement, lorsqu'on souhaite effectuer un cycle de chargement/déchargement avec de faibles déformations, inverser le sens de déplacement du plateau ne provoque pas un déchargement instantané de l'échantillon. Cet artefact expérimental semble donc préjudiciable à la qualité de la mesure et l’utilisation d’un tampon semble une bonne solution.
Dispositifs d'asservissement de la pression de connement et de contre-
Procédure expérimentale
Triaxial de grande dimension
Dispositif de chargement vertical
Dispositif de mesure des déformations de l'éprouvette
La détermination de la distorsion volumique se fait en évaluant le volume d'eau rejeté par l'échantillon dans le circuit d'application de contre-pression. Les différents éléments qui formeront le corps de la cellule sont empilés les uns sur les autres (d). La cellule est alors placée directement au-dessus du piston, reposant sur un chariot coulissant sur rails.
Validation du dispositif triaxial de grande taille
Ce circuit est constitué de deux cellules air-eau et de tuyaux de drainage et est saturé d'eau. Lorsque l'échantillon se contracte, l'eau interstitielle est expulsée de l'échantillon dans le circuit, provoquant une augmentation de la masse des cellules air-eau. Dans un souci de bonne reproductibilité des essais, la procédure d'essai utilisée correspond à celle que nous avons suivie pour les essais triaxiaux réalisés à la rupture avec l'ensemble milieu.
Dénition et composition du sol modèle
- Dénition
- Choix des constituants
- Caractérisation d'une éprouvette de sol modèle
- Fabrication d'une éprouvette
Ces éléments ont été utilisés pour isoler l'influence de la rugosité de surface et de la forme des inclusions sur le comportement mécanique du modèle de sol grossier. Ainsi, pour caractériser l’état de compacité d’un échantillon grossier d’un modèle de sol, nous avons décidé d’identifier l’état de compacité de la matrice au sein du sol hétérogène. La matrice est composée d'éléments de même nature, la valeur de la densité des grains ρs,mat.
Conclusions
Procédures d'interprétation des essais
La valeur de K correspond à la pente de la droite de régression linéaire qui représente approximativement l'évolution de la courbe de chargement jusqu'à une déformation volumétrique εv = 40.10−5. La valeur de ce paramètre correspond à la pente de la droite qui est tangente, à l'origine, à la courbe de chargement (q ; εa). Comme le montre la courbe de la figure 3.2, la relation q;εa est quasiment linéaire sur cet intervalle.
Vérication de la répétabilité des essais
Afin d'évaluer la reproductibilité de la détermination de la rigidité K, des essais de compression isotrope ont été réalisés sur des échantillons de sols hétérogènes. Les courbes de charge présentées sur la figure 3.4(a) montrent que la valeur de K est déterminée avec une incertitude égale à 8,5 %. Les courbes expérimentales correspondant à ces tests sont présentées sur la figure 3.5 et montrent que le paramètre E est déterminé par l'incertitude ∆E.
Validation de la procédure expérimentale
Dans un premier temps, nous avons réalisé trois tests de répétabilité sur des échantillons de sable de Fontainebleau. La technique expérimentale utilisée par ce dernier est une méthode dynamique : la détermination du module de déformation G est réalisée en mesurant le temps de propagation d'une onde de cisaillement dans un échantillon. Le tableau 3.2 présente les valeurs du module de cisaillement G corrigées de l'effet de l'indice de vide, tirées de la thèse de Dano (Dano, 2001).
Inuence des propriétés des inclusions
Inuence de la proportion d'inclusions
Pour les différents enrobés réalisés, le tableau 3.4 répertorie les valeurs de l'augmentation relative de raideur ∆E. Dans cette configuration de disposition des grains, la valeur du module sera liée aux contacts entre les graviers d'une part et aux caractéristiques de la matrice interstitielle d'autre part. Il est donc normal que la présence d'inclusions provoque une augmentation du module de compression isotrope et du module d'Young de l'ensemble de l'échantillon.
Eet des propriétés morphologiques
Pour isoler l'influence de la rugosité de surface des inclusions, nous avons réalisé des essais sur des éprouvettes contenant des inclusions de forme identique, mais de rugosité différente : ce sont des inclusions de forme sphérique. Pour mettre en évidence l'influence de la forme des inclusions, les propriétés mécaniques des éprouvettes contenant des inclusions sphériques sont comparées à celles des éprouvettes. qui contiennent des inclusions angulaires : graviers. Les courbes p;εv des essais de compression isotrope réalisés sur des éprouvettes contenant des inclusions sphériques montrent que l'état de surface de ces inclusions n'a aucune influence sur le module de compression isotrope de l'échantillon (Figure 3.13).
Inuence de l'état initial des éprouvettes
Eet de l'état de compacité
Comme le montre le tableau 3.7, dans le cas où la matrice est dans un état initial lâche, l'augmentation de rigidité due à la présence d'inclusions est valable. Dans le cas d'une matrice dense, l'augmentation de rigidité a une valeur quasiment identique : ∆K. 3.16 Influence des inclusions sur les courbes de compression isotrope : le cas où la matrice est à l'état lâche. En effet, on voit, dans le tableau 3.8, que, dans le cas où la matrice est dans un état dense ∆E.
Inuence de l'état de contrainte initiale
Les inclusions étant indéformables, l'augmentation de modules provoquée par leur présence est en fait indépendante de l'état de densité de l'échantillon. On remarque également que l’augmentation de raideur provoquée par les inclusions est indépendante de l’état de contrainte initial. Comme le montre la figure 3-21, les courbes d'augmentation de rigidité sont confondues quel que soit l'état de contrainte initial. a) Evolution des propriétés élastiques en fonction de l'état initial.
Conclusions sur le comportement en petites déformations
Exemple type
La première courbe représente l'évolution du déviateur de contrainte q=σ1−σ3 en fonction de la déformation axiale εa : c'est la courbe de cisaillement. On trace ensuite l'évolution de la déformation volumétrique εv en fonction de la déformation axiale εa : c'est la courbe de déformation volumétrique. Le maximum de la courbe de cisaillement correspond au moment où se produit la rupture de l'éprouvette.
Evaluation de la répétabilité des essais
La déformation de l'échantillon se traduit à cet instant par un déplacement relatif de deux blocs le long de ce plan de déplacement. Il est donc logique que les déformations volumétriques tendent à se stabiliser tandis que la déformation axiale se poursuit.
Inuence des propriétés des inclusions
Inuence de la proportion de gravier
L'examen de la courbe de variation de volume au cours de la phase de dilatation montre que lorsque la valeur de fv augmente jusqu'à 35 %, le taux de dilatation à la rupture augmente. Ce changement de structure en termes de variations de volume se traduit également par une augmentation significative de la phase de contraction. Ainsi, avec de fortes proportions de graviers (fv > 35 %), l’augmentation de la résistance au cisaillement est principalement due au contact entre graviers.
Inuence de la taille des graviers
En termes de variation de volume, le comportement du sol hétérogène jusqu'au moment de la rupture est également indépendant de la granulométrie du gravier. Lorsque des graviers de 16/20 mm sont mélangés à des graviers d'autres tailles, dans des proportions identiques, le même phénomène est toujours observé (Figure 4.9). Cette absence d'effet granulométrique fait que quelle que soit la granulométrie des graviers comprise entre 4 mm et 20 mm, le volume élémentaire représentatif du sol hétérogène est testé.
Eet des propriétés morphologiques des inclusions
Inuence de l'état de contrainte initial des éprouvettes
Plan d'essais
Présentation des résultats
Analyse des résultats
Inuence sur l'eet de renfort
Conclusions sur le comportement en grandes déformations
Choix des éléments à écrêter ou à substituer
Choix entre la procédure d'écrêtement et la procédure de substitution
Détermination de l'état initial du matériau testé en laboratoire
Conclusions sur les procédures de reconstitution granulométrique
Apport des techniques d'homogénéisation
Description de la méthode d'homogénéisation
Détermination d'un critère de rupture macroscopique d'un milieu hé-
Application au cas du sol hétérogène modèle
Conclusions sur l'apport des techniques d'homogénéisation
Application de la méthode au cas d'un sol naturel
Identication de la phase matricielle et inclusionnaire par analyse gra-
Détermination de l'état initial et caractérisation de l'éprouvette de sol
Utilisation des formules d'homogénéisation pour estimer le module
Validation
Conclusions
