Développement d'un carottier pour la caractérisation in...

Développement d’un carottier pour la caractérisation in situ du pergélisol

Mémoire

Cédric Flecheux

Maîtrise en génie civil

Maître ès sciences (M.Sc.)

Québec, Canada

© Cédric Flecheux, 2015

iii

Résumé En milieu pergélisolé, les modifications environnementales telles que la

construction d’infrastructures et les changements climatiques ont des

répercussions sur le régime thermique du sol et peuvent entraîner une

fonte inhabituelle du pergélisol, provoquant une dégradation de ses

propriétés mécaniques. La connaissance des caractéristiques du pergélisol

est donc primordiale pour faire les bons choix lors des projets de

construction.

L’objectif de ce projet est de faciliter l’exécution des campagnes

d’évaluation du tassement de fonte des sols gelés, en développant un outil

de forage capable de réaliser ces essais in situ. Un prototype dont

l’apparence est celle d’un carottier avec tarière double a été construit.

Des tests en laboratoire ont été réalisés dans des barils de glace pure et

de pergélisol synthétique. La capacité de carottage ainsi que la fiabilité des

essais de tassement de fonte pour différents types de sols, fins et plus

grossiers, ont été évaluées.

v

Abstract In permafrost areas, environmental changes such as infrastructure

building and climate change have effects on the thermal regime of soil and

can prompt unusual permafrost melt. As a consequence, this will lead to

degradation of the mechanical properties of the soil. Thus, good knowledge

about permafrost characteristics is essential to make right decisions

during building projects.

The goal of this project is to facilitate the execution of campaigns related

to thaw settlement assessment of frozen soils. This can be achieved by

developing a drilling tool that is able to carry out these in situ tests. A

prototype was built. From the outside, the invention looks like an ice

coring auger.

Laboratory tests were made in pure ice and synthetic permafrost

barrels. The coring ability and the reliability of the thaw settlement tests

were appreciated for different kind of soils, fine and coarser.

vii

Table des matières Résumé ............................................................................................................................................. iii

Abstract .............................................................................................................................................. v

Table des matières .......................................................................................................................... vii

Liste des tableaux ............................................................................................................................ ix

Liste des figures ............................................................................................................................... xi

Remerciements ............................................................................................................................. xvii

1 Introduction ............................................................................................................................... 1

2 Revue de littérature ................................................................................................................... 5

2.1 Le carottage du pergélisol .................................................................................................. 5

2.1.1 Techniques de carottage ................................................................................................ 5

2.1.2 Dimensionnement des outils de forage ........................................................................ 19

2.2 La consolidation ................................................................................................................ 20

2.2.1 Consolidation des sols non gelés................................................................................. 20

2.2.2 Consolidation de fonte ................................................................................................. 34

3 Pertinence du projet ............................................................................................................... 41

3.1 Lacunes ............................................................................................................................ 41

3.2 Objectif.............................................................................................................................. 42

4 Description du carottier .......................................................................................................... 45

5 Conception ............................................................................................................................... 61

5.1 Structure du carottier ........................................................................................................ 61

5.1.1 Diamètre extérieur du carottier..................................................................................... 61

5.1.2 Résistance .................................................................................................................... 62

5.1.3 Etanchéité .................................................................................................................... 63

5.1.4 Caractéristiques de coupe ........................................................................................... 63

5.1.5 Conception et fabrication ............................................................................................. 70

5.2 Système de chauffage ...................................................................................................... 71

5.2.1 Elément chauffant ........................................................................................................ 71

5.2.2 Régulation de la puissance de chauffe ........................................................................ 76

5.2.3 Montage du système de chauffage .............................................................................. 82

viii

5.3 Consolidation de l’échantillon .......................................................................................... 88

5.3.1 Drainage de l’eau ........................................................................................................ 88

5.3.2 Charge de consolidation .............................................................................................. 94

6 Tests en laboratoire ............................................................................................................... 99

6.1 Montage expérimental ..................................................................................................... 99

6.1.1 Plateforme de forage ................................................................................................... 99

6.1.2 Barils .......................................................................................................................... 100

6.2 Tests effectués............................................................................................................... 101

6.2.1 Forages réalisés ........................................................................................................ 101

6.2.2 Performances de carottage ....................................................................................... 104

6.2.3 Consolidation ............................................................................................................. 115

7 Evolution ............................................................................................................................... 135

7.1 Conception ..................................................................................................................... 135

7.2 Modification de la cellule de consolidation .................................................................... 136

7.2.1 Chauffage .................................................................................................................. 136

7.2.2 Charge appliquée ...................................................................................................... 137

7.2.3 Lecture du déplacement ............................................................................................ 138

8 Conclusion ............................................................................................................................ 139

Bibliographie ................................................................................................................................. 141

Annexes A à D – système de chauffage .................................................................................... 147

Annexes E à F – consolidation de l’échantillon ........................................................................ 159

Annexes G à L – essais de laboratoire ...................................................................................... 163

ix

Liste des tableaux Tableau 1 – Comparaison des carottiers simples, doubles et triples ................................................. 8

Tableau 2 – Comparaison des coefficients utilisés par Taylor et McKinlay dans la

détermination du coefficient de consolidation ................................................................................... 34

Tableau 3 – Coûts de fabrication du carottier ................................................................................... 71

Tableau 4 – Caractéristiques thermique des matériaux (Simulation Temp/W) ................................ 75

Tableau 5 – Résistance et sensibilité en fonction de la température de thermistances

2.5 kΩ, 5 kΩ et 10 kΩ (document EPCOS) ...................................................................................... 81

Tableau 6 – Comparaison des caractéristiques du ruban adhésif PVC et du ruban en

polyimide ........................................................................................................................................... 84

Tableau 7 – Propriétés des sols utilisés ......................................................................................... 101

Tableau 8 – Constitution des barils utilisés lors des essais ............................................................ 101

Tableau 9 – Protocoles suivis et filtres utilisés pour les essais de consolidation sur les

carottes de sol ou de glace ............................................................................................................. 118

Tableau 10 – Écarts entre les valeurs obtenues par la méthode analytique et par la

simulation par éléments finis ........................................................................................................... 148

Tableau 11 – Puissance dissipée en fonction de la température pour un voltage de

10 V aux bornes de la thermistance ............................................................................................... 157

Tableau 12 – Récapitulatif des forages réalisés et de l’évolution du carottier ................................ 166

Tableau 13 – Données forage et consolidation BG3 et BG4 .......................................................... 168

Tableau 14 – Données forage et consolidation BSI2 ..................................................................... 170

Tableau 15 – Données forage et consolidation BSA1 .................................................................... 172

xi

Liste des figures Figure 1 – Carte de répartition du pergélisol – En rouge le pergélisol continu (90 à

100 % de la surface), en rose le pergélisol discontinu (50 à 90 % d’occupation de la

surface), en rose pâle le pergélisol sporadique (10 à 50 % d’occupation de la surface)

et en blanc le pergélisol isolé (0 à 10 % de la surface) – (The National Snow and Ice

Data Center, 2014) .............................................................................................................................. 3

Figure 2 – Allure de l'interface de dégel d'une carotte échantillonnée par carottage

conventionnel avec fluide de forage non régulé en température (Lange, 1968) ................................ 6

Figure 3 – Carottier double (DATC Group, 2014) ............................................................................... 8

Figure 4 – Couronne Corborit ............................................................................................................. 9

Figure 5 – Couronnes à diamants polycristallins (PCD) ................................................................... 10

Figure 6 – Le carottier ACFEL et son système d'extraction des carottes de glace

(Ueda, Sellmann, et Abele, 1975) ..................................................................................................... 11

Figure 7 – Tête de forage du carottier CRREL – A : vis de réglage de l’angle de

dépouille effectif – B : lames de coupe remplaçables (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975) ................ 12

Figure 8 – Carottier CRREL (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975) ....................................................... 12

Figure 9 – Carottier CRREL monté sur une foreuse portative – (Zubrzycki, 2012) .......................... 13

Figure 10 – Dig-R-Mobile 550, version d’origine à gauche et version modifiée à droite –

d’après Brockett et Lawson (1985) ................................................................................................... 14

Figure 11 – KEMS-135 (Vasiliev et Talalay, 2011) ........................................................................... 17

Figure 12 – Analogie du ressort appliquée au phénomène de consolidation (Holtz et

Kovacs, 1991) ................................................................................................................................... 21

Figure 13 – Principe de fonctionnement d'un œdomètre (Magnan, Mieussens, et

Vautrain, 1985) .................................................................................................................................. 22

Figure 14 – Coupe de la celle de chargement de Terzaghi (Magnan, Mieussens, et

Vautrain, 1985) .................................................................................................................................. 23

Figure 15 – Œdomètre à chargement pneumatique du CECP d'Angers (Magnan,

Mieussens, et Vautrain, 1985) .......................................................................................................... 23

xii

Figure 16 – Principe de l’œdomètre à drainage radial centripète (Magnan, Mieussens,

et Vautrain, 1985) ............................................................................................................................. 24

Figure 17 – Courbe œdométrique d’un sol fin (Magnan, 2010) ....................................................... 26

Figure 18 – Courbe de compression d'un sol fin (Magnan, 2010) ................................................... 28

Figure 19 – Relation entre U et Tv dans le cas d'un drainage axial (Terzaghi, 1924)...................... 30

Figure 20 – Détermination de la valeur de 𝒄𝒗 par la méthode de la racine carrée de

Taylor, d’après Holtz et Kovacs (1991) – La construction géométrique permet d’obtenir

t90, le temps au bout duquel U90% est atteint. T90% en est déduit, puis cv est évalué

grâce à la formule (7) ....................................................................................................................... 33

Figure 21 – Relations théoriques entre U et T pour des tests de consolidation radiale,

d’après Trautwein, Olson, et Thomas (1981). N=5 pour le drainage centrifuge, N étant

le rapport du diamètre de l’échantillon sur le diamètre du drain ...................................................... 34

Figure 22 – Courbe typique d'indice des vides en fonction de la pression d'un sol gelé

soumis à une fonte d’après Andersland et Ladanyi (2004) .............................................................. 35

Figure 23 – Courbe œdométrique d’un échantillon de sol gelé lors d’une consolidation

de fonte, données d’après Nixon (1973) .......................................................................................... 36

Figure 24 – Consolidation de fonte unidimensionnelle (Morgenstern et Nixon, 1971) .................... 38

Figure 25 – Le permode, d'après Morgenstern et Smith (1973) ...................................................... 39

Figure 26 – Carottier œdométrique .................................................................................................. 47

Figure 27 – Carottier œdométrique partiellement démonté ............................................................. 48

Figure 28 – Vue de la transmission de puissance par cannelures de l’ensemble tête

(photo en haut)/partie inférieure (photo en bas) et par crabot du tube à dents de

carbure/partie inférieure ................................................................................................................... 49

Figure 29 – Vue de la transmission de puissance par cannelures entre la partie

inférieure (en haut) et la partie supérieure (en bas) ......................................................................... 50

Figure 30 – Ensemble tête – 1 : tête de coupe ; 2 : support de lame (x2) ; 3 : lame de

coupe (x2) ; 4 : tube à dents de carbure ; 5 : vis de fixation du support de lame ; 6 :

emplacement pour vis de réglage de l’angle de dégagement ......................................................... 52

Figure 31 – Ensemble tête – détail lame de coupe – 1 : vis de fixation de la lame sur

son support ; 2 : lame de coupe, support de l’insert ; 3 : lame de coupe, insert en

carbure ............................................................................................................................................. 52

xiii

Figure 32 – Partie inférieure – Le filtre (1), le fourreau et l’élément chauffant (2) –

L’insertion du filtre se fait selon la flèche .......................................................................................... 53

Figure 33 – Vue de la partie inférieure de la partie supérieure ......................................................... 55

Figure 34 – Vérin à tige traversante, vissé dans le support vérin – La tige « descend »

vers la droite ...................................................................................................................................... 56

Figure 35 – Vue du tube extérieur haut et du fourreau ..................................................................... 56

Figure 36 – Connecteur électrique .................................................................................................... 56

Figure 37 – Vue de tube de lecture ................................................................................................... 58

Figure 38 – Vue de l’accouplement foreuse ..................................................................................... 58

Figure 39 – Vue d’ensemble du carottier en coupe pédagogique .................................................... 59

Figure 40 – Estimation de la capacité de la foreuse Minuteman – Diamètre de tarière

en fonction de la profondeur de forage maximale atteinte ................................................................ 62

Figure 41 – Obstruction au passage des débris de forage dans un sol fin riche en

glace – Forme initiale de la tête de forage ........................................................................................ 64

Figure 42 – Obstruction au passage des débris de forage dans la glace – Forme

initiale de la tête de forage ................................................................................................................ 65

Figure 43 – Efficacité de la modification du passage des débris de forage ..................................... 65

Figure 44 – Usure des lames en acier à outils.................................................................................. 66

Figure 45 – Faible usure des inserts en carbure, après plus de 30 forages .................................... 67

Figure 46 – Définition des angles d'outils – Angles de coupe : réel (β1)réel (A), apparent

(β1)app (B) – Angles de dépouille : réel (β2)réel (a), apparent (β2)app (b) – Angle de

dégagement effectif (β2)eff : (c) – D’après (Mellor, 1976) .................................................................. 67

Figure 47 – Angle d’ouverture de la tête de forage .......................................................................... 69

Figure 48 – Elément chauffant .......................................................................................................... 73

Figure 49 – Comparaison des valeurs typiques de résistance d'une thermistance

10 kΩ et d'un RTD 100 Ω, dans la plage de température -50 °C/150 °C ......................................... 80

Figure 50 – Thermistances collées sur le fourreau avec de l’époxy – Détérioration du

ruban adhésif en PVC classique – Côté thermistances .................................................................... 84

Figure 51 – Détérioration du ruban adhésif en PVC classique – Côté opposé aux

thermistances .................................................................................................................................... 85

xiv

Figure 52 – Maintien en position de l'élément chauffant par ruban PVC Scotch® Super

33+™. On remarque que le ruban en PVC classique est laissé sur la partie supérieure

du fourreau (ici à droite de l’élément chauffant), où il n’a pas été détérioré .................................... 85

Figure 53 – Maintien en position de l'élément chauffant par le ruban 3M™ Polyimide

Film Tape 5413................................................................................................................................. 86

Figure 54 – Branchements du boitier de puissance ......................................................................... 87

Figure 55 – Branchements du CompactRio ..................................................................................... 88

Figure 56 – Temps théorique de consolidation jusqu’à un degré de consolidation

moyen de 90 % de la cellule de consolidation du carottier en fonction de valeurs

typiques de cv à 20 °C ..................................................................................................................... 90

Figure 57 – Fuite de sol entre le filtre et le fourreau ........................................................................ 92

Figure 58 – Etanchéité entre le filtre et le fourreau .......................................................................... 92

Figure 59 – Vue des rotules, du piston et des joints à lèvres .......................................................... 94

Figure 60 – Plateforme de forage..................................................................................................... 99

Figure 61 – Forages réalisés .......................................................................................................... 104

Figure 62 – Influence de la vitesse de rotation de l’axe de la foreuse sur l’expansion

verticale de l’échantillon et le remplissage du carottier (forages BG3-1 à BG4-4) ........................ 108

Figure 63 – Influence de la vitesse de pénétration moyenne sur l'expansion verticale

de l'échantillon et le remplissage du carottier (forages BG3-1 à BG4-4) ....................................... 109

Figure 64 – Influence de la vitesse de rotation de l'axe de la foreuse sur l'expansion

verticale de l'échantillon et le remplissage (forage BSI2-1 à BSI2-9 sauf BSI2-5) ........................ 111

Figure 65 – Influence de la vitesse de pénétration sur l'expansion verticale des

échantillons et le remplissage du carottier (forages BSI2-1 à BSI2-9 sauf BSI2-5) ...................... 111


de l'échantillon – Forages BSA1-1 à BSA1-11............................................................................... 113

Figure 67 – Essais de consolidation à un palier de chargement Si-2 à Si-5 –

Déplacement vertical en fonction du temps ................................................................................... 120

Figure 68 – Essai de consolidation à un palier de chargement – Si-6 – Déplacement

vertical en fonction du temps .......................................................................................................... 120


Déplacement vertical en fonction du temps à la puissance 0.465 ................................................. 121

xv

Figure 70 – Exemple de tracé de tangentes pour la détermination du tassement dû au

drainage de l'eau en excès – Essai Si-4 – On lit ici 95 mm de tassement d’après la

méthode des tangentes ................................................................................................................... 122

Figure 71 – Erreurs relatives entre le tassement dû au drainage de l’eau en excès

mesuré par la méthode des tangentes et estimé selon l’hypothèse 1 (H1) et selon

l’hypothèse 2 (H2). Les segments verticaux représentent l’incertitude de calcul ........................... 125

Figure 72 – Courbes de tassement des essais réalisés dans le baril BSA1 .................................. 126

Figure 73 – Essai Sa-7 – Déplacement vertical en fonction du temps ........................................... 127

Figure 74 – Essai Sa-11 – Déplacement vertical en fonction du temps ......................................... 129

Figure 75 – Courbes de tassement des essais réalisés dans le baril BSA1 (données

filtrées) ............................................................................................................................................. 129

Figure 76 – Tassement relatif sous 130 kPa et indice de compression modifié obtenus

pour chaque essai après traitement des données (suppression des points avec des

pressions trop faibles et régression linéaire sur le logarithme de la contrainte des

données restantes) ......................................................................................................................... 130

Figure 77 – Essais G1, G2 et G4 – Déplacement vertical en fonction de t0.465 .............................. 132

Figure 78 – Filtre poreux à construction asymétrique (GKN Sinter Metal) ..................................... 137

Figure 79 – Evolution de la température de la surface du cylindre sur 10 secondes, par

la méthode analytique et par la méthode par éléments finis .......................................................... 148

Figure 80 – Géométrie de la simulation sur Temp/W ..................................................................... 149

Figure 81 – Evolution de la température au centre de l'échantillon en fonction du temps

pour des teneurs en eau volumétriques de 10, 50 et 90 % (m3/m3) ............................................... 150

Figure 82 – Evolution de la température au centre et à l’extérieur de l’échantillon et sur

l’élément chauffant en fonction du temps – Sol à 10 % (m3/m3) de teneur en eau ........................ 150





Figure 85 – Evolution de la température sur la paroi intérieure et la paroi extérieure du

carottier en fonction du temps – Sol à 10 % (m3/m3) de teneur en eau .......................................... 152

xvi


carottier en fonction du temps – Sol à 50 % (m3/m3) de teneur en eau ......................................... 152


carottier en fonction du temps – Sol à 90 % (m3/m3) de teneur en eau ......................................... 153

Figure 88 – Profil de température pour la simulation radiale et axiale (t = 90 s). En

rouge l’emplacement de l’élément chauffant. La courbe en tiret représente le front de

dégel. Les températures sont indiquées en degrés Celsius .......................................................... 154

Figure 89 – Puissance dissipée, courant injecté pour un voltage aux bornes des

thermistances de 10 V et valeur de la résistance en fonction de la température

(thermistance 10 kΩ) ...................................................................................................................... 158

xvii

Remerciements Je tiens à remercier mes directeurs Guy Doré et Louis Gosselin de

m’avoir confié ce projet.

Merci à tous ceux qui ont contribué à ce projet. Merci aux techniciens

du département de Génie Civil de l’Université Laval : Sylvain Auger, Denis

Jobin, Christian Juneau et Martin Lapointe. Merci à Jean Ruel, directeur

de l’atelier du département de Génie Mécanique de l’Université Laval, ainsi

qu’aux membres de ce département : Yves Jean, Pierre Carrier, André

Chamberlan, Sylvain Ménard et Frédéric Morin.

Je tiens à remercier les professionnels de recherche, Chantal Lemieux et

Jean-Pascal Bilodeau et les étudiants du groupe de recherche pour leur

soutien et leur convivialité.

Enfin, merci à mes parents pour leur soutien inconditionnel.

1

1 Introduction Le pergélisol réfère à tout sol dont la température reste en dessous de

0 °C pendant au moins deux ans. Le régime thermique du pergélisol est

très sensible aux variations environnementales. La couche de sol en

surface, située au-dessus du pergélisol subit des gels/dégels saisonniers et

est appelée couche active. Si une partie de cette couche de sol est retirée,

l’équilibre thermique sera perturbé et une partie du pergélisol se

retrouvera donc dans la zone de gel/dégel saisonnier, ce qui entraînera sa

fonte. De manière générale, des perturbations thermiques se produisent

systématiquement lors de la construction d’infrastructures ou en cas de

changement climatique.

La définition du pergélisol n’est fondée que sur la température du sol.

Un pergélisol peut donc être constitué aussi bien de roche, de graviers, de

sable, de silt ou d’argile. Lorsque ces sols sont à très basse température,

ils ont le même comportement que la roche et ne posent pas de problèmes

lors de la construction d’infrastructures. Les propriétés physiques de ces

sols vont se dégrader avec l’augmentation de la température. La fonte de

pergélisols riches en glace présente le cas le plus critique avec à court

terme un risque d’instabilité et à long terme des tassements.

La Figure 1 montre une répartition du pergélisol dans l’hémisphère

nord. Les régions concernées par la présence de pergélisol sont

généralement des régions peu accessibles. Le maintien en état des

infrastructures de transport est vital pour leur désenclavement et leur

développement. La dégradation du pergélisol du sol d’infrastructure réduit

la durabilité des ouvrages, implique des coûts élevés de maintenance et a

de fortes répercussions sur la sécurité des utilisateurs. Il existe des

méthodes de conception de chaussées, dites de mitigation, qui permettent

2

de stabiliser thermiquement et mécaniquement le sol d’infrastructure.

Avant d’envisager l’utilisation de ces méthodes qui sont très couteuses, il

convient de cibler les endroits à risque, de les éviter si possible lors de la

construction d’une nouvelle route ou d’évaluer le niveau de sensibilité de

la zone étudiée pour choisir une solution adaptée.

La revue de littérature de ce document traite des méthodes

d’échantillonnage du pergélisol et des tests de consolidation. Cette partie

est suivie par une justification de la pertinence du projet qui met en

évidence les lacunes des pratiques actuelles et donne les objectifs du

projet. Après la présentation des principaux éléments de conception et de

fonctionnement du produit, la description des tests réalisés aboutit à une

analyse des résultats obtenus. Précédant la conclusion, une partie sur

l’évolution du produit donne des éléments pour l’amélioration du prototype

et la poursuite du projet.

3

Figure 1 – Carte de répartition du pergélisol – En rouge le pergélisol continu (90 à

100 % de la surface), en rose le pergélisol discontinu (50 à 90 % d’occupation de la

surface), en rose pâle le pergélisol sporadique (10 à 50 % d’occupation de la surface)

et en blanc le pergélisol isolé (0 à 10 % de la surface) – (The National Snow and Ice

Data Center, 2014)

5

2 Revue de littérature

2.1 Le carottage du pergélisol

2.1.1 Techniques de carottage

Le choix d’une technique d’échantillonnage du pergélisol dépend de

plusieurs facteurs (Komex Consultants Ltd, 1983) :

Taille et qualité des échantillons à obtenir

Profondeur d’échantillonnage

Température moyenne et variations de température saisonnières

Disponibilité de l’équipement de forage

Les bases des procédés utilisés pour le carottage du pergélisol sont les

mêmes que ceux que l’on retrouve dans le carottage traditionnel. Les

méthodes d’échantillonnage peuvent être séparées en trois catégories :

1. Carottage par pression ou battage

2. Carottage par rotation

3. Carottage par roto-percussion

Les carottiers sont spécifiques à chaque méthode. Une description de

ces techniques de forage est donnée dans les paragraphes suivants

(Maillard, 2011).

2.1.1.1 Le carottage par battage

Le carottage par battage consiste à enfoncer un tube de carottier muni

d’une couronne coupante dans le sol. L’enfoncement du carottier est

assuré par battage, par vibration ou par pression continue. Ce type de

carottage est peu utilisé en milieu pergélisolé. La dureté du sol rendant

difficile la pénétration du carottier.

6

2.1.1.2 Le carottage par rotation

Pour le carottage par rotation, l’avancement du carottier se fait par

découpe du sol à la base du carottier. Les débris de forage sont évacués en

surface grâce à la circulation d’un fluide de forage (air ou liquide) ou grâce

à une tarière. Le fluide de forage permet également de refroidir le carottier

et de limiter la fonte de l’échantillon.

2.1.1.2.1 Carottier conventionnel

2.1.1.2.1.1 Fluide de forage

L’utilisation de fluide de forage lors d’un carottage au carottier

conventionnel est nécessaire. Le fluide permet de faire remonter en surface

les débris de forage et de lubrifier la tête de forage. Le carottage de sol gelé

introduit une nouvelle variable par rapport aux sols non gelés, celle de la

température. Sans le contrôle de la température du fluide de forage utilisé,

les carottes de sol produites sont de mauvaise qualité (Figure 2).

Figure 2 – Allure de l'interface de dégel d'une carotte échantillonnée par carottage

conventionnel avec fluide de forage non régulé en température (Lange, 1968)

7

Le contrôle de la température du fluide de forage et de son débit c’est-à-

dire la quantité de chaleur extraite par le fluide de forage est la première

préoccupation du carottage conventionnel des sols gelés (Hvorslev, Goode,

et U. S. Army Engineer Waterways Experiment Station, 1963). L’air est un

bon fluide de forage qui a comme avantage de ne pas contaminer les

échantillons. Son utilisation n’est envisageable que lorsque la température

en surface est inférieure à -4 °C, température en dessous de laquelle le

refroidissement de l’air compressé injecté est envisageable (Hvorslev,

Goode, et U. S. Army Engineer Waterways Experiment Station, 1963 ;

Lange, 1973 ; Haeberli et al., 1988). L’eau ne peut être utilisée seule

comme fluide de forage. Aujourd’hui les fluides de forage les plus répandus

sont les fluides à base de chlorure de calcium et les mélanges de propylène

glycol, antigel non toxique (Duchesne, 2012). La circulation du fluide est

généralement fermée pour réduire les coûts liés à l’apport de fluide et

l’impact environnemental. Le contrôle de la température du fluide et sa

filtration sont toujours un problème, car ils sont très exigeants au niveau

technologique.

2.1.1.2.1.2 Corps du carottier

Le corps du carottier conventionnel peut être à simple enveloppe, à

double enveloppe ou à triple enveloppe. Le carottier simple enveloppe peut

être représenté comme un simple tube. Le frottement de la paroi du

carottier et la circulation du fluide entre la carotte et la paroi intérieure du

carottier font que l’échantillon subit une forte abrasion et érosion lors du

carottage. Dans le carottier double enveloppe (Figure 3), la carotte de sol se

forme dans un tube intérieur qui, grâce à un système de pivot, ne subit

pas la rotation imposée par la foreuse au tube extérieur. L’abrasion subie

par la carotte est uniquement due à la descente du carottier et non plus à

la rotation de celui-ci. Le fluide circule entre les deux tubes, limitant

l’érosion de l’échantillon. Le carottier triple enveloppe apporte une

8

amélioration au niveau de la manutention des échantillons : il s’agit d’un

carottier double enveloppe à l’intérieur duquel on a placé un troisième

tube, souvent en plastique, qui facilite l’extraction du carottier et la

manipulation des échantillons. L’utilisation d’un tube en plastique à

l’intérieur d’un carottier à simple enveloppe est également possible. Le

carottier garde alors ses inconvénients au niveau de l’abrasion et de

l’érosion de l’échantillon, mais la carotte est plus facile à manipuler. Plus

onéreux, il existe des carottiers à enveloppe double dits à tube fendu. Le

tube intérieur peut s’ouvrir en deux dans le sens de la longueur, ce qui

facilite la manipulation des échantillons. Une comparaison des trois types

de carottiers évoqués dans ce paragraphe est réalisée dans le Tableau 1.

Figure 3 – Carottier double (DATC Group, 2014)

Carottier simple Carottier double Carottier triple

Erosion de l’échantillon Forte Faible Faible

Abrasion de l’échantillon Forte Faible Faible

Contamination de

l’échantillon

Forte Faible Faible

Manutention Difficile Difficile Facile

Tableau 1 – Comparaison des carottiers simples, doubles et triples

2.1.1.2.1.3 Tête de forage

La tête du carottier conventionnel est vissée sur le corps du carottier

simple enveloppe ou sur le tube extérieur du carottier double ou triple

enveloppe. Une multitude de modèles existent. Le choix dépend des

caractéristiques du sol (Duchesne, 2012) :

Granulométrie

9

Température

Quantité de sel

Quantité de glace

Type de glace

Les couronnes qui offrent les meilleurs caractéristiques pour le

carottage des sols gelés et la glace sont les couronnes de type Corborit et

PDC (Dimatec inc., 2013 ; Robert, 2010).

a) Couronnes Corborit (Figure 4)

Elles sont utilisées pour les sols moyennement durs. Les fragments de

carbure de tungstène retenus par une matrice permettent de couper le sol

en de nombreux points.

Figure 4 – Couronne Corborit

b) Couronnes à diamants polycristallins (PDC) (Figure 5)

La combinaison de diamants synthétiques déposés sur du carbure de

tungstène fait des couronnes PCD des outils adaptés au carottage dans

des sols moyennement durs, mais très abrasifs. Les éléments de carbure

de tungstène peuvent être des bâtonnets cylindriques ou des bâtonnets

rectangulaires.

10

Figure 5 – Couronnes à diamants polycristallins (PCD)

2.1.1.2.2 Carottiers à câble

L’inconvénient du système de carottage décrit ci-dessus est qu’il faut

remonter l’ensemble du train de tige à chaque remplissage du carottier.

Les carottiers à câble limitent les temps de manutention. Un câble

descendu à l’intérieur du train de tige permet de remonter en surface

l’enveloppe interne du carottier. Une fois vidée, l’enveloppe interne est

repositionnée dans le carottier par le même câble et le carottage peut

continuer. Cette méthode demande en revanche la présence d’équipements

lourds en surface (Komex Consultants Ltd, 1983).

2.1.1.2.3 Carottier mécanique à glace

2.1.1.2.3.1 Description

La tarière creuse 3" du CRREL1, ou « carottier CRREL » est un outil

reconnu et très utilisé pour l’échantillonnage de la glace, de la neige et des

sols fins gelés à de faibles profondeurs. L’évolution de son développement

est décrite par Rand et Mellor (1985). La version originale du carottier

1 Cold Regions Research and Engineering Laboratory

11

CRREL a été fabriquée dans les années 50 par l’ACFEL2 (Figure 6). Elle

faisait partie d’un ensemble d’outils pour le test mécanique de la glace

pour de département d’hydrographie de l’U.S. Navy.

Figure 6 – Le carottier ACFEL et son système d'extraction des carottes de glace (Ueda,

Sellmann, et Abele, 1975)

Le carottier a été modifié en 1955-56 par le SIPRE3. La version du SIPRE

peut produire des carottes de glace de 76 mm pour un trou de 111 mm. Le

carottier fait 1 m de long, la tête de coupe facilite le passage des débris de

glace, des trous dans les parois du carottier permettent aux débris de

forage de s’accumuler à l’intérieur de la tarière et l’extraction des carottes

de glace se fait par le haut (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975). En 1961,

l’ACFEL et le SIPRE fusionnent pour former le CRREL. Pour améliorer les

performances et la durabilité du carottier, la tête d’entrainement est

renforcée, les lames de coupe ne sont plus en acier à outil, mais en

carbure (Figure 7). Les trous de chaque côté du carottier (Figure 8) sont

2 Arctic Construction and Frost Effect Laboratory

3 Snow, Ice and Permafrost Research Establishment

12

abandonnés dans les versions suivantes, car la majorité des copeaux sont

évacués au-dessus du carottier.

Figure 7 – Tête de forage du carottier CRREL – A : vis de réglage de l’angle de

dépouille effectif – B : lames de coupe remplaçables (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975)

Figure 8 – Carottier CRREL (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975)

Plusieurs variantes de la tarière CRREL ont par la suite été développées.

On peut citer la tarière RAND, en fibre de verre (Rand et Mellor, 1985) qui

peut produire des carottes de glace de 4 pouces (102 mm) et la tarière

PICO (Koci, 1984) qui est une version très légère de la tarière CRREL.

(Nørnberg, Goodsite, et Shotyk, 2004) ont eu l’idée d’enduire l’extérieur

de leur carottier à glace de Téflon pour éviter que les débris de tourbe gelée

13

ne collent dans la tarière. Cet outil conçu pour produire des carottes de

tourbe gelée utilise également un système de démontage rapide en trois

points de la tête de transmission.

Aujourd’hui, la société Kovacs Enterprises produit des tarières creuses à

glace très légères. Leur corps est en composite, la tête en aluminium, les

lames de coupe en acier trempé.

2.1.1.2.3.2 Utilisation sur le terrain

Puisqu’il est autonome pour l’évacuation des débris de forage, le

carottier CRREL peut être une solution de carottage extrêmement mobile.

On peut le voir sur la Figure 9 où le carottier est monté sur une foreuse

très légère, transportable à dos d’homme, manipulable par une personne.

Figure 9 – Carottier CRREL monté sur une foreuse portative – (Zubrzycki, 2012)

Les problèmes les plus fréquents rencontrés sont le blocage du carottier

dans le trou, dû à l’accumulation de débris de forage entre le carottier et

les parois du trou de forage. Le couple engendré par les frottements

devient alors trop élevé pour qu’il puisse être soutenu par les opérateurs.

L’expérience de forage est un critère important, car il faut savoir anticiper

ce coincement. Si le carottier s’arrête, il risque de rester coincé dans le

14

trou en très peu de temps, pris dans les débris de forage gelés (Wickland,

2007).

Connaissant ces limitations, Brockett et Lawson (1985) ont cherché à

maximiser les performances du carottier en gardant la mobilité comme un

critère important de développement. Ils ont construit une base de forage

autour d’une foreuse Dig-R-Mobile 550. Cette machine développe une

puissance de 7 HP, le couple maximum disponible est de 381 Nm et la

vitesse de rotation maximum est de 144 tr/min. Son poids est d’environ

318 kg. Des modifications ont été faites pour améliorer sa mobilité, la

rapidité d’exécution du forage et la stabilité de la foreuse (Figure 10).

Figure 10 – Dig-R-Mobile 550, version d’origine à gauche et version modifiée à droite –

d’après Brockett et Lawson (1985)

15

2.1.1.2.3.3 Performances du carottier CRREL

Lors de leurs essais de prototype, Brockett et Lawson (1985), les types

de sols carottés ont varié de l’argile au sable grossier, avec des

pourcentages de glace en volume de 10 à 100 %. La qualité des carottes

obtenues était généralement très bonne, voire excellente. Plus la quantité

de glace était importante, plus les carottes étaient faciles à obtenir. Des

difficultés ont été rencontrées lors du carottage de silt ou d’argile pauvres

en glace. Les profondeurs atteintes étaient alors limitées à 15 m. Dans les

autres cas, les forages ont atteint 22.5 m. Les auteurs ne recommandent

pas l’utilisation du carottier CRREL dans des sols de granulométrie

supérieure au sable grossier, la tarière ne se prête pas à l’évacuation des

débris de ces types de sols et les dommages des dents en carbure des

lames de coupes sont inévitables.

Les conditions de températures du sol et en surface peuvent influencer

le déroulement des opérations de forage, surtout lorsqu’elles sont

différentes, en provoquant des phénomènes de fonte-gel des débris de

forage. La rapidité d’exécution dépend également de la granulométrie du

sol et du pourcentage de glace, néanmoins, les auteurs ont estimé à

environ 5 h le temps nécessaire pour effectuer un carottage jusqu’à 10 m.

2.1.1.2.4 Carottier électromécanique

Les carottiers électromécaniques sont constitués d’une tête de forage,

d’un tube de carottier, d’une motorisation électrique et d’un système

d’évacuation et de stockage des débris de forage. Un élément important est

le système anti-rotation qui vient s’appuyer sur la paroi du trou de forage

et qui permet au moteur du carottier de délivrer toute sa puissance de

coupe à la tête de forage. Les paramètres de coupe sont commandés de

manière électronique par une unité de commande située dans le carottier

et en surface. L’évacuation des débris de forage peut se faire de manière

16

mécanique, à l’aide d’une tarière, ou grâce à la circulation d’un fluide de

forage. Un câble relie le carottier à la surface et permet d’alimenter son

moteur électrique lors du forage et de le remonter en surface lorsqu’il est

rempli. Ces carottiers peuvent mesurer plus de 10 m de long et réaliser des

carottes de l’ordre de 13 cm de diamètre. Après la récupération de

l’échantillon, le nettoyage du compartiment de stockage des débris doit

être effectué. Lorsque la profondeur de forage est grande (plus de 500 m),

le trou est rempli de liquide destiné à la stabilisation des parois du forage

(Jean-Robert Petit, 2000). La Figure 11 montre le carottier KEMS dans sa

version 135 mm de diamètre extérieur. Les différentes parties le

constituant sont : branchement du câble (1), la chambre électrique (2), le

système anticouple (3), le capteur de couple (4), l’ensemble pompe, moteur,

réducteur (5), la chambre de stockage des débris (6), le tube du carottier et

la tête de forage (7).

La progression du carottier dans la glace se fait grâce à une tête de

forage avec lames de coupe. Lorsque le roc est atteint, une tête de forage

adaptée est montée sur le carottier.

Le but ultime d’un carottier électromécanique est de réaliser

l’échantillonnage de glace depuis la surface jusqu’à la croute terrestre ce

qui a pu être réalisé par le CRREL à Camp Century au Groenland (Ueda et

Garfield, 1968). On peut également citer la campagne de forage de 1988 du

Leningrad Mining Institute menée sur le glacier Vavilov en Terre du Nord

avec le carottier KEMS-112 (Kudryashov, Vasiliev, et Talalay, 1994) et les

forages réalisés par l’Université de Fairbanks, avec le carottier PICO-5.2"

au Groenland en 1993 (Kelley et al., 1994).

Ces carottiers sont réservés à des utilisations à de très grandes

profondeurs. Lors du carottage dans le roc, les têtes utilisées sont

similaires à celles utilisées pour carottage conventionnel.

17

Figure 11 – KEMS-135 (Vasiliev et Talalay, 2011)

1

2

3

5

4 6

7

18

2.1.1.2.5 Carottier béton modifié

Le CEN4 utilise pour ses carottages un carottier à l’origine destiné au

carottage dans le béton (Calmels, Gagnon, et Allard, 2005). Le carottier est

monté sur une foreuse portable très légère, manipulée par une ou deux

personnes (du même type que celle montrée Figure 9). Avec cette foreuse,

le carottier présente de meilleures performances d’échantillonnage que le

carottier CRREL qu’ils utilisent également. Les parois fines du carottier et

sa tête coupante permettent une pénétration facile dans le sol gelé et de

passer plus facilement à travers d’éventuelles roches. Le diamètre des

carottes prélevées est de 10 cm, le carottier fait 40 cm de long et des

forages ont été réalisés jusqu’à une profondeur de 7 m.

De manière générale, le carottier se montre à l’aise dans les sols fins

riches en glace, ainsi que dans les sols plus grossiers très froids. Il montre

ses limites dans la glace pure et dans les pergélisols contenant du sable

dont la température est proche de 0 °C. La chaleur provoquée par la coupe

de la couronne en diamant réchauffe l’échantillon et la faible cohésion des

particules de sable entraînent la désagrégation de la carotte dans le

carottier. Tout comme le carottier CRREL, l’arrêt en rotation du carottier

béton dans le trou de forage peut entraîner le gel des débris de forage dans

le trou et le blocage du carottier.

2.1.1.3 Carottier électrothermique

Ce carottier est doté d’une tête chauffante qui fait fondre la glace et

permet la progression du corps du carottier. Il ne peut pas être utilisé pour

des sols gelés.

4 CEN : Centre d’Etudes Nordiques, Université Laval, Québec, Québec, Canada

19

2.1.1.4 Le carottage par roto-percussion

Dans le cas d’une méthode par roto-percussion, la percussion favorise la

pénétration du carottier. La fréquence des percussions est lente (de l’ordre

de 20 coups par seconde). Les débris sont évacués avec la circulation d’un

fluide de forage. Si la fréquence des percussions est très rapide (de l’ordre

de 100 coups par seconde) et provoquée sur l’ensemble du train de tige, il

s’agit de forage sonique. Les vibrations engendrées par le forage sonique

fluidifient les débris de forage qui s’évacuent de manière autonome. C’est

la solution idéale pour forer dans le pergélisol rapidement, sans fluide de

forage, mais elle est pénalisée par son coût élevé et son manque de

mobilité. La masse des foreuses soniques dépasse la tonne lorsqu’elles

sont adaptées sur un engin motorisé, elle est supérieure à trois tonnes

lorsqu’elles se déplacent de manière autonome.

2.1.1.5 Tubage

Le tubage consiste à l’insertion d’un tube dans le trou de forage que l’on

vient de réaliser afin de stabiliser les parois. Il est fortement recommandé

de l’utiliser lorsque le sol est poreux (Haeberli et al., 1988). Lors d’un

forage avec fluide de forage, il permet de canaliser le fluide pour le traiter

en surface. La couche active du pergélisol peut être très riche en eau

liquide. L’utilisation d’un tubage permet alors de ne pas noyer le trou de

forage et d’éviter une contamination des échantillons.

2.1.2 Dimensionnement des outils de forage

Lors du dimensionnement d’un nouvel outil de forage, plusieurs

paramètres sont à choisir. Des résumés des principes théoriques de base

ainsi que des données issues d’expérimentations ont été réalisés par

Mellor. Ce travail porte sur la cinématique, la dynamique ainsi que sur

l’aspect énergétique des forages en relation avec les foreuses et les outils

de forage. Dans le cas du carottage du pergélisol, les ouvrages sur la

20

cinématique des machines à mouvement de rotation axial (Mellor, 1976) et

sur la dynamique et l’énergétique des outils à mouvement de coupe

parallèle (Mellor, 1977) sont pertinents. Y sont abordés les thèmes

portants sur l’équilibrage de la capacité de coupe avec la capacité

d’évacuation des débris et sur l’influence de la géométrie des outils de

forage sur les performances de pénétration et d’effort de coupe.

2.2 La consolidation

2.2.1 Consolidation des sols non gelés

2.2.1.1 Phénomène

Lorsque l’on considère un sol quelconque, on peut distinguer trois

phases de natures différentes : une phase solide (particules de sable,

d’argile), une phase constituée d’air et une phase constituée d’eau. La

principale hypothèse faite pour étudier la consolidation est que la phase

solide forme un squelette solide poreux dans lequel circule l’eau circule. La

consolidation est le phénomène qui traduit la réduction du volume d’eau

contenue dans un sol. Cette réduction du volume d’eau se produit lors de

l’augmentation des contraintes appliquées sur le sol, dans le cas de la

construction d’une structure en surface, en profondeur, mais également

lors du changement des caractéristiques du sol, dans le cas de la fonte

d’un sol gelé, par exemple. Dans ce dernier cas, on parle de consolidation

de fonte. Ce phénomène particulier fera l’objet d’un paragraphe dédié.

Le phénomène de consolidation peut être simplement expliqué en

comparant le squelette granulaire du sol à un ressort, comme représenté

sur la Figure 12. Ainsi lors du chargement, on a augmentation de la

pression interstitielle (car l’eau ne peut pas être immédiatement expulsée).

Puis avec le temps et les capacités de drainage, l’eau est progressivement

chassée du sol et c’est le squelette solide qui reprend les efforts (ici le

21

ressort), jusqu’à un nouvel équilibre. On remarque alors que le ressort à

diminué en longueur : le sol s’est tassé d’une valeur de tassement s. Le

volume de solide est toujours le même, mais le volume d’eau a diminué, il

y a eu consolidation du sol.

Figure 12 – Analogie du ressort appliquée au phénomène de consolidation (Holtz et

Kovacs, 1991)

2.2.1.2 Détermination des caractéristiques de consolidation des sols non gelés

2.2.1.2.1 Essais œdométriques sur les sols non gelés

2.2.1.2.1.1 Présentation générale

L’œdomètre a été inventé au début du XXe siècle et fait partie

aujourd’hui de l’équipement de base de tout laboratoire de mécanique des

sols. Il permet de réaliser des essais de compression sur des échantillons

de sol cylindriques.

Les œdomètres sont constitués de deux parties : une cellule qui va

contenir l’échantillon de sol à tester et un système de mise en charge. La

22

cellule œdométrique peut être ouverte (les flux d’eau ne sont pas contrôlés

pendant l’essai) ou fermée (contrôle de la quantité ou de la pression d’eau

extraite de l’échantillon). Dans les deux cas, elle est rigide : il est

impossible à l’échantillon de se déformer de manière radiale. Les

déformations sont donc uniquement verticales, c’est-à-dire axiales. Le

système de mise en charge peut être un système mécanique de

chargement par poids ou un système hydraulique voir pneumatique, plus

faciles à automatiser. Le principe de l’œdomètre est représenté Figure 13.

Les modes opératoires des essais sont très variés : la charge peut être

augmentée de manière continue, ou par paliers, l’essai peut être mené à

déformation imposée, etc. Ces modes opératoires correspondent à des

essais différents (essai de compressibilité par paliers, essai accéléré par

chauffage, essai de fluage, essai à drainage radial, essai à chargement

continu, essai à vitesse de déformation constante, essai à gradient

contrôlé). La cellule de Terzaghi est représentée Figure 14 et on peut voir

Figure 15 un œdomètre à chargement pneumatique.

Figure 13 – Principe de fonctionnement d'un œdomètre (Magnan, Mieussens, et

Vautrain, 1985)

Pression p

Pression p

Eprouvette cylindrique

23

Figure 14 – Coupe de la celle de chargement de Terzaghi (Magnan, Mieussens, et

Vautrain, 1985)

Figure 15 – Œdomètre à chargement pneumatique du CECP d'Angers (Magnan,

Mieussens, et Vautrain, 1985)

2.2.1.2.1.2 Essais œdométriques spéciaux

Essais œdométriques accélérés

Les essais œdométriques sont normalement réalisés dans une pièce à

20 °C. Dans le but de raccourcir la durée de l’essai, Philipponnat (1977) a

mis au point un œdomètre capable de travailler sur un échantillon dont la

24

température est postée à 70 °C. L’augmentation de la température permet

de diminuer la viscosité de l’eau et d’augmenter la perméabilité du sol,

ayant pour conséquence l’augmentation de la vitesse de consolidation. La

durée de réalisation de l’essai est divisée par trois. L’essai à température

de 20 °C reste conseillé pour le calcul des vitesses de consolidation, le

rapport de trois entre des vitesses obtenues à 70 °C et à 20 °C restant

indicatif. Les résultats d’amplitude des tassements sont par contre tout à

fait viables.

Essais œdométriques radiaux

Afin de déterminer la vitesse de consolidation radiale d’un sol,

caractéristique utile notamment lors du dimensionnement des drains

verticaux, l’œdomètre classique est modifié. Les pierres poreuses

supérieures et inférieures sont supprimées et on perce un trou au centre

de l’échantillon qu’on remplit de sable pour réaliser un drain (Figure 16).

Figure 16 – Principe de l’œdomètre à drainage radial centripète (Magnan, Mieussens,

et Vautrain, 1985)

Le drainage peut également être réalisé de manière centrifuge. Escario et

Uriel (1961) ont choisi de créer un drain en sable autour d’échantillons de

25

4" de diamètre et 6" de hauteur. McKinlay (1961) a adapté un œdomètre

classique en adaptant une bague en acier inoxydable poreux. La

perméabilité de la bague était de 4 10-6 m/s, bien supérieure à la

perméabilité de l’argile testée. La bague a été fabriquée à partir un bloc

d’acier inoxydable poreux qui a été ensuite usiné aux dimensions

attendues. L’usinage par tournage d’un acier fritté poreux a pour

conséquence de refermer ses pores. Pour retrouver sa perméabilité

d’origine, la bague a ensuite été finie par usinage électrochimique. Ce

procédé est également recommandé par l’auteur pour un maintien dans le

temps des performances de la bague qui ont tendance à diminuer au cours

des utilisations.

2.2.1.2.2 Résultats obtenus

Les essais œdométriques ont pour but de déterminer les paramètres de

consolidation de l’échantillon. Ils permettent notamment d’obtenir la

courbe œdométrique et la courbe de consolidation du sol étudié. La courbe

œdométrique (Figure 17) représente la variation de l’indice des vides 𝑒, de

l’échantillon en fonction de la contrainte effective verticale 𝜎’𝑣. Dans le cas

d’un essai par paliers, le temps entre chaque palier doit être choisi de telle

sorte que la dissipation des pressions interstitielles en excès soit effectuée.

La contrainte effective verticale est alors égale à la contrainte totale, c'est-

à-dire à la pression appliquée.

26

Figure 17 – Courbe œdométrique d’un sol fin (Magnan, 2010)

Les trois paramètres déduits de la courbe œdométrique sont la pression

de préconsolidation 𝜎’𝑝, l’indice de compression 𝐶𝑐 (pente de la droite PH,

Equation (1)) et l’indice de recompression 𝐶𝑟 (pente de la droite FD).

Lorsque la courbe œdométrique est représentée par le déplacement vertical

relatif 𝜀𝑣 en fonction du logarithme de la contrainte effective verticale 𝜎’𝑣, la

pente de la zone de compression devient l’indice de compression modifié 𝐶𝑐𝜀

(Equation (2)) et la pente de la zone de recompression devient l’indice de

recompression modifié 𝐶𝑟𝜀 . La relation entre le 𝐶𝑐 et le 𝐶𝑐𝜀 est donné par

l’Equation (3).

𝐶𝑐 = −

𝑑𝑒

𝑑𝑙𝑜𝑔(𝜎𝑣′)

(1)

𝐶𝑐𝜖 =

𝑑𝜖𝑣

𝑑 log(𝜎𝑣′)

(2)

𝐶𝑐𝜖 =

𝐶𝑐

1 + 𝑒0 (3)

27

La pression de préconsolidation correspond à la contrainte maximale à

laquelle a été soumis le sol au cours de son histoire. On définit le rapport

de surconsolidation 𝑂𝐶𝑅 comme suit :

𝑂𝐶𝑅 =

𝜎𝑝′

𝜎𝑣0′ (4)

𝜎’𝑝 peut donc être différente de la contrainte effective engendrée par le

poids des terres lors de prélèvement de l’échantillon puisque certaines

couches de sol, par exemple des couches de glace peuvent avoir disparu

entre temps. Si tel est le cas, on dit que le sol est surconsolidé (𝑂𝐶𝑅 > 1), si

la contrainte verticale effective engendrée par le poids des terres est égale à

la pression de préconsolidation, alors le sol est dit normalement consolidé

(𝑂𝐶𝑅 = 1). Si elle est supérieure, le sol est sous-consolidé (𝑂𝐶𝑅 < 1).

La courbe de consolidation (Figure 18) représente la variation de

tassement de l’échantillon en fonction du logarithme du temps, elle permet

de déterminer la vitesse de consolidation. On retrouve les trois

composantes du tassement vertical : le tassement immédiat, le tassement

de consolidation et le tassement secondaire. La vitesse de consolidation

d’un échantillon dépend de plusieurs paramètres tels que l’épaisseur de

l’échantillon et le type de drainage employé. Plusieurs théories ont été

proposées afin de pouvoir prédire le tassement des sols étudiés dans le

temps.

28

Figure 18 – Courbe de compression d'un sol fin (Magnan, 2010)

2.2.1.3 Théories de consolidation unidimensionnelle

2.2.1.3.1 Théorie de consolidation unidimensionnelle de Terzaghi

La théorie de la consolidation unidimensionnelle de Terzaghi (1924),

première théorie sur la consolidation des sols, est une référence pour les

calculs de consolidation, car elle tient compte des paramètres essentiels de

ce phénomène.

Les hypothèses de la théorie de Terzaghi admettent que le sol est

homogène et saturé pendant tout le processus de consolidation. Les

déformations et les écoulements d’eau suivent la loi de Darcy. La charge

est appliquée de manière instantanée à l’instant initial. L’eau interstitielle

et les grains de sol sont supposés incompressibles. Le coefficient de

compressibilité 𝑎𝑣 et les coefficients de perméabilité vertical 𝑘𝑣 ou

horizontal 𝑘ℎ sont constants. Il existe donc une relation linéaire et

réversible entre la contrainte effective verticale appliquée à la phase solide

29

du sol 𝜎’𝑣 et sa variation de volume (proportionnelles aux déformations

verticales) exprimée par la variation de l’indice des vides 𝑒.

Enfin, les déformations restent petites durant la consolidation. On est

donc dans l’hypothèse des petits déplacements.

2.2.1.3.2 Cas d’un drainage axial

Dans le cas d’un drainage strictement axial, à partir des hypothèses

précédentes, de la loi de Darcy et des équations de conservation des

masses d’eau et des particules solides, Terzaghi (1924) est arrivé à

l’équation de consolidation unidimensionnelle suivante :

𝑐𝑣

𝜕2𝑢

𝜕𝑧2=

𝜕𝑢

𝜕𝑡 (5)

Avec 𝑐𝑣 le coefficient de consolidation vertical, exprimé de la manière

suivante :

𝑐𝑣 =

𝑘𝑣

𝜌𝑤𝑔

1 + 𝑒0

𝑎𝑣 (6)

A partir de son équation de consolidation unidimensionnelle et des

conditions aux limites de l’écoulement, Terzaghi a pu déterminer la

fonction 𝑈(𝑇𝑣), où 𝑈 est le degré de consolidation moyen et représente le

pourcentage de tassement de la couche étudié par rapport au tassement

final et 𝑇𝑣 est le facteur temps. L’Equation (7) montre l’expression de 𝑇𝑣 en

fonction de 𝑐𝑣 , du temps 𝑡 et de la hauteur de drainage 𝐻 . La relation

entre 𝑈 et 𝑇𝑣 est tracée sur la Figure 19.

𝑇𝑣 =

𝑐𝑣𝑡

𝐻2 (7)

30

Figure 19 – Relation entre U et Tv dans le cas d'un drainage axial (Terzaghi, 1924)

2.2.1.3.3 Cas d’un drainage radial

Dans le cas d’un drainage radial, l’Equation (5) devient l’Equation (8)

(Terzaghi, 1924) :

𝑐𝑟 (

𝜕2𝑢

𝜕2𝑟+

1𝜕𝑢

𝑟𝜕𝑟) =

𝜕𝑢

𝜕𝑡 (8)

Avec 𝑐𝑟 le coefficient de consolidation radial exprimé de la manière

suivante :

𝑐𝑟 =

𝑘𝑟

𝜌𝑤𝑔

1 + 𝑒0

𝑎𝑣 (9)

De la même manière que dans le cas d’un drainage axial, Terzaghi

donne la relation de 𝑈 en fonction de 𝑇𝑟, avec 𝑇𝑟 exprimé en fonction de 𝑐𝑟,

du rayon de l’échantillon 𝑅 et du temps 𝑡 :

𝑇𝑟 =

𝑐𝑟𝑡

𝑅2 (10)

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

0%

20%

40%

60%

80%

100%

Tv

U

31

2.2.1.3.4 Détermination du 𝒄𝒗

Comme précisé dans le paragraphe 2.2.1.2.2, les essais œdométriques

permettent d’obtenir la variation de tassement en fonction du temps entre

deux paliers de chargements.

Afin d’évaluer le 𝑐𝑣, la méthode de Taylor (1948), ou méthode de la racine

carrée, utilise la similarité entre les allures des courbes 𝑈 = 𝑓(𝑇𝑣) et de

tassement en fonction du temps entre deux paliers de chargement. La

Figure 20 montre la construction graphique proposée par Taylor. Le point

de la courbe qui correspond à une consolidation moyenne de 90 % a son

abscisse égale à 1.15 fois l’abscisse du prolongement de la portion droite

initiale de la courbe. Le tracé permet d’obtenir le temps 𝑡90 pour lequel le

tassement atteint 90 % du tassement final moyen. Puis en utilisant

l’Equation (7), la théorie de consolidation de Taylor permet de calculer 𝑐𝑣, 𝑇𝑣

étant déterminé par la théorie de Terzaghi (Figure 19).

Le 𝑐𝑣 peut également être déterminé grâce à la méthode de Casagrande

(1938), qui s’applique sur le tracé du tassement en fonction du logarithme

du temps.

2.2.1.3.5 Détermination du 𝒄𝒓

Comme vu précédemment dans le paragraphe 2.2.1.2.1.2, un drainage

radial peut être centripète ou centrifuge. Cette distinction faite, lors de

l’application d’une pression sur l’échantillon, deux types de conditions aux

limites peuvent être modélisées : soit la pression appliquée sur

l’échantillon est uniforme (PU), soit c’est la déformation qui est uniforme

(DU) (Trautwein, Olson, et Thomas, 1981). Les solutions au drainage radial

centripète (Barron, 1948) servent notamment pour le dimensionnement

des drains verticaux. Les solutions de consolidation radiale centrifuge ont

été proposées par Silveira (1953) et McKinlay (1961) pour une solution PU

32

et par Escario et Uriel (1961) pour une solution DU. La Figure 21 montre

les courbes de 𝑈 en fonction de 𝑇𝑟 de ces théories.

Plusieurs méthodes de détermination du 𝑐𝑟 à partir des données

expérimentales ont été proposées, notamment celle de McKinlay (1961) qui

propose une variante de la méthode de la racine carrée de Taylor et dont le

travail a été généralisé par Trautwein (1980). Trautwein, Olson, et Thomas,

(1981) conseillent d’utiliser la méthode de McKinlay (1961) pour la

détermination du 𝑐𝑟 lors d’un drainage radial centrifuge, la théorie PU

fournissant des résultats plus proches de la réalité, même avec des

conditions d’essais plus proches de la théorie DU (application de la

pression sur l’échantillon par un élément rigide). Les valeurs des

coefficients utilisés par la méthode de McKinlay (1961) sont regroupées

dans le Tableau 2. Les valeurs de 𝑐𝑟 sont généralement plus grandes que

les valeurs de 𝑐𝑣 (Equation (11)).

𝑐𝑟 = 𝑎 𝑐𝑣

𝑎𝑣𝑒𝑐 𝑎 𝑡𝑒𝑙 𝑞𝑢𝑒 1 < 𝑎 < 4 (11)

33

Figure 20 – Détermination de la valeur de par la méthode de la racine carrée de

Taylor, d’après Holtz et Kovacs (1991) – La construction géométrique permet d’obtenir

t90, le temps au bout duquel U90% est atteint. T90% en est déduit, puis cv est évalué

grâce à la formule (7)

34

Figure 21 – Relations théoriques entre U et T pour des tests de consolidation radiale,

d’après Trautwein, Olson, et Thomas (1981). N=5 pour le drainage centrifuge, N étant

le rapport du diamètre de l’échantillon sur le diamètre du drain

Taylor, 1948 McKinlay, 1961

Coefficient de consolidation vertical radial

Exposant du temps 0.5 0.465

Coefficient prolongement abscisse 1.15 1.218

0.848 0.335

Tableau 2 – Comparaison des coefficients utilisés par Taylor et McKinlay dans la

détermination du coefficient de consolidation

Dans le paragraphe traitant du phénomène de consolidation, il a été fait

mention de la consolidation de fonte. Ce type de consolidation peut être

observé lors de la fonte d’un sol gelé, qui contient de la glace de manière

saisonnière (dans le cas d’un cycle de gel/fonte) ou permanente (dans le

cas de la dégradation d’un pergélisol). Les tassements observés seront

35

alors le résultat du passage de l’eau solide en eau liquide et d’une

consolidation comme représenté sur la Figure 22. On remarque bien la

diminution de volume due au passage de l’eau solide à l’eau liquide sous la

pression puis la consolidation avec l’augmentation de la pression

jusqu’à . Dans le cas de la fonte totale d’un échantillon, l’allure de la

courbe de déformation en fonction de la contrainte appliquée serait alors

semblable à celle de la Figure 23. On remarque que dans ce cas, on

retrouve l’allure de la courbe œdométrique classique, avec un saut lors du

premier palier dû au drainage de l’eau en excès. La courbe est ensuite une

droite lorsque la pression est exprimée sur une échelle logarithmique.

Figure 22 – Courbe typique d'indice des vides en fonction de la pression d'un sol gelé

soumis à une fonte d’après Andersland et Ladanyi (2004)

36

Figure 23 – Courbe œdométrique d’un échantillon de sol gelé lors d’une consolidation

de fonte, données d’après Nixon (1973)

2.2.2.2 Théorie de consolidation de fonte unidimensionnelle

Si la fonte s’effectue très lentement, l’eau liquide pourra être drainée au

fur et à mesure de la fonte. Le phénomène de consolidation se produira

rapidement, sur une couche de sol très mince et on n’observera

pratiquement pas d’augmentation de pression interstitielle. Si au contraire

la fonte est soudaine, l’excès de pression interstitielle sera conséquent et

donc la consolidation se produira après la fonte.

Au-delà de la courbe typique de la Figure 22, la consolidation de fonte

des sols est conditionnée à la fois par les caractéristiques classiques de

consolidation du sol, mais également par des considérations d’ordre

thermique. L’augmentation de température conditionne l’évolution de

l’interface entre sol fondu et sol encore gelé et donc les conditions de

consolidation aux limites puisque la pression interstitielle dans le sol gelé

est nulle. La théorie de la consolidation de fonte unidimensionnelle

(Morgenstern et Nixon, 1971) allie les résultats de la théorie de la

0%

20%

40%

60%

80%1 10 100 1000

Dé

form

atio

n Δ

H/H

σ (kPa)

37

consolidation unidimensionnelle de Terzaghi et les relations de conduction

de chaleur dans les sols. Du point de vue de la consolidation, elle

comporte donc les mêmes limitations que la théorie de Terzaghi. Du point

de vue de la saturation des sols, on peut tomber dans le cas où un sol gelé

comporterait un volume de glace dont l’équivalent en eau liquide est

supérieur à ce que le squelette solide pourrait absorber, elle se place donc

dans le cas où le sol serait juste saturé.

La profondeur du front de fonte est régie par la relation donnée par

l’Equation (12) avec 𝛼 une constante (Nixon et McRoberts, 1973).

𝑋(𝑡) = 𝛼 √𝑡 (12)

Dans leurs travaux de 1973, Nixon et McRoberts donnent comme

approximation de 𝛼 :

𝛼 = √2𝑘𝑢𝑇𝑠

𝐿 (13)

Avec 𝑘𝑢 la conductivité du sol fondu, 𝑇𝑠 la température imposée en

surface, 𝐿 la chaleur latente de fusion volumétrique du sol gelé. La

température du sol gelé est alors estimée à 0 °C et le gradient de

température dans la couche de sol fondue, linéaire.

L’excès de pression d’eau lors de la fonte et le degré de consolidation

sont donnés en fonction du ratio de consolidation 𝑅 (Figure 24). 𝑅 est

présenté comme une mesure relative des taux d’augmentation et de

dissipation de l’excès de pression d’eau interstitielle (Equation (14)). On

peut l’interpréter de la manière suivante : si 𝑅 est élevé, le sol est

susceptible de fondre plus rapidement qu’il ne se draine, il est très

sensible. Si 𝑅 est faible, la vitesse de drainage du sol peut compenser sa

fonte, le sol est stable.

𝑅 = 𝛼2√𝑐𝑣 (14)

38

Cette théorie basée sur le calcul du ratio de consolidation de fonte

pour la prévision de l’excès de pression d’eau interstitielle et le degré de

consolidation de fonte, donne de très bons résultats par rapport aux tests

œdométriques menés en laboratoire (Nixon et Morgenstern, 1974).

Figure 24 – Consolidation de fonte unidimensionnelle (Morgenstern et Nixon, 1971)

Le plus simple des essais, qui ne demande pas de matériel particulier

est de laisser fondre un échantillon de sol et de laisser sédimenter les

particules solides. On peut ensuite déterminer en volume le pourcentage

d’eau en excès et donc estimer le tassement de fonte dû à la fonte de la

glace en excès (Andersland et Ladanyi, 2004).

Afin de vérifier la théorie de consolidation de fonte unidimensionnelle,

Morgenstern et Smith (1973) ont créé le permode (« permafrost

œdometer »), un œdomètre capable de contrôler les cycles de gel-dégel d’un

échantillon, de mesurer sa température en plusieurs points, ainsi que la

pression interstitielle. Le drainage se fait axialement, par le haut de

l’échantillon. Une coupe de l’appareil est montrée Figure 25.

39

Le permode fournit des résultats très complets, mais l’appareil est peu

répandu et reste limité à une utilisation dans un cadre de recherche

(Komex Consultants Ltd, 1983). Il n’existe pas d’essai standard pour la

caractérisation de la consolidation de fonte. Plusieurs méthodes ont été

proposées, basées sur une fonte, plus ou moins contrôlée de l’échantillon.

Figure 25 – Le permode, d'après Morgenstern et Smith (1973)

Selon Komex Consultants Ltd (1983), une méthode pratique et complète

est celle de Shannon and Wilson Consultants. Le matériel utilisé est un

œdomètre standard légèrement modifié pour améliorer son étanchéité.

L’échantillon est soumis à une première pression de 48 kPa en fonte libre.

Après stabilisation et fonte complète, un second palier à 96 kPa est réalisé

jusqu’à fin de la consolidation primaire de l’échantillon. La déformation de

l’échantillon au cours du temps lors des deux paliers de chargement est

consignée. Les résultats du test sont : les déformations de l’échantillon lors

de chaque palier ainsi que la déformation totale, le pourcentage de glace

en excès.

L’Université Laval réalise régulièrement des tests de caractérisation de

consolidation de fonte à l’aide d’un œdomètre sur mesure. La cellule de

test fait 102.01 mm de diamètre intérieur avec un drainage axial de

l’échantillon. Lors du dernier contrat réalisé, la hauteur initiale des

40

échantillons testés a varié de 54 à 117 mm. Les échantillons étaient placés

gelés dans la cellule de test à la température du laboratoire. Le protocole

prévoyait l’application d’un premier palier à 25 kPa en fonte libre, pendant

24 heures. Puis des paliers de 75 kPa et de 100 kPa ont été appliqués avec

24 heures entre chaque palier. Les courbes obtenues sont des courbes de

déformation en fonction de la contrainte appliquée, ainsi que des courbes

de déformation en fonction du temps pour chaque palier (Loranger et

Lemieux, 2014).

41

3 Pertinence du projet

3.1 Lacunes Deux difficultés majeures sont rencontrées dans le processus de

caractérisation actuel.

La première est l’échantillonnage. Le carottage du pergélisol est une

étape très délicate en raison de la chaleur dégagée lors du forage et du

type de sol rencontré. Le forage avec des foreuses lourdes permet

l’utilisation de carottiers à triple paroi avec circuit de refroidissement. Du

fait de la puissance des machines, les problèmes rencontrés lors du forage

sont limités, mais la mobilité de ces installations est faible et les coûts de

mise en œuvre élevés. Dans le cas de l’utilisation de foreuses plus légères,

sans fluide de forage, deux possibilités sont à envisager. En présence d’un

sol riche en glace et à grains de tailles diverses, les carottiers à couronne

diamantée et à paroi mince peuvent fournir des résultats satisfaisants. Ils

sont moins à l’aise dans la glace pure, dans les sols fins très pauvres en

glace ou dans les sols chauds contenant du sable. Le constat est le même

pour le carottier CRREL qui a pu montrer des performances supérieures

lorsque monté sur une plus grosse foreuse, mais qui ne permet pas

d’avancer en présence de cailloux.

La seconde difficulté est le rapatriement des échantillons au laboratoire.

Il faut maintenir les échantillons gelés et les apporter aux laboratoires qui

se trouvent généralement à des latitudes plus basses, souvent par voie

aérienne. La logistique à déployer pour ces essais est donc lourde et

couteuse.

42

3.2 Objectif Ce projet de recherche s’inscrit dans le cadre de l’amélioration des

techniques d’investigation pour l’identification de la sensibilité du

pergélisol à la fonte.

L’objectif de ce projet est de développer un carottier œdométrique

capable de mesurer in situ les propriétés de consolidation de fonte du

pergélisol. Au lieu de mettre en œuvre des moyens pour récupérer des

échantillons gelés de bonne qualité, d’assurer leur transport vers les

laboratoires, le carottier permettra de réaliser des essais de consolidation

de fonte et de produire des profils de données de consolidation de fonte en

fonction de la profondeur afin de supporter les décisions de construction

ou de maintenance d’infrastructures.

Les contraintes imposées pour le développement du carottier sont les

suivantes :

Le carottier doit pouvoir être utilisé avec une foreuse légère

mobile. La foreuse de référence est la Minuteman (description des

caractéristiques en Annexe G).

Le carottage doit être possible dans la plus grande variété de sols.

Le carottage des sols fins et sable gelés doit être assuré. Le

problème des cailloux doit être minimisé.

Le carottier doit être capable de caractériser au moins le premier

mètre de pergélisol, pour les pergélisols situés au maximum 2 m

sous la surface naturelle du sol. La profondeur de travail sera

atteinte par tubage.

Le maintien dans les conditions thermiques d’origine des parois

du trou de forage doit être assuré lors des opérations de forage et

lors de la réalisation de l’essai de consolidation de fonte.

La fonte de l’échantillon doit être effectuée au sein du carottier.

43

La consolidation de l’échantillon doit pouvoir être effectuée sous

un niveau de pression choisi par l’utilisateur. La pression

maximum doit au moins être équivalant à la pression engendrée

par la construction d’un remblai de 5 m.

L’échantillon consolidé doit pouvoir être récupéré pour

l’identification et la classification du sol.

L’ensemble des opérations doit permettre de réaliser plusieurs

caractérisations dans une journée.

L’outil doit être démontable afin de faciliter les opérations

d’entretien et de changement de pièces.

45

4 Description du carottier Le paragraphe qui suit est une description générale du carottier

œdométrique. Une description plus détaillée de certains points est faite

dans la partie suivante. Le carottier présenté ici ne permet pas d’atteindre

2 m de profondeur, comme stipulé dans les contraintes. Pour ce faire, il est

nécessaire d’ajouter des rallonges, non présentées dans ce document.

L’apparence de l’invention est celle d’un carottier avec tarière double

(Figure 26). La longueur approximative totale du carottier avec sa tête

d’entrainement est de 130 cm. Le diamètre extérieur du carottier avec les

lames de coupe est de 80 mm et de 76 mm sans. Le carottier œdométrique

permet de former des carottes de 30 mm de diamètre et de 326 mm de

hauteur. Lors des opérations de carottage, les débris sont convoyés en

surface par une tarière double dont l’angle est de 23 ° au niveau de la tête

de forage, puis de 25 ° pour le reste du carottier. L’utilisation de fluide de

forage n’est pas nécessaire. L’essai de consolidation de fonte est réalisé sur

les 200 mm de hauteur de la partie supérieure de la carotte.

Le carottier est modulaire : chaque partie peut être démontée pour

nettoyage ou remplacement. On distingue (Figure 27) les ensembles

suivants :

L’ensemble tête (Figure 27, n°1)

La partie inférieure (Figure 27, n°2)

La partie supérieure (Figure 27, n°3)

Le tube de lecture (Figure 27, n°4)

L’accouplement (Figure 27, n°5)

La transmission de puissance entre les trois premiers éléments est

assurée par cannelures. Le maintien en position de ces liaisons

démontables se fait grâce à quatre vis à épaulement (diamètre

46

d’épaulement de 4 mm) leur étanchéité est assurée par des joints toriques

(Figures 28 et 29). La transmission de puissance entre la partie supérieure

et le tube de lecture ainsi qu’entre le tube de lecture et l’accouplement est

assurée par des vis à épaulement (0.25" (6.35 mm) de diamètre

d’épaulement). Les parties métalliques du carottier sont en inox, sauf les

dents de coupe, le tube à dents de carbure, le tube de lecture et

l’accouplement.

47

Figure 26 – Carottier œdométrique

48

Figure 27 – Carottier œdométrique partiellement démonté

5 : Accouplement hexa

4 : Tube de lecture

3 : Partie supérieure

2 : Partie inférieure

1 : Ensemble tête

49

Figure 28 – Vue de la transmission de puissance par cannelures de l’ensemble tête

(photo en haut)/partie inférieure (photo en bas) et par crabot du tube à dents de

carbure/partie inférieure

50

Figure 29 – Vue de la transmission de puissance par cannelures entre la partie

inférieure (en haut) et la partie supérieure (en bas)

La tête de forage combine un effet de découpe par copeau avec un effet

de scie qui permet une découpe nette de l’échantillon. L’ensemble tête

comprend (Figure 30) :

La tête de coupe (Figure 30, n°1)

Les deux supports de lame (Figure 30, n°2)

51

Les deux lames de coupe (Figure 30, n°3)

Le tube à dents de carbure (Figure 30, n°4)

Les lames de coupe sont en acier à outil S7 avec des inserts en carbure

à gros grains (résistant aux impacts) (Figure 31). Les lames de coupe ont

un angle de coupe de 35 °, un angle de taillant de 45 ° et un angle de

dépouille de 10 °. Le maintien en position des lames de coupe sur les

supports de lame de coupe est assuré par une vis à tête fraisée (Figure 31,

n°1). Les supports de lame sont maintenus en position sur la tête de coupe

par deux vis CHC (Figure 30, n°5). Les supports de lame comprennent

également des emplacements pour d’éventuelles vis de réglage de l’angle de

dégagement (Figure 30, n°6). La transmission de la rotation au tube à

dents de carbure se fait par crabot. Tous les filetages de l’ensemble tête

sont des filetages 1/4-20.

1

2

3

4

5

6

52

Figure 30 – Ensemble tête – 1 : tête de coupe ; 2 : support de lame (x2) ; 3 : lame de

coupe (x2) ; 4 : tube à dents de carbure ; 5 : vis de fixation du support de lame ; 6 :

emplacement pour vis de réglage de l’angle de dégagement

Figure 31 – Ensemble tête – détail lame de coupe – 1 : vis de fixation de la lame sur

son support ; 2 : lame de coupe, support de l’insert ; 3 : lame de coupe, insert en

carbure

La partie inférieure est constituée : du tube extérieur bas, du filtre

(Figure 32, n°1) et de l’élément chauffant monté sur le fourreau avec ses

thermistances et sa connectique (Figure 32, n°2).

Le tube extérieur est fabriqué à partie d’un simple tube sur lequel sont

soudés aux extrémités deux manchons et sur sa surface extérieure la

tarière double. Les noms des manchons sont « manchon haut » et

« manchon bas » selon leur position l’un par rapport à l’autre lorsque le

carottier est en position de forage. Le filtre en inox 316L fritté poreux est

glissé dans le fourreau comme montré sur la Figure 32. Le joint torique se

retrouve donc du côté de la tête du carottier. Ce joint permet d’empêcher

les particules de sol de se glisser entre le fourreau et le filtre. L’élément

3

2

1

53

chauffant est tenu autour du fourreau grâce à un adhésif résistant à la

chaleur. Alimenté en 120 V alternatif, il offre une puissance de 175 W et

recouvre le fourreau sur une hauteur de 190 mm. Deux thermistances

permettent d’assurer le suivi de sa température. Les fils de l’élément

chauffant et des thermistances sont regroupés dans un connecteur à faible

encombrement (Figure 36) dans lequel est glissé un joint torique pour le

protéger de l’humidité. L’espace disponible entre l’élément chauffant et le

tube extérieur bas agit en tant qu’isolant thermique et limite la dissipation

de chaleur vers le sol environnant. L’eau drainée lors de la fonte de la

carotte de sol est confinée à l’intérieur du fourreau grâce à un joint en bas

du fourreau (Figure 32) et grâce au joint d’étanchéité réalisé avec la partie

supérieure (Figures 33 et 35). L’espace entre le tube extérieur bas et le

fourreau est donc au sec.

Figure 32 – Partie inférieure – Le filtre (1), le fourreau et l’élément chauffant (2) –

L’insertion du filtre se fait selon la flèche

La partie supérieure est constituée (Figure 33) : du piston, de deux

rotules, du vérin à tige traversante (Figure 34), du support de vérin

(Figure 34), du tube extérieur haut. La fabrication du tube extérieur haut

est similaire au tube extérieur bas et le système d’appellation des

manchons également. Le tube extérieur haut réalise également l’étanchéité

du fourreau du filtre et permet de garder au sec l’élément chauffant et le

2

1

54

vérin. La construction du tube extérieur haut permet le passage de la

connectique nécessaire au fonctionnement de l’élément chauffant

(Figure 35), au monitorage de ce dernier et le passage du tuyau

d’évacuation de l’eau de fonte (Figure 33).

Comme on peut le voir sur la Figure 33, deux rotules sont montées en

parallèle au bout de la tige du vérin, avant le piston, pour limiter

l’hyperstatisme du montage. Le piston se déplace dans le filtre de la partie

inférieure. L’étanchéité entre le piston et le filtre est réalisée grâce aux

joints à lèvre. En aval, la tige du vérin coulisse dans l’ouverture

étanchéifiée par un joint torique du tube extérieur de la partie supérieure.

La tige traversante du vérin (Figure 34), permet de récupérer l’information

de position de la tige en amont du vérin, dans le tube de lecture. Le circuit

pneumatique fonctionne sous un maximum de 10 bars. A cette pression,

une charge théorique de 373 kPa est appliquée sur l’échantillon.

55

Figure 33 – Vue de la partie inférieure de la partie supérieure

Tube extérieur haut

Tige du vérin

Evacuation de

l’eau drainée

Etanchéité

Rotule 1

Rotule 2 Joint piston 1

Joint piston 2

Piston

56

Figure 34 – Vérin à tige traversante, vissé dans le support vérin – La tige « descend »

vers la droite

Figure 35 – Vue du tube extérieur haut et du fourreau

Figure 36 – Connecteur électrique

Le tube de lecture (Figure 37) permet de visualiser le déplacement de la

partie supérieure de la tige traversante du vérin pneumatique sur un

Passage des câbles Tube extérieur haut

Fourreau

57

vernier. Il sert également de sortie aux connexions pneumatiques et

électriques du carottier ainsi qu’à la conduite d’évacuation de l’eau.

L’accouplement (Figure 38) permet d’adapter le carottier sur la foreuse

Minuteman. L’embout est un embout hexagonal 13/16" (20.638 mm) avec

blocage par goupilles de 3/8" (9.525 mm) de diamètre.

La Figure 39 offre une vue du modèle 3D en coupe pédagogique et situe

les éléments décrits ci-dessus. Le montage général du carottier se fait de la

manière suivante :

1. Vissage du vérin dans le support vérin et passage de la

connectique pneumatique et électrique dans le support vérin

2. Assemblage du support vérin dans le tube extérieur haut et

passage de la connectique à travers l’ouverture du tube extérieur

haut

3. Vissage des rotules et du piston sur la tige du vérin

4. Insertion du filtre dans le fourreau

5. Fixation du fourreau sur le tube extérieur haut

6. Branchement électrique et rangement du connecteur dans le

tube extérieur haut

7. Insertion de la partie supérieure et du fourreau dans le tube

extérieur bas

8. Insertion du tube à dents de carbures dans la tête

9. Assemblage des lames de coupe sur les supports de lame puis

des supports de lame sur la tête

10. Assemblage de l’ensemble tête sur la partie inférieure

11. Assemblage des tiges de forage suivies de l’accouplement

12. Lors des essais, montage du tube de lecture juste en dessous de

l’accouplement

58

Figure 37 – Vue de tube de lecture

Figure 38 – Vue de l’accouplement foreuse

59

Figure 39 – Vue d’ensemble du carottier en coupe pédagogique

Accouplement hexa

Tube de lecture

Tige du vérin

Support de vérin

Conduits pour la connectique

Tube extérieur haut

Tige du vérin

Rotule 1

Rotule 2

Piston

Fourreau

Filtre

Elément chauffant

Tête de forage

Lame de coupe

Tube extérieur bas

60

L’équipement intégré dans le carottier permet de réaliser une succession

d’essais de consolidation de fonte pour effectuer un profil de

caractérisation en profondeur du pergélisol.

Pour son fonctionnement, le carottier a besoin d’une foreuse légère,

d’une source de courant électrique et d’une source d’air comprimé. Le

forage commence par un tubage dont le but est d’atteindre le pergélisol, où

les essais de tassement seront effectués. Pour faire ce tubage, une tarière

creuse équipée d’un train de tige de forage est utilisée. Le diamètre

intérieur de la tarière creuse doit être assez grand pour permettre le

passage du carottier œdométrique. Une fois le pergélisol atteint, le train de

tige est remonté, et un bon ancrage du tubage dans le pergélisol est assuré

en continuant le forage de la tarière creuse sans le train de tige. Un

premier carottage est effectué par le carottier œdométrique jusqu’à la

pleine capacité de carottage de l’outil. Une fois la carotte de pergélisol

formée dans le carottier, l’élément chauffant électrique entraîne son dégel.

Le piston actionné par le vérin pneumatique à tige traversante vient

compresser la carotte de sol à une pression choisie par l’utilisateur. L’eau

contenue dans la carotte de sol est drainée de manière radiale à travers le

filtre. Elle s’accumule au-dessus du piston et sera évacuée en surface

grâce à une canalisation dédiée, lors de la remontée du piston. Le relevé

du tassement de fonte se fait par mesure du déplacement vertical de la tige

du vérin pneumatique. Une fois l’essai terminé, le piston est remonté et le

carottage se poursuit jusqu’au nouveau remplissage du carottier. Un

nouvel essai de tassement de fonte est reproduit. Cette succession

carottage-essai de tassement de fonte est enchainée jusqu’à obtenir une

carotte entière de sol drainé consolidé, qui remplit le carottier.

L’avancement du carottier n’étant plus possible, on remonte l’échantillon

sec en surface. Cet échantillon peut être gardé selon les besoins de la

campagne de caractérisation.

61

5 Conception

5.1 Structure du carottier

5.1.1 Diamètre extérieur du carottier

La puissance d’une foreuse rotative conditionne le diamètre maximum

des outils utilisés. La puissance minimale requise pour l’opération de

forage augmente avec le diamètre de l’outil utilisé. La procédure de forage

pour l’utilisation du carottier œdométrique prévoit de réaliser un tubage

jusqu’à un maximum de 2 m de profondeur sous le sol naturel. Le choix

du diamètre du carottier a donc été réalisé de telle sorte que le carottier

puisse passer dans la tarière creuse dont le diamètre intérieur est le plus

grand que la foreuse Minuteman puisse faire pénétrer à 2 m de

profondeur.

D’après la documentation constructeur de la foreuse (Annexe G), la

Minuteman est capable d’enfoncer une tarière de 76.2 mm à 9.1 m et une

tarière de 304.8 mm à 0.91 m. Une fonction puissance a été choisie pour

décrire une relation entre le diamètre de la tarière et la profondeur de

forage (Figure 40) et pouvoir extrapoler les données. La foreuse devrait

donc être capable d’atteindre 2 m de profondeur avec une tarière de

diamètre 191 mm (7.5’’). La tarière creuse standard qui se rapproche le

plus de ces dimensions est une tarière de 3.25’’ de diamètre intérieur

(82.6 mm). Le diamètre extérieur du carottier a été fixé à 76 mm avec une

tête de coupe pouvant faire 80 mm de diamètre.

62

Figure 40 – Estimation de la capacité de la foreuse Minuteman – Diamètre de tarière

en fonction de la profondeur de forage maximale atteinte

5.1.2 Résistance

Le dimensionnement pour la résistance du carottier s’est fait en

considérant qu’un couple maximum de 480 Nm lui serait appliqué lors des

opérations de carottage. Ce couple correspond au couple maximal fourni

par la foreuse. Les effets dynamiques ne sont pas pris en compte ici étant

donné le faible rayon de l’outil, et la faible vitesse de rotation. L’effort axial

maximum appliqué au carottier est supposé être celui nécessaire à la

rupture en traction d’un cylindre de glace de 80 mm de diamètre, soit

10 kN (résistance en traction de la glace = 2 MPa (Druez, Cloutier, et

Claveau, 1987)).

Les calculs de résistance à la torsion ont été réalisés sur les sections les

plus critiques du carottier. Les soudures et les vis à épaulement ont été

dimensionnées en cisaillement. Les cannelures ont été dimensionnées

pour des conditions de non-matage.

y = 288,81x-0,60

0

50

100

150

200

250

300

350

0 2 4 6 8 10

Dia

mè

tre

de

tar

ière

(m

m)

Profondeur atteinte (m)

63

5.1.3 Etanchéité

Des joints toriques assurent l’étanchéité du carottier. En raison des

fortes contraintes d’encombrement au rayon du carottier, les joints

assurant l’étanchéité des liaisons par cannelures ont d’abord été placés

pour travailler en compression axiale. Le montage du carottier était alors

très difficile puisque la compression des joints devait être faite par le

monteur afin d’assurer le bon alignement des trous pour le montage des

vis à épaulement. La compression axiale des joints provoquait également

des contraintes au niveau des vis à épaulement, rendant le démontage du

carottier difficile.

Des modifications ont donc été faites pour que les joints situés au

niveau des cannelures réalisant l’assemblage de la partie inférieure avec la

partie supérieure ainsi que l’assemblage du support de vérin avec le tube

extérieur haut travaillent en compression radiale. Le montage et le

démontage du carottier ont été rendus plus faciles. Ce changement n’a pas

pu être réalisé pour l’étanchéité entre l’ensemble tête et la partie inférieure.

5.1.4 Caractéristiques de coupe

5.1.4.1 Evolution de la tête de forage

La conception initiale de la tête de forage a posé des problèmes lors des

premiers essais de carottage. Elle a donc été modifiée sur trois points : le

passage des débris, les lames de coupe et les dents du tube dents en

carbure.

Le premier test de carottage a été réalisé avec une tête qui offrait un

passage pour les débris de forage trop faible. Les débris de sols ne

pouvaient pas être évacués et restaient proches des lames de coupe pour

former un bouchon que ce soit pour un carottage dans la glace ou dans un

64

sol gelé, comme on peut le voir sur les Figures 41 et 42. L’agrandissement

de ce passage a résolu le problème (Figure 43).

Figure 41 – Obstruction au passage des débris de forage dans un sol fin riche en glace

– Forme initiale de la tête de forage

65

Figure 42 – Obstruction au passage des débris de forage dans la glace – Forme initiale

de la tête de forage

Figure 43 – Efficacité de la modification du passage des débris de forage

66

En même temps que le problème d’évacuation des débris de forage, il a

été constaté que les lames de coupe (à l’origine réalisées entièrement en

acier à outil trempé) s’usaient très vite (Figure 44).

Figure 44 – Usure des lames en acier à outils

La mise en place d’inserts en carbure résistant aux impacts et

beaucoup plus durs que l’acier à outil trempé a réglé ce problème. La

Figure 45 montre les lames avec insert en carbure après 30 forages. Une

légère usure est visible, mais les lames sont encore en bon état.

67

Figure 45 – Faible usure des inserts en carbure, après plus de 30 forages

5.1.4.2 Géométrie des lames

Les principaux éléments géométriques d’un outil de coupe sont définis

sur la Figure 46. Une distinction est faite entre les angles apparents qui

peuvent être définis lorsque la machine n’est pas en train de forer et les

angles réels qui varient selon le chemin de pénétration de l’outil.

Figure 46 – Définition des angles d'outils – Angles de coupe : réel (β1)réel (A), apparent

(β1)app (B) – Angles de dépouille : réel (β2)réel (a), apparent (β2)app (b) – Angle de

dégagement effectif (β2)eff : (c) – D’après (Mellor, 1976)

68

Selon Mellor (1977), un angle de dépouille réel ne devrait jamais être

inférieur à 5 ° pour des considérations dynamiques (Equation (15)).

(𝛽2)𝑟é𝑒𝑙 > 5 ° (15)

D’après la Figure 46, en appelant 𝛼 l’angle du chemin de pénétration, on

peut écrire :

(𝛽2)𝑎𝑝𝑝 > 𝛼𝑚𝑎𝑥 + 5 ° (16)

Dans notre configuration, le dégagement de la lame par rapport au

support de lame est de 5 mm et la distance annulaire entre une lame et

l’ouverture devant la lame suivante correspond à environ 45 % du

périmètre (Figure 47). La vitesse de pénétration maximum est donnée par

l’Equation (17). On obtient des vitesses de pénétration maximum de 19.4,

37, 64 mm/s à respectivement 105, 200 et 345 tr/min.

𝑈𝑚𝑎𝑥 =

𝑑é𝑔𝑎𝑔𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 × 𝑁

%𝑜𝑐𝑐𝑢𝑝𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑠𝑢𝑝𝑝𝑜𝑟𝑡 𝑑𝑒 𝑙𝑎𝑚𝑒

𝐴𝑣𝑒𝑐 𝑁 𝑙𝑎 𝑣𝑖𝑡𝑒𝑠𝑠𝑒 𝑑𝑒 𝑟𝑜𝑡𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑢 𝑐𝑎𝑟𝑜𝑡𝑡𝑖𝑒𝑟

(17)

Dans la pratique, 12 mm/s de vitesse de pénétration, correspond déjà à

2 tours de manivelle de la Minuteman par seconde. A cette vitesse, la

valeur de l’angle 𝛼 varie entre 0.5 ° pour 𝑁 = 345 tr/min et 𝑟 = 40 mm et

3.8 ° pour 𝑁 = 105 tr/min et 𝑟 = 17.5 mm (Equation (18)).

Dans ces conditions, un angle de dépouille apparent de plus de 8.8 ° est

satisfaisant.

Concernant l’angle de coupe, plus sa valeur augmente, plus les efforts

de coupe à fournir par la foreuse diminuent. Saito et Yoshikawa (2007)

conseillent d’utiliser un angle de coupe apparent proche de 30 ° pour des

lames en carbure et des sols de l’argile au sable. Pour assurer la résistance

𝛼𝑚𝑎𝑥 = tan−1 (

𝑈𝑚𝑎𝑥

2π 𝑟 𝑁) (18)

69

de la lame, il a été imposé un angle de taillant de 45 °. L’angle de dépouille

est fixé à 10 °, l’angle de coupe est donc de 35 °.

Figure 47 – Angle d’ouverture de la tête de forage

5.1.4.2.1 Vérification de la capacité de la tarière

Pour vérifier la capacité d’une tarière, on calcule de coefficient de

glissement entre la tarière et les parois du trou de forage 𝐹𝑠. L’expression

de la vitesse de convoyage vertical 𝑢 s’écrit :

𝑢 = 𝐹𝑠 𝑁 𝑝

𝐴𝑣𝑒𝑐 𝑝 𝑙𝑒 𝑝𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑎𝑟𝑟𝑖è𝑟𝑒, 𝑖𝑐𝑖 60 𝑚𝑚 𝑒𝑡 𝑁 𝑙𝑎 𝑣𝑖𝑡𝑒𝑠𝑠𝑒 𝑑𝑒 𝑟𝑜𝑡𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 (19)

On veut que la capacité de convoyage soit supérieure au volume par

unité de temps de débris produits par le forage. En prenant en compte 𝑢 la

vitesse de convoyage,𝑎 l’aire disponible pour le convoyage, 𝑝 le pas de la

tarière, 𝑒 l’épaisseur de la tarière, 𝐾𝑏 un coefficient de gonflement

(changement de volume lors de la coupe du sol, augmentation de la

porosité), 𝐴 l’aire de découpe et 𝑈 la vitesse de pénétration de l’outil, cette

condition s’écrit :

16 °

70

𝑢 𝑎 (𝑝 − 𝑒) > 𝐾𝑏 𝑈 𝐴 𝑝 (20)

En prenant 𝑅𝑐 le rayon de la carotte, 𝑅𝑖 le rayon intérieur de la

tarière, 𝑅𝑒 le rayon extérieur de la tarière,𝑅𝑒𝑡 le rayon extérieur de la tête de

forage, on obtient :

𝐹𝑠 >

𝑈

𝑁 𝑝𝐾𝑏 (1 − 𝑒 𝑝⁄ )

1 − (𝑅𝑐 𝑅𝑒𝑡⁄ )2

1 − (𝑅𝑖 𝑅𝑒⁄ )2

𝑒𝑥𝑒𝑚𝑝𝑙𝑒 ∶ 𝐹𝑠 >12 ∗ 60

105 ∗ 60 2 (1 − 2 30⁄ )

1 − (15 40⁄ )2

1 − (28 38⁄ )2

(21)

Avec 𝐾𝑏 = 1.85 (Mellor, 1976) on obtient des valeurs de 0.40, 0.21 et 0.12

pour respectivement des vitesses de rotation de 105, 200 et 345 tr/min.

On obtient des coefficients de glissement minimum faibles, ce qui est

réconfortant quand a la capacité de la tarière à acheminer les débris de

forage en surface. Le coefficient de sécurité augmente avec la vitesse de

rotation.

5.1.5 Conception et fabrication

La conception du carottier œdométrique a été réalisée sur Pro/E, logiciel

de conception assistée par ordinateur. La fabrication a en grande partie été

effectuée dans l’atelier de génie mécanique de l’Université Laval.

L’équipement pneumatique a été acheté chez Festo, les filtres ont été

achetés chez GNK Sinter Metals. La tarière double, les inserts en carbure

des lames de coupe ainsi que les dents en carbure du tube à dents en

carbure ont été fabriqués et soudés par Carbudiam.

Le coût total de la fabrication du carottier équipé de six filtres est estimé

à 11.3 k$, le détail est donné Tableau 3.

71

Prix ($) Quantité

Fabrication à l'Université Laval 8000 1

Fabrication tarière et dents carbure tube 1276 1

Fabrication lames de coupe 150 2

Circuit pneumatique 851 1

Filtres 1000 6

Total 11 277

Tableau 3 – Coûts de fabrication du carottier

5.2 Système de chauffage Dans cette partie est détaillée la démarche suivie pour le

dimensionnement et le montage de l’organe destiné à faire fondre la carotte

de sol dans le carottier.

5.2.1 Elément chauffant

5.2.1.1 Choix technologique

Un rapide calcul permet d’estimer la puissance minimum à fournir à

l’échantillon. Si on considère qu’il est entièrement en glace (cas le plus

défavorable en terme de temps de fonte) et que l’on veut le faire fondre en

moins de 5 minutes, avec une température initiale de -5 °C, l’Equation (22)

nous indique que l’élément chauffant doit fournir une puissance minimum

de 140 W.

72

𝑃 =

(𝐶𝑣 ∆𝑇 + ∆𝐻𝑓𝑢𝑠𝑖𝑜𝑛 𝑒𝑎𝑢) 𝑚

𝑡

𝑃 𝑙𝑎 𝑝𝑢𝑖𝑠𝑠𝑎𝑛𝑐𝑒 à 𝑓𝑜𝑢𝑟𝑛𝑖𝑟 à 𝑙′é𝑐ℎ𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝑙𝑜𝑛

𝐶 𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑝𝑎𝑐𝑖𝑡é 𝑡ℎ𝑒𝑟𝑚𝑖𝑞𝑢𝑒 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑞𝑢𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑔𝑙𝑎𝑐𝑒

𝑚 𝑙𝑎 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑟𝑜𝑡𝑡𝑒

∆𝑇 𝑙′é𝑐𝑎𝑟𝑡 𝑑𝑒 𝑡𝑒𝑚𝑝é𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑒

∆𝐻𝑓𝑢𝑠𝑖𝑜𝑛 𝑒𝑎𝑢 𝑙′𝑒𝑛𝑡ℎ𝑎𝑙𝑝𝑖𝑒 𝑑𝑒 𝑓𝑢𝑠𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑙′𝑒𝑎𝑢

(22)

Un chauffage axial de l’échantillon pose le problème de l’intégration du

système sur le piston mobile et le temps de fonte, plus grand comparé à un

chauffage radial. De plus avec un chauffage axial, la hauteur d’échantillon

dégelé est plus difficile à connaitre qu’avec un chauffage radial qui impose

déjà une hauteur de fonte.

Le choix technologique pour la fonte de l’échantillon s’est porté vers

l’élément électrique résistif en raison notamment de son faible

encombrement. La circulation d’un fluide caloporteur aurait été

compliquée et plus couteuse à mettre en œuvre.

Les éléments résistifs chauffants peuvent prendre différentes formes,

allant du fil chauffant aux plaques chauffantes, rigides ou souples. Pour

un encombrement faible, les plaques souples peuvent convenir. Il existe

plusieurs technologies : bandes souples en caoutchouc de silicone avec

circuit bobiné ou imprimé et bandes en polyimide avec circuit imprimé.

Les ordres de grandeur des épaisseurs courantes pour chaque produit

sont respectivement de 1.4 mm, 0.6 mm et 0.2 mm. Le prix augmente avec

la diminution de l’épaisseur. La bande chauffante choisie est une bande en

caoutchouc de silicone avec circuit bobiné. Elle doit être alimentée en

courant alternatif de 120 V au maximum et a une puissance de 175 W.

Ses dimensions sont de 119 mm x 190 mm avec une épaisseur générale de

73

1.52 mm, 4.5 mm au niveau de la connexion des fils de diamètre

0.812 mm.

Figure 48 – Elément chauffant

L’air est un très bon isolant thermique. L’espace libre laissé entre

l’élément chauffant et la paroi intérieure du carottier assure l’isolation

thermique vers l’extérieur du carottier.

5.2.1.2 Vérification des performances du design

5.2.1.2.1 TEMP/W

TEMP/W est un logiciel de Geo-slope International qui fait partie d’une

suite de logiciels de simulation par éléments finis spécialisés en

géotechnique. TEMP/W constitue le volet de la suite permettant de

modéliser les transferts de chaleur dans le sol. Il dispose d’une interface

utilisateur simple et la prise en main du logiciel est facilitée par le fait que

les équations utilisées dans les calculs par éléments finis sont déjà

intégrées au logiciel.

Afin de mieux comprendre le fonctionnement de TEMP/W et de se

rassurer sur la fiabilité des résultats, une simulation simple a été réalisée

puis confrontée aux résultats obtenus par un calcul analytique (Annexe A)

74

5.2.1.2.2 Définition du problème

Les objectifs de la vérification des performances du design sont de :

donner des courbes d’évolution de la fonte d’une carotte de

pergélisol type en fonction de sa teneur volumétrique en glace

vérifier que l’isolation du carottier est suffisante dans chaque cas

Quatre simulations ont été réalisées pour ce problème à symétrie axiale.

Les caractéristiques thermiques des matériaux sont données dans le

Tableau 4. Les simulations ont été réalisées en considérant une teneur en

eau volumétrique de sol de 10, 50 et 90 % (m3/m3). La puissance dégagée

par l’élément chauffant électrique est de 7.75 kW/m2. Dans les trois

premières simulations, l’étude se fait proche du centre de l’élément

chauffant : les transferts de chaleur se font uniquement de manière radiale

(Figure 80). Dans la quatrième simulation, les effets de bords sont

étudiés : des flux thermiques axiaux sont également considérés avec un

sol dont la teneur en eau est de 50 % (m3/m3). Les conditions aux limites

sont les mêmes pour les quatre simulations. La température de départ du

système est de -5 °C, au temps 𝑡 = 0 𝑠, on applique un flux thermique de

7.75 kW/m2 au niveau de l’emplacement de l’élément chauffant pendant

6.5 minutes.

Pour les simulations à transfert de chaleur radial, le maillage est

constitué d’éléments rectangulaires à 8 nœuds de 0.3 mm de côté. Le

nombre de pas de calcul est de 90 000 pour les quatre-vingt-dix premières

secondes de simulation, suivant un incrément de temps exponentiel, le

premier pas de calcul étant de 0.0001 s. Le pas de calcul est de 0.0033 s

pour les trois-cents secondes restantes. La convergence a été atteinte en

chaque nœud. Pour la simulation radiale et axiale, le maillage est

constitué d’éléments rectangulaires à 8 nœuds de 1 mm de côté et

d’éléments rectangulaires à 8 nœuds ou triangulaires à 6 nœuds plus

75

grossiers pour le sol à l’extérieur du carottier. Les pas de calculs ont été

semblables aux autres simulations.

Inox air sol

Conductivité thermique non gelé

(W/m/°C) 16.2 0.025 1.35

Conductivité thermique gelé

(W/m/°C) 16.2 0.025 1,8

Capacité thermique volumique non gelé

(kJ/m3/°C) 4000 1.205 2480

Capacité thermique volumique gelé

(kJ/m3/°C) 4000 1.205 1810

Tableau 4 – Caractéristiques thermique des matériaux (Simulation Temp/W)

5.2.1.2.3 Résultats

Les résultats des calculs se trouvent en Annexe B. Sans surprise,

l’échantillon qui a mis le plus de temps à dégeler est celui à 90 % (m3/m3)

de teneur en eau, avec une température de 0 °C atteinte au centre de

l’échantillon en 81 secondes. Les échantillons de sol à 10 et 50 % (m3/m3)

de teneur en eau ont été dégelés en respectivement 72 et 74 secondes. Au

bout des 6.5 minutes, on remarque que les températures atteintes sur la

face extérieure de l’échantillon et sur l’élément chauffant sont

respectivement de 92 °C et 94 °C. Ces températures sont atteintes au

rythme d’environ 13 °C/min. Les températures à l’extérieur du carottier

restent en dessous de -3 °C.

Au bout de 90 secondes, la quatrième simulation montre qu’à

l’extrémité de l’élément chauffant il reste une partie de l’échantillon qui

n’est pas dégelée (Annexe B). La fonte s’est par contre effectuée le long de

la paroi du filtre, jusqu’à 1.5 cm au-delà de l’élément chauffant. Le front

de fonte entraîne la formation d’une « pointe gelée », orientée vers le centre

de l’échantillon qui pénètre à environ 1 cm au niveau de l’axe central de

l’échantillon.

76

5.2.1.2.4 Validation

Les résultats obtenus sont satisfaisants : dans les cas simulés, on

atteint la fonte de l’échantillon en moins de 80 secondes, bien avant que le

sol environnant ne soit impacté. Le profil de fonte montre qu’en bordure de

l’élément chauffant, le bord de l’échantillon fond, mais pas le centre, ce qui

dans le cadre d’une consolidation pourrait introduire une erreur dans la

mesure des déformations. Un paramètre qui est à contrôler est la

température de l’élément chauffant. Les simulations sur Temp/W ont

montré que cette dernière pouvait monter au-dessus de 90 °C en

6 minutes de chauffe, à la vitesse de 13 °C/min. Afin d’éviter de porter à

ébullition l’eau contenue dans le carottier, l’élément chauffant doit être

régulé en température. En raison des résultats obtenus lors de la

quatrième simulation, l’incertitude sur la hauteur de fonte sera de l’ordre

de 6 %. La hauteur de fonte prise pour les calculs est fixée à 190 mm.

5.2.2 Régulation de la puissance de chauffe

5.2.2.1 Besoin

Porter à ébullition l’eau contenue dans l’échantillon mènerait à la

production de vapeur et à une montée en pression dans le carottier. Le

contrôle de la température au sein du carottier est nécessaire pour

empêcher une surchauffe. La plage de température d’intérêt est de

0° C/100 °C.

5.2.2.2 Traitement des données de température et contrôle de l’élément chauffant

Le CompactRio est un système de contrôle et de surveillance embarqué

doté d’un contrôleur et d’un châssis modulaire. Il est idéal pour la

réalisation de prototypage. En raison de sa disponibilité au laboratoire et

de sa flexibilité, il a été choisi pour assurer le traitement des données du

77

système, leur affichage et le contrôle de l’élément chauffant. L’interface de

programmation et de monitorage est réalisée sur le logiciel PC LabView de

National Instrument.

Le CompactRio est utilisé avec trois modules :

Un module d’entrées analogiques 32 voies de +/- 200 mV à +/-

10 V (NI 9205)

Un module de sorties analogiques 4 voies +/- 10 V (NI 9263)

Un module de sorties analogiques 4 voies de 0 à 20 mA (NI 9265)

Un boitier externe avec un relais commandé en 0 – 10 V par le

CompactRio permet le contrôle de l’alimentation de l’élément chauffant. Ce

montage permet également le contrôle de la puissance de chauffage (voir

paragraphe 5.2.2.3.2)

5.2.2.2.1 Régulation PID

La régulation de la température est réalisée par un régulateur PID5 sur

Labview. Ce type de régulateur permet de délivrer un signal de commande

en fonction de la différence entre la consigne et la mesure dans le but de

réguler un procédé. Comme son nom l’indique, il fournit une action

proportionnelle, une action intégrale et une action dérivée. L’action

proportionnelle correspond à la vitesse de la régulation. Elle agit donc au

niveau de la rapidité de la correction. Son gain est multiplié à l’erreur pour

fournir un signal de commande, la correction est instantanée. Un gain trop

élevé peut mener à un système instable. L’action intégrale correspond à la

précision de la régulation. Elle complète la correction proportionnelle en

agissant sur l’erreur statique. L’action dérivée correspond à l’accélération

de la réponse. Elle agit au niveau de la stabilité du système. Elle est donc

particulièrement importante dans notre cas puisque nous travaillons sur

5 Proportionnel, Intégral, Dérivé

78

un système de régulation de température avec des transferts de chaleur

par conduction donc où l’inertie est importante. La correction dérivée va

permettre d’empêcher le système de s’emballer. Il est facile de chauffer le

carottier, mais pas de le refroidir. Nous recherchons donc un système très

stable avec des dépassements faibles de la consigne de température.

Les signaux délivrés par les capteurs de température sont filtrés par un

filtre passe-bas dans Labview pour éliminer les perturbations induites par

l’alimentation de l’élément chauffant et rendre le PID plus fiable,

notamment au niveau de la correction dérivée.

Les paramètres du PID ont été déterminés par l’expérience dans

l’objectif d’avoir un système avec très peu de dépassement (10 °C au

maximum) et le plus rapide possible.

5.2.2.2.2 Relais

Le signal de commande délivré par le module de sortie NI 9263 du

CompactRio est un signal courant continu 0 – 10 V et l’élément chauffant

est alimenté en courant alternatif 110 V à 50 Hz. Le relais choisi est un

relais statique, monophasé, à commutation à angle de phase et à

commande 0 –10 V. La commutation à angle de phase permet de fournir

une réponse en puissance proportionnelle au signal de commande. Les

références du relais sont : Carlo Gavazzi RM1E23V25. Le montage est

montré Figure 54.

5.2.2.3 Acquisition de la température de chauffage

5.2.2.3.1 Choix du capteur de températures

Il existe différents types de sondes de températures, regroupées sous

trois familles :

79

Thermocouples

RTD6

Thermistances

Fibre optique

Ces différents capteurs sont décrits Annexe C (National Instrument,

2012 ; Renaot et Jouin, 2012 ; Ferdinand, 2003 ; National Instrument,

2013).

Dans notre cas, le thermocouple pose le problème des raccordements.

La longueur de fil jusqu’à l’unité de traitement est variable. Les connexions

pour thermocouples sont des connexions spécifiques qui doivent être

compatibles avec la nature des métaux utilisés au niveau du thermocouple

et sont encombrantes. La technologie RTD offre une sensibilité faible dans

la plage de température qui nous intéresse. La sensibilité d’un RTD 100 Ω

(valeur à 0 °C) est d’environ 0.4 Ω/°C alors que la sensibilité d’une

thermistance de 10 kΩ (valeur à 25 °C) est de l’ordre de 100 Ω/°C autour

de 50 °C (Figure 49). Les capteurs à fibre optique, technologie intéressante,

posent le problème du traitement des données. Notre équipement actuel

(voir paragraphe 5.2.2.2) ne permet pas leur utilisation directe.

En raison de leur sensibilité élevée sur la plage de température de

fonctionnement et de leur résistance élevée qui leur permet de ne pas être

sensibles à l’ajout de rallonges de fils, notre choix s’est porté vers les

thermistances. Différentes thermistances sont disponibles sur le marché,

leur résistance 25 °C pouvant être de 2 kΩ, 5 kΩ, 10 kΩ ou 100 kΩ.

6 Resistance Temperature Detectors, capteurs de température à résistance

80

Figure 49 – Comparaison des valeurs typiques de résistance d'une thermistance 10 kΩ

et d'un RTD 100 Ω, dans la plage de température -50 °C/150 °C

5.2.2.3.2 Alimentation des thermistances

L’alimentation d’une thermistance peut se faire par un générateur de

tension soit par un générateur de courant. Le montage avec générateur de

tension est un montage avec pont diviseur de tension. Il n’a pas été utilisé

ici : la mise en place d’un pont diviseur de tension implique plus de

câblage (un pont diviseur de tension par thermistance, c'est-à-dire une

résistance par thermistance). Les thermistances sont alimentées en

courant et la lecture de la tension se fait par le module d’acquisition

NI 9205 du CompactRio. Le Tableau 5 donne des valeurs typiques de

résistance de thermistances pour des températures qui nous intéressent.

Le choix de la valeur du courant d’alimentation des thermistances ainsi

que de la valeur à 25 °C de résistance des thermistances dépendent de

leur plage de température d’utilisation et de la plage de voltage d’entrée du

CompactRio.

Les premières thermistances utilisées étaient des thermistances 2.5 kΩ,

alimentées par un circuit maison indépendant délivrant un courant stable

1

10

100

1000

10000

100000

1000000

-100 -50 0 50 100 150 200

Résis

tan

ce (

Ω)

Température (°C)

Thermistance 10kΩ

RTD 100Ω

81

de 20,5 µA. Le choix d’une valeur faible de thermistance a été fait afin de

pouvoir mesurer de faibles températures (-30 °C), sans dépasser le plafond

des 10 V en entrée de la carte d’acquisition. Il s’est avéré difficile d’obtenir

un signal non perturbé par l’alimentation en courant alternatif de l’élément

chauffant. La construction du carottier ne permet pas de séparer les fils

d’alimentation des thermistances des fils d’alimentation de l’élément

chauffant qui se retrouvent dans la même gaine.

Température

(°C)

Résistance (Ω) Sensibilité

(Ω/°C)

2.5 kΩ 5 kΩ 10 kΩ 2.5 kΩ 5k Ω 10 kΩ

-30 44 250 88 500 177 000 2744 5487 10 980

-5 10 580 21 160 42 320 560.7 1121 2243

0 8163 16 330 32 650 416.3 832.6 1665

25 2500 5000 10 000 110.0 220.0 440.0

50 900.8 1802 3603 34.23 68.46 136.9

100 170.0 340.0 680.0 4.930 9.860 19.72

Tableau 5 – Résistance et sensibilité en fonction de la température de thermistances

2.5 kΩ, 5 kΩ et 10 kΩ (document EPCOS)

Afin de diminuer les perturbations par l’augmentation du voltage aux

bornes des thermistances, deux modifications ont donc été faites. Les

thermistances ont été remplacées par des thermistances 10 kΩ qui offrent

une meilleure sensibilité Ω/°C (Tableau 5) et l’alimentation des

thermistances a été changée pour une alimentation par module de sortie

NI 9265, capable de fournir jusqu’à un courant de 20 mA. Ainsi

l’alimentation des thermistances peut être ajustée pour que la tension

mesurée à leurs bornes se trouve toujours proche de 10 V, la tension

pleine échelle. Le signal obtenu est beaucoup moins perturbé et plus facile

à exploiter pour la commande PID de labview.

La valeur du courant traversant la thermistance est également limitée

par la puissance maximum dissipée. Un courant trop élevé mène à une

82

montée en température de la thermistance. La mesure de température de

la thermistance comprend alors sa propre température ce qui fausse les

données. Les thermistances 10 kΩ de chez EPCOS autorisent une

puissance de dissipation maximum de 60 mW à 25 °C. Le Tableau 11 et la

Figure 89 de l’Annexe D donnent les valeurs de courant à injecter aux

thermistances pour obtenir une tension de 10 V à leurs bornes et la

puissance dissipée qui en découle. Ne connaissant pas la relation entre

puissance dissipée et température, on se fixe de ne pas dépasser les

60 mW pour toute température. Dans le cas d’un voltage cible de 10 V aux

bornes de thermistances, ce critère est respecté pour des températures en

dessous de 70 °C. Le courant injecté est alors de 5.7 mA. La limite de

courant injecté maximum est fixée à 5 mA. Pour résumer, la valeur du

courant injecté devra être choisie de manière à se rapprocher des 10 V aux

bornes des thermistances, sans les dépasser et dans la limite de 5 mA.

Le montage des thermistances sur le CompactRio est montré Figures 54

et 55.

5.2.3 Montage du système de chauffage

5.2.3.1 Mise en place des thermistances

Les deux thermistances ainsi que leur câble d’alimentation sont collés

sur le fourreau avec de l’époxy (Figure 50).

5.2.3.2 Mise en place de l’élément chauffant

5.2.3.2.1 Echange de chaleur avec le fourreau

L’échange de chaleur entre l’élément chauffant et le fourreau est

amélioré grâce à l’application d’une pâte thermique à base de silicone

(MGChemicals 860 Silicone Heat Transfert Compound) entre l’élément

chauffant et le fourreau.

83

5.2.3.2.2 Maintien en position

L’épaisseur de l’élément chauffant est de 1.52 mm et de 4.5 mm au

niveau des connexions électriques. Assemblé sur le fourreau de 36.4 mm

de diamètre, il ne reste pas beaucoup de place pour insérer l’ensemble

dans la partie basse du carottier dont le diamètre de passage est de

42.5 mm.

La solution compacte, économique et démontable sans destruction de

l’élément chauffant retenue est l’assemblage par ruban adhésif. Le

maintien en position a dans un premier temps été assuré par un ruban

électrique classique en PVC7 dont la température d’utilisation allait jusqu’à

80 °C. Lors des premiers tests, les thermistances n’ont jamais dépassé les

60 °C. Aux températures proches de leur température d’utilisation

maximum, ces rubans adhésifs perdent leurs caractéristiques mécaniques

et ne sont plus capables d’assurer un maintien en position. Les

thermistances n’étant plus en contact avec l’élément chauffant,

l’information de température était erronée et la température de

fonctionnement du ruban adhésif a été dépassée. Le ruban s’est fortement

détérioré et a dû être remplacé (voir les photos des Figure 50 et Figure 51).

Le deuxième ruban utilisé était un ruban PVC résistant à des

températures allant jusqu’à 105 °C dont les caractéristiques principales se

trouvent dans le Tableau 6. Il n’a pas été remarqué de dégradation

particulière de ce ruban, mais il a tout de même été remplacé.

Le ruban adhésif actuellement en place est un ruban film en polyimide

avec un adhésif en silicone. Ce ruban adhésif a pour particularité de

résister à des températures allant jusqu’à 260 °C, d’être plus résistant que

le ruban PVC, moins déformable et de garder ses caractéristiques

7 Polychlorure de vinyle

84

mécaniques à haute température. Il est encore plus fin, ce qui facilite

l’insertion du fourreau du filtre dans le corps bas du carottier. Les

caractéristiques principales de ce ruban adhésif se trouvent dans le du

Tableau6.

Nom Scotch® Super 33+™ 3M™ Polyimide Film Tape 5413

Ruban PVC Kapton® Polyimide Film

Adhésif Résine de caoutchouc Silicone

Epaisseur 0.177 mm 0.07 mm

Température d’utilisation -18 °C à 105 °C -73 °C à 260 °C

Largeur 3/4" 3/4"

Résistance à la traction (23 °C) 15 lbs/in

ASTM D-1000

33 lbs/in

ASTM D-3759

Allongement à la rupture (23 °C) 250 %

ASTM D-1000

62 %

ASTM D-3759

Tableau 6 – Comparaison des caractéristiques du ruban adhésif PVC et du ruban en

polyimide

Figure 50 – Thermistances collées sur le fourreau avec de l’époxy – Détérioration du

ruban adhésif en PVC classique – Côté thermistances

85

Figure 51 – Détérioration du ruban adhésif en PVC classique – Côté opposé aux

thermistances

Figure 52 – Maintien en position de l'élément chauffant par ruban PVC Scotch® Super

33+™. On remarque que le ruban en PVC classique est laissé sur la partie supérieure

du fourreau (ici à droite de l’élément chauffant), où il n’a pas été détérioré

86

Figure 53 – Maintien en position de l'élément chauffant par le ruban 3M™ Polyimide

Film Tape 5413

5.2.3.3 Branchements

Les Figures 54 et 55 montrent les branchements faits pour le boitier de

puissance et le CompactRio. Un fusible 5 A permet d’assurer la sécurité du

montage.

87

Figure 54 – Branchements du boitier de puissance

Relais

Générateur de courant (abandonné par la suite)

Fusible 5A

Vers le CompactRio

Vers le carottier

Alimentation 110V AC

88

Figure 55 – Branchements du CompactRio

5.3 Consolidation de l’échantillon Une fois l’échantillon fondu, il faut le consolider. Deux aspects sont à

considérer : le drainage de l’eau et l’application de la charge sur

l’échantillon.

5.3.1 Drainage de l’eau

Il est possible de drainer un échantillon cylindrique de deux manières :

axialement ou radialement. Dans le cadre d’un échantillon de rayon 𝑅 de

15 mm et de hauteur 𝐻 de 200 mm, le drainage radial sera plus rapide

qu’un drainage axial, d’autant plus que par construction du carottier, le

drainage axial ne peut se faire que par le haut. On peut donner une

approximation du gain de vitesse de consolidation obtenu avec un

drainage radial par rapport à un drainage axial. D’après les Equations (7),

(10) et (11) pour un échantillon donné, on peut écrire :

Alimentation 24V DC

Connexion Ethernet vers PC

Module NI 9263

Module NI 9205

Module NI 9265

89

𝑡𝑟 = 𝑡𝑣 1

𝑎 𝑇𝑟

𝑇𝑣 𝑅2

𝐻2

1 < 𝑎 < 4

(23)

En se plaçant dans le cas où le degré de consolidation moyen 𝑈 serait de

90 %, (Tableau 2), on peut approximer la relation entre 𝑡𝑟 et 𝑡𝑣 a :

𝑡𝑟 <

𝑡𝑣

500 (24)

Nous avons également vu dans la revue de littérature que le coefficient

de consolidation augmentait avec la température. Ceci peut être retrouvé

par le calcul.

Par définition :

𝑐𝑣 =

𝑘

𝜌𝑤𝑔

1

𝑚𝑣

𝑎𝑣𝑒𝑐 𝑘 𝑙𝑒 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡 𝑑𝑒 𝑝𝑒𝑟𝑚é𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑡é

(25)

Or

𝑘 = 𝐾𝜌𝑤𝑔

𝜇

𝑎𝑣𝑒𝑐 𝐾 𝑙𝑎 𝑝𝑒𝑟𝑚é𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑡é

(26)

La perméabilité 𝐾 est une constante intrinsèque du matériau et ne

dépend pas de la température. En supposant que les autres paramètres

sont également indépendants de la température, on obtient une relation,

qui pour un sol et une pression donnés, exprime 𝑐𝑣 en fonction de la

viscosité dynamique de l’eau 𝜇 (Equation (27)), qui dépend de la

température (0).

𝑐𝑣 =𝑐𝑡𝑒

𝜇 (27)

Pour la cellule de consolidation étudiée, donc avec un drainage radial, la

Figure 56 montre le temps théorique nécessaire pour atteindre un degré de

90

consolidation moyen de 90 % en fonction de valeurs de 𝑐𝑣 à 20 °C. Les

courbes sont tracées d’après l’Equation (28). Les temps de consolidation

attendus pour une température donnée se trouvent entre les droites

pleines et les droites en pointillés. Par exemple pour consolider à 90 % un

sol dont le 𝑐𝑣 est de 6.10-8 m2/s à 20 °C, il faudrait entre 5 et 20 minutes à

20 °C et entre 2 et 9 minutes à 70°C.

Figure 56 – Temps théorique de consolidation jusqu’à un degré de consolidation

moyen de 90 % de la cellule de consolidation du carottier en fonction de valeurs

typiques de cv à 20 °C

𝑡𝑈=90% =

(𝑇𝑟)90%𝑅2

𝑎 𝑏 (𝑐𝑣)20°𝐶

𝑎𝑣𝑒𝑐 𝑏 = 𝑓(𝑇) 𝑡𝑒𝑙 𝑞𝑢𝑒 𝑐𝑣(𝑇) = 𝑏(𝑇)(𝑐𝑣)20°𝐶

(28)

Les hautes températures sont bénéfiques pour la vitesse de

consolidation, mais une température élevée dans la cellule de

consolidation pourrait entraîner une dégradation des conditions thermique

du sol autour du carottier. Il faut trouver un compromis.

1E-01

1E+00

1E+01

1E+02

1E+03

1E-08 1E-07 1E-06

t U=9

0%

(m

in)

(cv)20°C (m2/s)

0°C, b=1

0°C, b=4

20°C, b=1

20°C, b=4

70°C, b=1

70°C, b=4

91

5.3.1.1 Filtre

L’élément technologique qui réalise le drainage radial de l’échantillon

doit

résister à la friction engendrée par la formation de la carotte de sol

lors des opérations de carottage

être compatible avec le principe du passage d’un piston équipé de

joints d’étanchéité

avoir une capacité de filtration suffisante pour garder un

maximum de sol en place

avoir une perméabilité supérieure au sol testé pour ne pas freiner

le drainage de l’échantillon

Les filtres en métal fritté poreux possèdent ces caractéristiques et c’est

d’ailleurs ce type de matériau qui a été utilisé par McKinlay (1961) pour la

réalisation de ses essais de consolidation radiale centrifuge. Pour mieux

s’adapter aux types de sols rencontrés, deux filtres ont été achetés à la

société GKN Sinter Metal Filters GmbH qui est un fabricant de filtres

métalliques poreux. Les filtres ont été choisis sur la base de deux critères :

leur capacité de filtration et leur perméabilité. Le premier filtre a été choisi

pour sa capacité de filtration élevée : il retient 98 % des particules

supérieures à 1 µm. Son coefficient de perméabilité à 20 °C est de 1.5 10-

6 m/s ce qui suffisant pour les argiles, mais risque d’être un peu faible

pour les sols plus perméables. Le second filtre possède un 𝑘 à 20 °C de

9.7 10-5 m/s ce qui lui permet d’assurer le drainage des sols fins et des

sables fins. Sa capacité de filtration est en revanche moins bonne puisqu’il

filtre 98 % des particules supérieures à 24 µm. Dans la suite du rapport,

on appellera ces filtres respectivement « filtre 1 µm » et « filtre 24 µm ». Les

filtres sont fabriqués avec une tolérance de +/- 0.5 mm au diamètre.

92

Lors des premiers essais de consolidation, il a été constaté qu’une partie

du sol fin des échantillons testés se retrouvait sur la paroi extérieure du

filtre, plutôt dans sa partie basse (Figure 57). Le problème a été corrigé en

réalisant une étanchéité entre le filtre et le fourreau grâce à un joint

torique (Figure 58).

Figure 57 – Fuite de sol entre le filtre et le fourreau

Figure 58 – Etanchéité entre le filtre et le fourreau

5.3.1.2 Piston

Dans un essai de consolidation à drainage axial standard, l’absence

d’étanchéité entre la pierre poreuse et la bague contenant l’échantillon ne

pose pas de problème. L’eau se draine à travers la pierre poreuse, coule

entre la pierre et la bague. Lors de la réalisation d’essais de consolidation

de fonte sur le pergélisol, il est possible de travailler sur des échantillons

contenant des volumes d’eau élevés. Si aucune étanchéité n’est réalisée

34

mm

Joint torique

93

entre le piston qui applique la charge et les parois de la cellule de

consolidation, il y a un risque que l’eau s’écoule directement entre ces

deux éléments sans passer par le filtre. Il en résulterait une grande perte

de sol et donc des résultats de tassement faussés. L’étanchéité doit donc

être assurée entre le piston et la paroi de la cellule de consolidation c'est-à-

dire le filtre. Le piston a deux fonctions : appliquer une charge sur

l’échantillon et aider à l’évacuation de l’eau drainée lorsque l’essai est

terminé. L’étanchéité lors de sa remontée du piston doit être effective pour

ne pas laisser l’eau drainée retomber dans l’échantillon.

Il existe deux types de joints très répandus : joint torique et le joint à

lèvre. Le premier demande des ajustements plus précis que le second

(Chevalier, 2003). En raison des grandes tolérances de fabrication du filtre,

le choix s’est tourné vers deux joints à lèvres en uréthane de dimensions

0.875 x 1.125 x 0.25". Ils sont montés en opposition afin de réaliser la

double étanchéité requise.

Pour la stabilité du piston lors de son glissement dans le filtre, les

centres respectifs des rainures destinées au montage des joints à lèvres

sont espacés de 30 mm. Afin de pallier le mauvais alignement de la tige du

vérin avec le filtre qui pourrait nuire au bon fonctionnement de l’étanchéité

piston/filtre, deux éléments rotules sont montés entre la tige du vérin et le

piston. Ces deux éléments limitent l’hyperstatisme du montage et le piston

peut réaliser la translation dans le filtre de manière optimale.

94

Figure 59 – Vue des rotules, du piston et des joints à lèvres

5.3.2 Charge de consolidation

5.3.2.1 Critères de choix technologique

La pression à appliquer sur l’échantillon de 30 mm de diamètre doit être

au moins égale à la pression exercée par un remblai de 5 m. Sachant que

la zone de travail se situe au maximum à 3 m de profondeur en dessous

du sol naturel, la pression minimum à exercer sur l’échantillon est celle

engendrée par 5 m de remblai et 3 m de sol naturel. En choisissant des

masses volumiques pour le remblai et pour le sol naturel de

respectivement 2.3 Mg/m3 et 2.4 Mg/m3, on obtient une pression

minimum de 184 kPa ce qui correspond à une force à développer de

130 N.

Le test de consolidation est choisi pour être réalisé sur 200 mm de

longueur afin de limiter le nombre de tests à réaliser pour établir un profil

des caractéristiques de consolidation en fonction de la profondeur. La

Rotules Piston

Joints à lèvres

95

position du piston, reflet de l’avancement de la consolidation, doit être

connue dans le temps.

L’encombrement est un critère strict. D’après les calculs de

dimensionnement du carottier, l’actionneur doit tenir dans un cylindre

centré sur l’axe de rotation du carottier de 41 mm de diamètre.

L’équipement produisant l’énergie nécessaire au fonctionnement de

l’actionneur doit être compatible avec une utilisation mobile sur le terrain.

Les opérations de forage impliquent un allongement du train de tige avec

l’augmentation de la profondeur. Les connecteurs d’alimentation de

l’actionneur doivent donc être facilement branchés lorsque l’on ajoute une

tige au train de tige et débranchés lorsqu’une tige est enlevée.

Le logement de l’actionneur est étanche à l’eau et à la poussière, mais il

n’offre pas de protection conte les vibrations ou les chocs dus aux

opérations de carottage.

5.3.2.2 Les possibilités technologiques

Il existe trois types de vérins courants : les vérins hydrauliques, les

vérins électriques et les vérins pneumatiques. On peut également trouver

des vérins souples et des vérins à tige télescopique.

Les vérins pneumatiques fonctionnent avec de l’air comprimé. Les

pressions de travail vont généralement jusqu’à 10 bars. Ils sont très

répandus dans l’industrie et sont simples à mettre en œuvre. Ils peuvent

remplir tous les critères énoncés dans le paragraphe précédent. Il existe

également des vérins dits souples ou gonflables. Ces vérins sont

généralement à simple effet, c'est-à-dire qu’ils ne travaillent que dans un

seul sens. Il faut nécessairement un vérin double effet (qui travaille dans

les deux sens), car il doit assurer la remontée du piston dans la cellule de

consolidation en chassant l’eau drainée vers la surface.

96

Les vérins hydrauliques fonctionnent avec de l’huile sous pression. Les

pressions de travail sont beaucoup plus importantes que dans le cas du

vérin pneumatique, elles peuvent atteindre 300 bars ce qui en fait les

vérins les plus puissants pour un volume donné. Grâce au caractère

incompressible de l’huile, ces vérins offrent une grande précision du

déplacement de la tige. Ils sont très couteux et compliqués à mettre en

œuvre, de plus il est compliqué de prévoir un système de connexion /

déconnexion rapide des tuyaux d’alimentation du vérin.

Les vérins électriques sont constitués d’un moteur électrique et d’un

système de transformation du mouvement rotatif en mouvement de

translation, généralement une vis à bille. Ils sont capables de fournir une

large gamme de performances. Cependant les critères de force développée

en fonction de l’encombrement n’ont pas été atteints par les produits du

marché. Cette technologie reste très intéressante, car les connectiques

électriques sont simples et il est facile d’intégrer un capteur de position

dans un vérin électrique, ce qui résout les problèmes liés à la transmission

de l’information de position de la tige.

5.3.2.3 Description du circuit pneumatique

Le vérin choisi est un vérin pneumatique de chez Festo dont les

références sont : CRDSNU-20-200-A-A3-S2-100K8. Il est en acier

inoxydable et fonctionne à sec. Il a une tige traversante qui permet de

reporter l’information de déplacement de la tige derrière le vérin, puisqu’il

n’est pas possible d’introduire un capteur de déplacement entre le vérin et

le piston, par manque de place. Le diamètre du piston du vérin 𝐷𝑝𝑣 est de

20 mm et le diamètre de la tige 𝐷𝑡 est de 8 mm. La pression de

fonctionnement 𝑃𝑎𝑖𝑟 maximale est de 10 bars. La pression maximum

appliquée sur l’échantillon par le piston de diamètre 𝐷𝑝 est donc de

97

373 kPa (Equation (29)). Le vérin rentre sa tige avec une force identique à

cette développée lors de sa sortie.

(𝑃é𝑐ℎ𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝑙𝑜𝑛)𝑚𝑎𝑥 = (𝑃𝑎𝑖𝑟)𝑚𝑎𝑥

𝐷𝑝𝑣2 − 𝐷𝑡

2

𝐷𝑝2

= 3.73 𝑏𝑎𝑟 = 373 𝑘𝑃𝑎 (29)

Le raccordement au circuit pneumatique du vérin est réalisé par une

pièce fabriquée sur mesure afin de répondre au critère d’encombrement

qui ne pouvait pas être satisfait avec une pièce standard. Hormis cette

pièce, ce reste du circuit pneumatique est fourni par Festo. Les

branchements pneumatiques sont réalisés par des connecteurs rapides.

Les raccords de type « union » permettent de connecter deux câbles entre

eux, les raccords enfichables permettent de connecter les tuyaux à des

trous taraudés (sur le manodétendeur et le distributeur). Les filetages

utilisés sont les filetages « gaz ». La distribution de l’air est réalisée par un

distributeur 4/3 (4 entrées/sorties et 3 positions). Le distributeur

comporte une position de sortie de la tige, une position neutre et une

position de rentrée de la tige. Un silencieux est monté sur le distributeur

pour limiter les bruits lors des changements de position. Les tuyaux

utilisés dans le carottier font 3 mm de diamètre extérieur. Le faible

diamètre des tuyaux limite de débit d’air, mais ce n’est pas gênant, car la

vitesse de sortie de la tige du vérin n’est pas un critère. Hors du carottier,

le tuyau est de taille plus conventionnelle, soit 6 mm de diamètre

extérieur. Les tuyaux sont en polyuréthane. L’air est conditionné par un

manodétendeur qui permet d’ajuster la pression du circuit en fonction des

besoins de l’utilisateur. Il peut être utilisé avec une pression de service de

14 bars et fournir alors 12 bars en sortie, mais le reste des composants

sont dimensionnés pour une pression de service de 10 bars qu’il ne faut

pas dépasser.

99

6 Tests en laboratoire

6.1 Montage expérimental Pour réaliser des essais de forage et de consolidation, un environnement

proche des situations du terrain a été reproduit en laboratoire. Les tests

ont été effectués avec une foreuse MinuteMan (Annexe G) dans différents

types d’environnement. Le montage expérimental est détaillé dans les

sous-parties suivantes.

6.1.1 Plateforme de forage

Figure 60 – Plateforme de forage

Une plateforme de forage (Figure 60) a été construite afin de surélever la

foreuse MinuteMan et de lui permettre de réaliser des carottages dans des

barils de sols préparés en chambre froide. La plateforme de forage a été

100

construite à partir de bois de construction. Les dimensions de la

plateforme ont été choisies pour permettre de travailler en étant à l’aise et

en sécurité. La foreuse Minuteman était fixée sur la plateforme par les

points d’ancrage prévus pour son immobilisation lors d’une opération sur

le terrain.

6.1.2 Barils

Trois situations de forage ont été reproduites en laboratoire : forage

dans la glace pure, forage dans un sol fin riche en glace et forage dans un

sol plus grossier riche en glace. Le Tableau 7 donne les caractéristiques du

silt utilisé pour la situation avec le sol fin et du sable utilisé pour la

situation avec un sol plus grossier.

Les sols ont été construits couche par couche dans une chambre froide

dont la température était de -8 °C. Chaque nouvelle couche a été posée

après que la précédente est complètement gelée. Ce système a également

été adopté pour le remplissage de glace des barils : le remplissage par

couche permet d’éviter la déformation du fond du baril due à la dilatation

de l’eau lors de son passage à l’état solide pour les barils de glace. La

teneur en eau du silt lorsqu’il était encore à température pièce était de

40 %. Les couches de sable ont été saturées directement dans le baril,

l’indice des vides à l’état lâche du sable étant de 0.65, ce qui correspond à

une teneur en eau de 24 % pour une saturation à 100 %. Le Tableau 8

montre quel a été l’agencement des couches de sol et de glace pour les

barils sur lesquels ont été effectués des tests de consolidation.

Les barils ont été montés sur des palettes pour faciliter leur transport de

la chambre froide à la plateforme de forage.

101

Granulométrie

Type de sol Gs elache Wsat (%) WL (%) WP (%) Wbaril (%) Graviers Sable Silt Argile

Silt 2.79 nc nc 34.7 22.2 40 9.60 31.7 49.9 8.81

Sable nc 0.65 24 nc nc 24 1.9 97.2 0.9

Tableau 7 – Propriétés des sols utilisés

Baril Silt 2 (BSI2)* Baril Sable (BSA1)*

Profondeur

(mm)

Epaisseur

(mm)

Constitution

couche

Profondeur

(mm)

Epaisseur

(mm)

Constitution

couche

0 à 52 52 Glace 0 à 24 24 Glace

52 à 130 78 Silt à w=0.4 24 à 80 56 Sable à w=0.24

130 à 170 40 Glace 80 à 102 22 Glace

170 à 240 70 Silt à w=0.4 102 à 144 42 Sable à w=0.24

240

…

Glace 144 à 164 20 Glace

164 à 203 39 Sable à w=0.24

203 à 220 17 Glace

220 à 265 45 Sable à w=0.24

265 à 290 25 Glace

290 à 325 35 Sable à w=0.24

325 à … Glace

* Voir paragraphe suivant (6.2.1) pour la dénomination des barils

Tableau 8 – Constitution des barils utilisés lors des essais

6.2 Tests effectués

6.2.1 Forages réalisés

La Figure 61 permet de visualiser l’ensemble des forages réalisés au cours

du projet. Dans cette partie, nous nous intéresserons principalement aux

102

forages avec test de consolidation. Ces tests ont été réalisés dans la glace,

dans le sol gelé à base de silt et le sol gelé à base de sable. Les forages sont

regroupés de manière chronologique en 0.

La dénomination des forages suit la logique suivante :

La première lettre correspond au type de forage réalisé. A ce

niveau du projet, les forages ont tous été réalisés dans des barils.

La première lettre est donc un « B ». On peut imaginer d’autres

lettres dans le cadre d’une validation sur le terrain.

Dans le cadre de forages réalisés dans des barils, les deux lettres

suivantes correspondent au type de sol contenu dans le baril :

« G » pour la glace, « SI » pour le silt et « SA » pour le sable.

Le numéro qui se trouve avant le tiret correspond au numéro du

baril contenant le type de sol précisé par les lettres précédentes.

Le numéro après le tiret correspond au numéro du trou réalisé

dans le baril identifié par les lettres et chiffres précédents.

Par exemple, le forage BSI1-3 correspond au troisième trou réalisé dans

le premier baril de silt. Le forage BSI2-5 correspond au cinquième trou

réalisé dans le deuxième baril de silt. Le forage BSA1-10 correspond au

dixième trou réalisé dans le premier baril de sable. Enfin, le forage BG2-2

correspond au deuxième trou réalisé dans le deuxième baril de glace.

La dénomination des essais de consolidation réalisés suit la logique

suivante :

La première ou les deux premières lettres correspondent à la

nature du sol testé. « G » pour la glace, « Si » pour le silt et « Sa »

pour le sable. Elles sont suivies du numéro de l’essai

Dans la version longue, on met le code du sol et le numéro de

l’essai réalisé entre parenthèses et on ajoute la longueur de

l’échantillon testé en millimètres.

103

Par exemple, « Si-2 » ou, dans la version longue, « (Si-2) 102 »

correspond au deuxième essai de consolidation effectué dans le baril de

silt. La longueur de l’échantillon était de 102 mm.

104

Figure 61 – Forages réalisés

6.2.2 Performances de carottage

6.2.2.1 Déroulement du carottage

Les critères de performance lors du carottage sont les suivants :

1. Remplissage du carottier : on souhaite que le remplissage du

carottier soit total.

63 forages

35 forages

glace

10 forages

Amélioration des performances

12 forages

Tests de fonte / réglage du PID

7 forages

Nettoyage après forage Silt

6 essais

Consolidation de glace

1 test de fuite

5 essais avec suivi f(t) du tassement

17 forages

Silt

11 forages

Amélioration des performances

6 essais (Série 1)

Fonte avant chargement Chargement de 168 kPa

2 essais rejetés

4 essais retenus

11 forages

Sable

11 essais (Série 2)

Fonte sous charge Paliers de chargement

105

2. Remaniement de la carotte (fractionnement, fonte) : on souhaite

que le remaniement soit faible. La carotte doit rester dans le

carottier avant l’essai. Il n’est donc pas possible de l’observer

avant sa destruction lors de l’essai. Le critère pratique du

remaniement au cours de cette étude a été l’expansion verticale de

l’échantillon.

Différentes modifications (détaillées dans la partie consacrée à la

conception du carottier) ont permis d’améliorer le carottage. Le savoir-faire

de l’opérateur reste un élément clé dans l’obtention de carottes de sol de

qualité. Les paramètres de forage sur lesquels on peut jouer sont la vitesse

de rotation de la foreuse et la vitesse de pénétration, qui correspond à une

certaine pression appliquée sur la tête de forage. Les paramètres donnant

de bons résultats de carottage ont été étudiés.

Vitesse de rotation de l’axe de la foreuse

Trois vitesses de rotation sont possibles avec la Minuteman : 105 tr/min,

200 tr/min et 345 tr/min qui correspondent à des vitesses de coupe

maximum respectives de 0.42 m/s, 0.80 m/s et 1.4 m/s.

Pour les carottages réalisés à des vitesses supérieures à 100 tr/min, le

guide de tarière actuel ne permet pas de commencer un carottage droit,

c’est pourquoi la réalisation d’un précarottage, c'est-à-dire le carottage des

premiers centimètres du baril de glace à 100 tr/min, est nécessaire.

Prise de mesure de la hauteur de sol échantillonnée

Lors des carottages, la profondeur du trou réalisé a été mesurée de trois

manières

d’après le déplacement vertical de la foreuse

directement dans le trou avec un galon à mesurer

en comptant le nombre de tours de volant de la colonne de la

foreuse

106

L’inconvénient de la mesure du déplacement vertical de la foreuse est

que le point de référence est impossible à obtenir avec une précision

supérieure à un demi-tour de volant, soit 3.18 mm. Elle a pour avantage

d’être rapide et de permettre de situer l’avancement du forage rapidement.

La valeur obtenue a parfois été utilisée lorsque la valeur mesurée

directement de la profondeur du trou n’était pas disponible.

La mesure directe de la profondeur de trou a pour inconvénient de n’être

réalisable qu’à la fin du carottage. Elle est par contre plus fiable

puisqu’elle est directe. La mesure se fait entre la surface du sol dans le

baril et la surface formée par le passage des lames de coupe, au fond du

trou. Puisqu’il y a une hauteur de 6 mm entre les lames et les dents de la

couronne, il faut ajouter 6 mm à la mesure obtenue pour obtenir la

profondeur atteinte. C’est cette mesure qui a été utilisée par défaut pour la

profondeur de forage. L’incertitude ce cette mesure est de +/-2 mm.

Dans l’état actuel des choses, compter le nombre de tours de volant

effectués pendant le forage est difficile. Cette méthode n’est donc

applicable qu’après forage, si le forage a été filmé. En cas de pression trop

forte appliquée sur la tête de forage, l’embrayage du système de translation

verticale du bloc moteur de la foreuse se débraye pour protéger le système

de vis à bille. Il est alors possible de tourner le volant sans que la foreuse

ait de mouvement vertical. Cette sécurité ne permet pas de se baser sur le

nombre de tours de volant pour estimer avec précision la profondeur

atteinte. Elle a par contre permis d’estimer des vitesses de pénétration sur

des tronçons de forage de début de forage, où le glissement de l’embrayage

était nul voir très faible.

6.2.2.2 Glace

Les résultats de performance de forage dans la glace sont présentés

dans le Tableau 13 de l’Annexe I. Seules les données des forages de la série

107

BG3-x et BG4-x qui correspondent aux carottages réalisés dans la glace

après la dernière modification de conception (voir 0) sont données ici. En

plus des données telles que la longueur des carottes ou la profondeur de

forage obtenu, on trouve une variété de conditions de carottage.

Les carottages BG3-1 à BG3-4 ont été réalisés à une vitesse de rotation

de 105 tr/min, les autres forages ont été réalisés à 200, voire 345 tr/min,

avec précarottage. Les vitesses de pénétration moyennes ont varié entre

4.7 mm/s et 14 mm/s selon qu’il a été décidé d’imposer une pénétration

rapide ou non.

Les Figures 62 et 63 montrent respectivement l’influence de la vitesse de

rotation de l’axe de la foreuse, la vitesse de pénétration moyenne sur

l’expansion verticale des échantillons de glace et le remplissage du

carottier. Pour les deux paramètres étudiés, des régressions linéaires ont

été calculées pour dégager des tendances d’évolution.

L’augmentation de la vitesse de rotation (Figure 62) a un effet bénéfique

sur la qualité des carottes de glace obtenues. La valeur de l’expansion

verticale passe d’une moyenne de 27 % pour 105 tr/min, à une moyenne

de 16 % pour une vitesse de rotation de 305 tr/min. L’effet bénéfique de

l’augmentation de la vitesse de rotation est également remarqué pour le

remplissage du carottier avec une tendance à l’augmentation avec la

vitesse de rotation. Les valeurs évoluent de 91–100 % à 105 tr/min, à 99–

100 % à 345 tr/min.

108

Figure 62 – Influence de la vitesse de rotation de l’axe de la foreuse sur l’expansion

verticale de l’échantillon et le remplissage du carottier (forages BG3-1 à BG4-4)

Les régressions linéaires proposées pour l’expansion verticale de

l’échantillon et le remplissage du carottier en fonction de la vitesse de

pénétration moyenne (Figure 63) donnent chacun des coefficients de

détermination de 0.56 et de 0.06. La vitesse de pénétration ne semble donc

pas affecter de manière significative le remplissage du carottier. En

revanche, l’expansion verticale de l’échantillon a diminué avec

l’augmentation de la vitesse de pénétration moyenne puisqu’elle se situe

entre 20 et 30 % pour des vitesses inférieures à 10 mm/s et diminue

jusqu’à 0 % pour les vitesses moyennes supérieures à 10 mm/s, le

remplissage est de 100 % et l’expansion verticale de l’échantillon est nulle.

y = -0.0005x + 0.3139 R² = 0.1833

y = 0.0001x + 0.9628 R² = 0.1957

0 50 100 150 200 250 300 350 400

90%

92%

94%

96%

98%

100%

-10%

0%

10%

20%

30%

40%

0 100 200 300 400

Rem

pli

ssag

e d

u c

aro

ttie

r

Exp

an

sio

n v

erti

cale

de l'é

ch

an

till

on

Vitesse de rotation de l'axe de la foreuse (tr/min)

Expansion veticale de l'échantillon Remplissage du carottier

109


de l'échantillon et le remplissage du carottier (forages BG3-1 à BG4-4)

6.2.2.3 Silt

Les résultats de performance de forage dans le baril de silt BSI2 sont

présentés dans le Tableau 14 de l’Annexe I. Les performances de forage

obtenues dans le baril BSI1 ne sont pas présentées ici, car elles ne

correspondent pas aux performances du carottier dans sa version la plus

aboutie. Ces performances ont été discutées précédemment dans la partie

dédiée à la conception.

La profondeur de forage du carottage BSI2-5 n’a pas été prise par

mesure directe et la mesure de la descente de la foreuse a été prise sans

référence. La valeur de 232 mm est une approximation basée sur

l’observation de la vidéo prise lors du carottage BSI2-5. Son incertitude est

estimée à +/- 10 mm. Il a donc été décidé de ne pas prendre en compte le

forage BSI2-5 pour l’étude des performances de carottage dans le silt.

y = -0.0396x + 0.5204 R² = 0.5675

y = 0.0027x + 0.9652 R² = 0.0573

0 2 4 6 8 10 12 14

90%

92%

94%

96%

98%

100%

-10%

0%

10%

20%

30%

40%

0 2 4 6 8 10 12 14

Rem

pli

ssag

e d

u c

aro

ttie

r

Exp

an

sio

n v

erti

cale

de l'é

ch

an

till

on

Vitesse de pénétration moyenne (mm/s)

Expansion verticale de l'échantillon Remplissage du carottier

110

Les vitesses de rotation des forages réalisés dans le baril BSI2 ont varié

de 105 tr/min à 345 tr/min. Les durées de carottage données dans le

tableau correspondent aux durées de carottage effectives, sans les temps

morts de changement de vitesse. Les vitesses de pénétration moyenne ont

varié de 2.9 mm/s à 11 mm/s. Le taux de remplissage a varié de 54 % à

100 % et l’expansion verticale de l’échantillon de 10 % à 38 %.

Les Figures 63 et 65 montrent respectivement l’influence de la vitesse de

rotation et de la vitesse de pénétration moyenne sur l’expansion verticale

de l’échantillon et le remplissage du carottier. Pour les deux paramètres

étudiés, des régressions linéaires ont été calculées pour dégager des

tendances d’évolution.

En passant de 105 tr/min à 345 tr/min, on passe d’une moyenne de

32 % à 11 % d’expansion verticale de l’échantillon avec des valeurs très

groupées autour de la moyenne (écarts types respectifs de 6 et 1 %).

L’augmentation de vitesse de rotation est également bénéfique pour le

remplissage du carottier puisque l’on passe d’en remplissage de 61 % à

96 % en moyenne avec des écarts types respectifs de 6 et 5 %.

L’augmentation de la vitesse de pénétration moyenne de 2.9 mm/s à

11 mm/s a pour effet de faire diminuer l’expansion verticale de

l’échantillon. Selon la tendance linéaire, la diminution de l’expansion

verticale de l’échantillon est de 3 % par mm/s d’augmentation de vitesse

de pénétration. Pour les vitesses de pénétration autour de 3 mm/s le

remplissage du carottier n’est que de 60 %. La vitesse de pénétration la

plus élevée (11 mm/s) donne une expansion verticale d’échantillon de

17 %. Quant au remplissage du carottier, il atteint les 100 % pour des

vitesses de pénétration autour de 10 mm/s avec une pente de tendance

linaire de 5.4 %/(mm/s).

111

Figure 64 – Influence de la vitesse de rotation de l'axe de la foreuse sur l'expansion

verticale de l'échantillon et le remplissage (forage BSI2-1 à BSI2-9 sauf BSI2-5)

Figure 65 – Influence de la vitesse de pénétration sur l'expansion verticale des

échantillons et le remplissage du carottier (forages BSI2-1 à BSI2-9 sauf BSI2-5)

y = -0.0009x + 0.4089 R² = 0.8842

y = 0.0015x + 0.4521 R² = 0.9401

0 50 100 150 200 250 300 350 400

0%

20%

40%

60%

80%

100%

0%

10%

20%

30%

40%

0 50 100 150 200 250 300 350 400

Rem

plis

sage

du

caro

ttier

Expa

nsio

n ve

rtic

ale

de l'

écha

ntill

on

Vitesse de rotation de l'axe de la foreuse (tr/min)


y = -0.03x + 0.38 R² = 0.39

y = 0.05x + 0.46 R² = 0.55

0 2 4 6 8 10 12

0%

20%

40%

60%

80%

100%

0%

10%

20%

30%

40%

0 2 4 6 8 10 12

Rem

plis

sage

du

caro

ttier

Expa

nsio

n ve

rtic

ale

de l'

écha

ntill

on

Vitesse moyenne de pénétration (mm/s)


112

6.2.2.4 Sable

Les résultats de performance de forage dans le baril de sable BSA1 sont

présentés dans l’Annexe I. Tous les carottages effectués dans le baril BSA1

ont été réalisés avec un précarottage à 100 tr/min puis à une vitesse de

rotation de 345 tr/min, sauf le carottage BSA1-1 qui a été réalisé à

200 tr/min.

Les vitesses de pénétration moyennes ont varié entre 3.7 et 8.6 mm/s.

Les taux de remplissage ont été toujours supérieurs à 98 %.

Contrairement aux carottages réalisés dans la glace et le silt, la vitesse de

pénétration moyenne n’a eu que peu d’influence sur l’expansion verticale

de l’échantillon et le remplissage du carottier (Figure 66).

L’expansion verticale de l’échantillon a varié de 4.35 % à -7.5 %. Les cas

d’expansion négative ont pu entraîner une compression de l’échantillon,

mais il est plus probable que ce résultat soit l’image d’une pénétration plus

profonde du carottier rempli, transformé en outil de forage destructif, la

présence de la carotte dans le carottier agissant comme élément abrasif et

entrainement la destruction du fond du trou et donc l’avancement du

carottier.

113


de l'échantillon – Forages BSA1-1 à BSA1-11

6.2.2.5 Synthèse des performances de carottage

Les performances de carottage du carottier ont été évaluées sur la base

de deux critères de qualité de carottage : l’expansion verticale de

l’échantillon formé et le remplissage du carottier. Les deux paramètres

étudiés ont été la vitesse de rotation qui a été de 105, 200 ou 345 tr/min

et la vitesse de pénétration moyenne sur la plage de 2.9 à 13 mm/s.

La vitesse de pénétration moyenne la plus élevée a été de 13 mm/s dans

le baril de glace, de 10.6 mm/s dans le baril de silt et de 8.1 mm/s dans le

baril de sable. Pour rappel, les vitesses de pénétration théoriques

maximales pour 105, 200, 345 tr/min sont, respectivement, 19.4, 37,

64 mm/s. Les valeurs obtenues en pratique sont bien inférieures

notamment à cause de la foreuse : il est très difficile d’imposer une vitesse

de pénétration supérieure à 12.7 mm/s qui correspond déjà à 2 tours de

manivelle par seconde. La vitesse de pénétration n’est cependant pas

y = 0.0053x - 0.0394 R² = 0.0434

y = -0.0003x + 0.9947 R² = 0.0104

0 2 4 6 8 10

98%

99%

100%

-10%

-5%

0%

5%

10%

0 2 4 6 8 10

Rem

pli

ssag

e d

u c

aro

ttie

r

Exp

an

sio

n v

erti

cale

de l'é

ch

an

till

on



114

toujours indépendante de la vitesse de rotation de la foreuse, car en cas de

forage difficile, c'est-à-dire un forage où les lames de coupe ne seront pas

capables de couper une grosse épaisseur de sol à chaque passage, les

vitesses de rotation plus élevées permettront d’atteindre les vitesses de

pénétration plus grandes.

Selon les observations faites lors des carottages dans la glace et le silt,

les performances de carottage s’améliorent lorsque la rotation de l’axe de la

foreuse est de 345 tr/min et lorsque la vitesse de pénétration augmente.

Une vitesse moyenne de pénétration minimale de 10 mm/s, à 345 tr/min

est donc recommandée pour le carottage dans ces types de sols.

Pour le sable, une vitesse de rotation de 345 tr/min à n’importe quelle

vitesse de pénétration donne de bons résultats. Cette facilité de forage a

par contre un inconvénient : une profondeur de pénétration supérieure à

la capacité du carottier a parfois été observée. Il convient donc de

surveiller la descente du carottier de manière à l’arrêter lorsque le carottier

est censé être rempli.

Un dernier paramètre difficile à quantifier n’a pas été étudié. Il s’agit de

l’acquisition d’expérience du foreur. En plus de la variation des paramètres

de forage, on remarque une amélioration de la qualité de forage liée au

temps.

Enfin, les forages réalisés ont été des forages de très faible profondeur,

avec nettoyage entre chaque forage. Des conditions plus réelles sont

fortement susceptibles de changes les caractéristiques de forages

observées lors de cette étude.

115

6.2.3 Consolidation

6.2.3.1 Déroulement des essais de consolidation

Le premier protocole d’essai de consolidation a eu pour objectif de

répondre au but initial de l’essai de consolidation du carottier : obtenir le

tassement de fonte sous une charge déterminée par l’utilisateur. Le

protocole 1 a été le suivant :

Carottage

Mesure de la hauteur initiale de la carotte formée par descente du

piston jusqu’à la carotte de sol

Remontée du piston

Fonte de l’échantillon

Application d’un chargement de 168 kPa sur l’échantillon

Observation du déplacement du piston au cours du temps

Libération de la carotte et nettoyage du carottier (par un forage

dans la glace)

Lors de l’essai, on relève les données suivantes :

• Le déplacement initial du piston

• Le temps de chauffe appliqué

• Le déplacement du piston en fonction du temps

Pour le dernier essai de la série 1, le forage BSI2-9, un protocole 1

modifié (le protocole 1’) a été suivi. L’étape de nettoyage du carottier n’a

pas été effectuée entre le forage BSI2-8 et BSI2-9.

Lorsque les résultats de la série 1 ont été obtenus, il a été décidé de

changer le protocole afin d’obtenir plus d’information sur la consolidation

du sol testé. Pour des raisons organisationnelles et par souci de

consistance, le nouveau protocole n’a été suivi que pour les tests réalisés

116

sur le sol gelé à base de sable (BSA1) et pour trois des quatre tests réalisés

sur le dernier baril de glace (BG4). Le protocole 2 a été le suivant :

Evaluation des frottements du piston contre le filtre avant

carottage

Carottage

Application d’un premier palier de chargement et fonte de

l’échantillon sous cette charge. La fonte est arrêtée lorsque la

différence de température relevée par les deux thermistances est

nulle.

Après stabilisation (pas de déplacement visible du piston pendant

2 minutes), application d’un nouveau palier de chargement

Libération de la carotte et nettoyage du carottier (par un forage

dans la glace ou par jet d’eau)

Lors de l’essai, on relève les données suivantes :

La pression minimale à fournir au vérin pour permettre le

déplacement du piston dans le carottier à vide

Le déplacement initial du piston

La pression dans le vérin au cours du temps

Le déplacement du piston au cours du temps

Pour les essais réalisés dans la glace, un seul palier de chargement est

appliqué, jusqu’au drainage total de la carotte de glace.

L’hypothèse faite plus loin dans le paragraphe 6.2.3.3.1 concernant

l’influence des frottements du piston contre le filtre du carottier sur les

résultats a mené à une variante de ce dernier protocole de test. Après la

stabilisation du déplacement du piston, ce dernier est remonté puis

redescendu jusqu’à l’obtention d’un point d’équilibre entre la réaction du

sol et le pison plutôt qu’entre les frottements du piston contre le filtre et le

piston. Cette variante a permis de mettre en évidence le problème de

117

l’influence du frottement du piston contre le filtre sur les résultats de

paliers obtenus. Le protocole 2 modifié (protocole 2’) a été appliqué pour

les 2 derniers essais de la série 2.

Au cours des essais, le filtre 1 µm a été changé pour un filtre 24 µm. Ce

changement s’est fait après le deuxième essai de la série 2 et a été motivé

par la crainte que le filtre 1 µm n’ait perdu ses propriétés hydrauliques à

cause d’un colmatage. Ce filtre a en effet été utilisé pour beaucoup de

carottages, avec ou sans consolidation et il n’a pas été nettoyé. Ne

disposant pas de montage pour vérifier ses performances de perte de

pression, il a été complètement changé pour un filtre 24 µm. Comme il a

été précisé dans le paragraphe dédié au choix du filtre pour le carottier

(5.3.1), le filtre 24 µm a une perte de charge moins élevée que le 1 µm, ce

qui permet en théorie de diminuer les effets de perte de charge du filtre

lors d’une consolidation. Il a une capacité de filtration moins bonne que le

1 µm, mais qui reste convenable pour le type de sol testé dans la série 2

puisque qu’il est capable de retenir les particules supérieures à 24 µm, soit

99 % du sol utilisé pour cette série.

Le Tableau 9 récapitule quels protocoles ont été appliqués, avec quels

filtres et sur quels forages.

118

Série 1 Série 2 Glace

Nom forage

BSI2-4

à

BSI2-8

BSI2-9

BSA1-1

et

BSA1-2

BSA1-3

à

BSA1-9

BSA1-10

et

BSA1-11

BG4-1

et

BG4-2

BG4-3 BG4-4

Nom essai

consolidation

Si-1

à

Si-5

Si-6

Sa-1

et

Sa-2

Sa-3

à

Sa-11

Sa-10

et

Sa-11

G1

et

G2

G3 G4

Protocole 1 1' 2 2' 2 1 2

Filtre 1 µm 24 µm 1 µm 24 µm

Tableau 9 – Protocoles suivis et filtres utilisés pour les essais de consolidation sur les

carottes de sol ou de glace

L’acquisition des déplacements du piston au cours du temps a été

réalisée par capture vidéo à l’aide d’un appareil photo sur trépied. Les

vidéos obtenues ont ensuite été exploitées à l’aide d’un logiciel d’analyse

vidéo. Le vernier placé sur le carottier a permis une mise à l’échelle des

relevés vidéo. A cause d’une durée maximum de 9 minutes et 59 secondes

imposée par l’appareil photo pour des vidéos prises en 720p, il est arrivé

que l’information de déplacement n’ait pas pu être prise en continu dans le

temps.

6.2.3.2 Essai à un palier de chargement


L’acquisition du déplacement vertical du piston de l’essai de

consolidation Si-1 a échoué, les données sont donc inutilisables et cet

essai ne sera pas étudié. Les déplacements verticaux des essais Si-2 à Si-5

ainsi que de l’essai G3 sont visibles en fonction du temps sur la Figure 67.

Les allures de courbe obtenues sont proches de celles que l’on obtient pour

un essai de consolidation conventionnel. Les différences de hauteur

d’échantillon testé expliquent les différences de valeur finales des courbes

119

obtenues : la quantité de glace présente dans l’échantillon n’est pas la

même.

Les résultats de l’essai Si-6 réalisé selon le protocole 1’ sont montrés

Figure 68. L’absence de nettoyage du carottier avant l’essai a provoqué le

coincement du piston dès les premiers millimètres de déplacement vertical.

Pour essayer de débloquer le piston, ce dernier a été remonté puis

redescendu plusieurs fois. L’enregistrement du déplacement vertical ne

correspond donc pas à la consolidation de l’échantillon au cours du temps

qui est interrompue à chaque fois que le déplacement est constant.

120


Déplacement vertical en fonction du temps

Figure 68 – Essai de consolidation à un palier de chargement – Si-6 – Déplacement

vertical en fonction du temps

0

50

100

150

200

0 10 20 30 40

Dép

lacem

en

t verti

cal

(m

m)

t (min)

(Si-2) 102

(Si-3) 156

(Si-4) 183

(Si-5) 185

(G-3) 189

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 5 10 15 20 25 30 35

Dép

lacem

en

t veti

cal (m

m)

t (min)

121

6.2.3.2.2 Interprétation

La représentation du déplacement vertical de ces mêmes essais en

fonction du temps élevé à la puissance 0.465 (Tableau 2) de la Figure 69

permet de mettre en évidence deux phases qui se produisent lors de la

réalisation de l’essai. La première est le drainage de l’eau en excès

contenue dans la carotte de sol. Lors de cette phase, la vitesse de

déplacement vertical (matérialisée par la pente des courbes à un point

donné) pour les échantillons de silt est proche de la vitesse de déplacement

vertical de l’échantillon de glace. Vient ensuite une phase à vitesse de

déplacement vertical plus lente, c’est la consolidation. On s’attendrait à

obtenir une troisième phase, une phase de consolidation secondaire, ou du

moins une phase de stabilisation, mais les durées des essais ont

certainement été trop courtes.


Déplacement vertical en fonction du temps à la puissance 0.465

A cause de ce manque d’information dans le temps, la méthode

d’évaluation de la vitesse de consolidation de McKinley n’a pas pu être

0

50

100

150

200

0 1 2 3 4 5

Dép

lacem

en

t verti

cal

(m

m)

t0.465 (min)0.465

(Si-2) 102 (Si-3) 156 (Si-4) 183 (Si-5) 185 (G-3) 189

122

appliquée. En revanche, pour chaque essai, la recherche du point

d’intersection de la tangente à la partie de la courbe correspondant à la

phase de drainage et de la tangente à la partie de la courbe correspondant

à la phase de consolidation a été faite. Il a été supposé que l’ordonnée de

ce point correspond au déplacement vertical obtenu à la suite de

l’évacuation de l’eau en excès de la carotte de sol. Un exemple de tracé de

ces tangentes est donné Figure 70, la méthode sera surnommée la

« méthode des tangentes » par la suite. Les autres tracés sont donnés

Annexe J.

Figure 70 – Exemple de tracé de tangentes pour la détermination du tassement dû au

drainage de l'eau en excès – Essai Si-4 – On lit ici 95 mm de tassement d’après la

méthode des tangentes

Comme il a été constaté dans le paragraphe 6.2.2, les carottes de sol

subissent une expansion verticale lors du carottage. La correspondance

entre le sol échantillonné et le sol avant échantillonnage n’est donc pas

évidente. Deux hypothèses ont été formulées et deux estimations de

l’épaisseur des lentilles de glace dans les carottes ont été calculées.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 1 2 3 4 5 6

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t0.465 (min)0.465

Si-4

123

La première hypothèse, nommée H1, est que l’expansion verticale se

produit autant pour les couches de sol gelé que pour les couches de glace.

La seconde hypothèse, nommée H2, est que la résistance du sol gelé au

carottage est bien supérieure à celle de la glace. Le sol gelé ne subit donc

pas d’expansion verticale et c’est la glace qui en est entièrement

responsable.

Les résultats des estimations de la composition des carottes, établis

selon les deux hypothèses formulées précédemment se trouvent dans le

Tableau 14 de l’Annexe I. Pour pouvoir estimer de manière théorique le

tassement dû au drainage de l’eau en excès, l’hypothèse que l’eau en excès

dans la carotte est exclusivement l’eau des lentilles de glace a été faite. La

Figure 71 montre l’erreur relative (Equation (30)) entre les deux prévisions

de tassement et les mesures faites à partir de la méthode des tangentes.

L’incertitude de calcul de H2 est plus élevée que celle de H1, car le calcul

de tassement théorique selon H2 demande le calcul du facteur d’expansion

de la glace en calcul intermédiaire. L’erreur relative calculée d’après H2

est, dans les quatre cas, supérieure d’un point de vue algébrique à celle

évaluée d’après H1.

𝐸𝑟𝑟𝑒𝑢𝑟 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑡𝑖𝑣𝑒 =

𝑡𝑎𝑠𝑠𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑡ℎé𝑜𝑟𝑖𝑞𝑢𝑒 − 𝑡𝑎𝑠𝑠𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑚𝑒𝑠𝑢𝑟é

𝑡𝑎𝑠𝑠𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑡ℎé𝑜𝑟𝑖𝑞𝑢𝑒 (30)

L’essai Si-2 donne une erreur relative de 9 % (+/- 7 %) selon H1, 13 %

(+/- 16 %) selon H2. L’erreur relative de Si-3 est de -23 % (+/- 10 %) selon

H1 et - 10 % (+/- 12 %) selon H2. L’erreur relative de Si-4 est de 0 % (+/-

10 %) selon H1 et de 9 % (+/- 11 %) selon H2. L’erreur relative de Si5 est

de 2 % (+/- 9 %) selon H1 et de 9 % (+/- 10 %) selon H2.

On remarque que pour les deux hypothèses, le tassement mesuré pour

l’essai Si-3 donne une erreur relative négative (le tassement mesuré est

donc supérieur aux tassements théoriques), ce qui ne correspond pas à la

124

tendance observée pour les autres essais. Aucune raison n’a été trouvée

pour expliquer cette différence.

En considérant que l’essai Si-3 a été raté, et en mettant cet essai de

côté, on obtient alors des erreurs relatives qui s’étendent de 29 % à 0 %

en incluant l’incertitude des mesures. Pour améliorer les prévisions, la

méthode des tangentes serait à ajuster, par exemple en s’inspirant de la

méthode de Taylor pour la détermination du 𝑐𝑣. Un facteur de correction

serait appliqué à la pente de la tangente à la courbe dans la zone de

drainage de l’eau en excès pour déterminer un nouveau point

d’intersection. Dans un cas favorable, on pourrait obtenir des erreurs

relatives de +/- 15 %.

Dans le cas où les résultats de l’essai Si-3 seraient représentatifs du

type de résultats que l’on peut obtenir avec le carottier, le maximum

d’erreur relative observé est alors de 29 % et le minimum de -23 %. Une

correction des résultats apportés par la méthode des tangentes parait alors

moins prometteuse.

Le nombre d’essais réalisés est actuellement trop faible pour pouvoir

pencher plus du côté d’une des deux possibilités. Si d’autres essais sont

réalisés, il faudrait veiller à diminuer l’incertitude des mesures.

125

Figure 71 – Erreurs relatives entre le tassement dû au drainage de l’eau en excès

mesuré par la méthode des tangentes et estimé selon l’hypothèse 1 (H1) et selon

l’hypothèse 2 (H2). Les segments verticaux représentent l’incertitude de calcul

6.2.3.3 Essai à plusieurs paliers de chargements


Les courbes de déplacement relatif en fonction de la contrainte

appliquée se trouvent Figure 72. La plage des contraintes appliquées varie

de 19 kPa à 183 kPa, les tassements enregistrés, de 11 % à 69 %. Le

tassement minimum attendu pour tous ces essais est de 37 % (la hauteur

d’échantillon testée est à peu près la même pour tous les essais et les

différences n’ont pas de conséquence sur la quantité de lentilles de glace

présentes dans la zone de consolidation du carottier). Les premiers points

de mesure des essais Sa-1, 7, 8 et 9 qui donnent respectivement 32 %,

24 %, 19 % et 11 % ne sont donc pas cohérents avec la constitution du

baril.

-40%

-30%

-20%

-10%

0%

10%

20%

30%

Si-2 H1 Si-2 H2 Si-3 H1 Si-3 H2 Si-4 H1 Si-4 H2 Si-5 H1 Si-5 H2

Erreu

r r

ela

tive e

t in

certi

tud

e

126

Figure 72 – Courbes de tassement des essais réalisés dans le baril BSA1

Les courbes sont croissantes pour tous les essais (l’axe des ordonnées

de la Figure 72 est inversé pour respecter la représentation traditionnelle

de ce genre de courbes). Lors d’un essai de consolidation normal, la pente

de la courbe augmente avec la contrainte appliquée jusqu’à la zone de

compression. La courbe suit alors une droite dont le coefficient directeur

est l’indice de compression modifié. Pour les essais Sa-3 à 5 et Sa-7 à 10,

la pente des courbes diminue avec la contrainte appliquée. Cependant, la

tendance attendue semble se rétablir après les premiers points. Il semble

donc qu’il y ait un problème pour les points des premiers paliers de

contrainte.

L’observation des courbes de déplacement vertical en fonction du temps

confirme le soupçon d’une non-conformité apparaissant pour les petits

niveaux de contrainte. Un exemple d’une telle courbe est donné Figure 73,

(les autres courbes sont disponibles en Annexe K). Lors de cet essai,

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

10 100 1000

ΔH

/H

0

σ (kPa)

(Sa-1) 186 (Sa-2) 185 (Sa-3) 185 (Sa-4) 186

(Sa-5) 188 (Sa-6) 189 (Sa-7) 187 (Sa-8) 189

(Sa-9) 189 (Sa-10) 189 (Sa-11) 189

127

quatre paliers de chargement ont été réalisés, à 56 kPa, 93 kPa, 130 kPa

et 186 kPa. On remarque que le premier palier est très net, la progression

du déplacement s’est arrêtée de manière brusque à 46 mm. Or, comme

nous l’avons vu dans le début de cette partie, le tassement minimum

attendu de ce palier est de 37 % soit de 70 mm. Le tassement réel n’a donc

pas été atteint.

Figure 73 – Essai Sa-7 – Déplacement vertical en fonction du temps

En réponse à ce constat, le protocole 2 a été modifié pour devenir le

protocole 2’ (voir paragraphe sur le déroulement des essais). Il a été

appliqué aux essais Sa-10 et Sa-11. Le premier palier de l’essai Sa-11 est

visible Figure 74. On remarque le même phénomène que pour l’essai Sa-7 :

à 5 minutes, le piston est arrêté à 40 mm alors qu’il devrait au moins

atteindre 70 mm. Les montées et descentes du piston permettent alors de

dépasser les 70 mm et d’atteindre les 76 mm. Pour les autres paliers,

l’effet de montée et descente du piston semble moins fort. Les mêmes

observations ont été faites pour l’essai Sa-10 Annexe K. L’interprétation de

ce comportement est que les frottements du piston contre le filtre en inox

0

20

40

60

80

100

120

0 10 20 30 40 50 60 70

Dép

lacem

en

t (m

m)

t (min)

Sa-7

p1 : 56kPa

p2 : 93kPa

p3 : 130kPa

p4 : 186kPa

128

poreux sont parfois plus élevés que la force exercée par le vérin

pneumatique. Le piston se bloque alors dans sa course. Un cycle de

montée-descente du piston permet de vaincre le blocage et d’atteindre un

nouveau point d’équilibre.

Il apparait clairement que ce phénomène de frottement intervient

lorsque la pression appliquée est faible. On suppose dans cette étude que

l’influence des frottements n’intervient plus lorsque la pression appliquée

est supérieure à une fois la valeur de contrainte de frottements mesurée

avant l’essai. Basé sur cette hypothèse, un critère de filtre a été appliqué à

toutes les données des essais du baril BSA1, y compris pour les essais Sa-

10 et Sa-11.

Les nouvelles courbes de déplacement relatif en fonction de la contrainte

appliquée se trouvent sur la Figure 75. Les points de mesure retirés sont

marqués d’un astérisque dans le tableau de valeur des essais du baril

BSA1 (Tableau 15 de l’Annexe I).

129

Figure 74 – Essai Sa-11 – Déplacement vertical en fonction du temps

Figure 75 – Courbes de tassement des essais réalisés dans le baril BSA1 (données

filtrées)

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50 60

Dép

lacem

en

t (m

m)

t (min)

Sa-11

p1 : 22kPa

p2 : 59kPa

p3 : 97kPa

p4 : 134kPa

p5 : 171kPa

30%

40%

50%

60%

70%

10 100 1000

ΔH

/H

0

σ (kPa)

(Sa-1) 186 (Sa-2) 185 (Sa-3) 185 (Sa-4) 186

(Sa-5) 188 (Sa-6) 189 (Sa-7) 187 (Sa-8) 189

(Sa-9) 189 (Sa-10) 189 (Sa-11) 189

130

La comparaison des tassements relatifs obtenus pour chaque essai à

une même pression appliquée permet d’évaluer la fidélité des mesures. La

valeur de 130 kPa a été choisie, car toutes les courbes de chargement

filtrées sont définies à cette valeur. L’écart type des valeurs de déplacement

vertical relatif est de 8 % pour une moyenne de 51.9 % de tassement

relatif. Comme remarqué sur la Figure 75, les essais Sa-4 et Sa-10 sont

situés à plus d’un écart type de la moyenne avec des tassements bien

supérieurs aux autres tassements mesurés. Les données sont représentées

sur la Figure 76.

Figure 76 – Tassement relatif sous 130 kPa et indice de compression modifié obtenus

pour chaque essai après traitement des données (suppression des points avec des

pressions trop faibles et régression linéaire sur le logarithme de la contrainte des

données restantes)

On retrouve également sur la Figure 76 les valeurs des indices de

compression modifiés 𝐶𝑐𝜀 (formule (31)) calculées à partir des données

filtrées des essais réalisés. La moyenne des 𝐶𝑐𝜀 est de 0.19 et l’écart type

est de 0.1. Les essais Sa-6 et Sa-8 se trouvent en dehors du lot, à plus

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

Sa-1 Sa-2 Sa-3 Sa-4 Sa-5 Sa-6 Sa-7 Sa-8 Sa-9 Sa-10 Sa-11C

cε

ΔH

/H

0

ΔH/H à 130 kPa ΔH/H moyenne + σ ΔH/H moyenne - σ

Cce (données filtrées) Ccε moyenne + σ Ccε moyenne - σ

131

d’un écart type de la moyenne. L’indice de compression 𝐶𝑐, plus largement

utilisé en géotechnique, se déduit du 𝐶𝑐𝜀 grâce à la formule (32). Lors de la

mise en place du sable dans le baril, l’indice des vides a été estimé à 0.65,

ce qui nous donne un 𝐶𝑐 moyen de 0.31 avec un écart type de 0.16.

𝐶𝐶𝜖 =

Δ𝐻𝐻0

log (𝜎′2

𝜎′1) (31)

Pour obtenir un 𝐶𝑐𝜀 de référence d’une manière similaire à celle employée

pour les 𝐶𝑐𝜀 du carottier, on réalise une régression linéaire sur les trois

derniers points de mesures pris lors de l’essai de consolidation standard

(Annexe L). Ces trois derniers points couvrent la plage de contraintes

exploitée lors des essais du carottier, soit la plage 56-187 kPa. On obtient

un 𝐶𝑐𝜀 de 0.045 soit un 𝐶𝑐 de 0.066 (𝑒0 = 0.466).

Les courbes des trois essais de fonte sous charge réalisés sur les

échantillons de glace (G1, G2 et G4) sont représentées Figure 77. On

remarque que la fonte de l’échantillon se produit environ à 4.5 minutes.

L’allure des courbes est la même que celle de l’essai G3, avec un léger

retard dans le temps. Pour un échantillon de glace, la fonte sous charge

est donc un bon moyen de déterminer quand l’échantillon est fondu, cela

permet d’éviter de chauffer l’échantillon trop longtemps et de gagner en

temps d’opération.

𝐶𝑐 = 𝐶𝑐𝜖 (1 + 𝑒0) (32)

132

Figure 77 – Essais G1, G2 et G4 – Déplacement vertical en fonction de t0.465

6.2.3.3.2 Interprétation

Les tassements obtenus après filtrage des données sont cohérents par

rapport à la quantité de glace présente, car ils se trouvent au-dessus des

37 %. L’écart de mesure entre les essais Sa-4 et Sa-10 et les autres essais

n’a pas pu être expliqué.

Les 𝐶𝑐 obtenus par le carottier sont très élevées par rapport au 𝐶𝑐 obtenu

par l’essai de référence.

La première source d’explication pourrait venir de la différence

géométrique des deux outils. Le ratio diamètre-hauteur de l’échantillon du

carottier est de 0.15, contre 2.82 pour l’échantillon de la cellule

œdométrique standard. La paroi de la cellule de test est beaucoup plus

rugueuse dans le premier cas que dans le second. L’effet du frottement du

sol contre la paroi de la cellule devrait donc être plus important pour le

montage du carottier, entraînant une rigidification artificielle du système

et provoquant une baisse du 𝐶𝑐 mesuré. Ce phénomène n’est pas mis en

0

50

100

150

200

0 1 2 3 4

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t0,465 (min0,465)

G1 G2 G4

133

évidence par les 𝐶𝑐 obtenus : les 𝐶𝑐 du carottier sont environ 4.7 fois

supérieurs au 𝐶𝑐 obtenu lors de l’essai œdométrique standard.

Une partie de l’explication pourrait se trouver au niveau de la hauteur

réelle de l’échantillon testé. Si on considère que l’essai ne se réalise pas

sur la hauteur d’échantillon initiale prévue de 190 mm de carotte, mais

sur une hauteur d’échantillon corrigée, on pourrait définir un facteur de

correction 𝑓𝐻 (Equation (33)). Un nouveau 𝐶𝑐𝜀 serait obtenu à partir de

l’ancien et du facteur de correction 𝑓𝐻 (Equation (34)). Dans le cas d’une

hauteur d’échantillon supérieure à la hauteur d’échantillon prévue

initialement, le facteur de correction 𝑓𝐻 devient inférieur à 1 et le

nouveau 𝐶𝑐𝜀 diminue.

𝑓𝐻 =

𝐻é𝑐ℎ𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝑙𝑜𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙𝑒

𝐻é𝑐ℎ𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝑙𝑜𝑛 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔é𝑒 (33)

𝐶𝑐𝜖 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔é = 𝐶𝑐𝜖 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 𝑓𝐻 (34)

En supposant dans un cas extrême que la totalité de la carotte soit

soumise à l’essai, soit une hauteur d’échantillon de 326 mm, cela nous

donnerait un facteur de correction 𝑓𝐻 de 0.58, ce qui est encore loin du

facteur 1/4 nécessaire pour compenser l’écart observé entre les 𝐶𝑐 mesurés

par le carottier et celui mesuré de manière standard.

Enfin, l’essai de référence a été réalisé sur du sable qui n’a pas subi un

gel préalable et surtout qui ne se trouvait pas dans un environnement très

riche en eau/glace comme les échantillons de sables du baril BSA1. Les

effets de la présence de glace en excès, de sa fonte et de son drainage sur

le comportement en consolidation du sable ne sont pas simples à décrire.

Ils pourraient éventuellement expliquer les différences entre les essais du

carottier et l’essai de référence.

135

7 Evolution Pour faire suite aux essais réalisés en laboratoire, aux différentes

manipulations du carottier œdométrique, plusieurs aspects pourraient être

améliorés.

7.1 Conception

Le système des cannelures s’est avéré pratique à utiliser pour

l’assemblage, mais le maintien en position assuré par les vis à épaulement

a été parfois difficile, principalement à cause de la taille des vis. Une

augmentation du diamètre des vis ainsi que la réalisation de chambrages

plus larges faciliteraient des opérations de montage et démontage. Pour

rendre l’assemblage entre la partie supérieure et la partie inférieure plus

fonctionnelle, de légères modifications au niveau des surfaces de guidage

de la liaison pourraient être réalisées pour que l’insertion se fasse plus

directement. Ce guidage pourrait être assuré par un chanfrein plus long et

progressif de la surface d’accueil du fourreau du manchon bas du tube

extérieur de la partie basse.

D’une manière générale, les chanfreins pourraient être revus pour

assurer une transition plus douce lors de l’insertion des pièces avec des

joints toriques (par exemple avec des chanfreins longs et de 15 ° au

maximum).

La tête et le tube extérieur de la partie basse devraient être revus pour

que l’étanchéité entre les deux pièces se fasse par compression radiale du

joint torique. Le montage actuel est difficile à assembler.

Le passage des connexions électriques dans le tube extérieur n’est pas

pratique. Le logement du connecteur dans le tube extérieur haut pourrait

être revu.

136

Dans le cadre d’une utilisation terrain, il reste à concevoir les tiges de

forage qui permettront au carottier d’atteindre la profondeur de travail. Les

tiges devront être compatibles avec les rallonges de connexions

pneumatiques, électriques, le tuyau d’évacuation de l’eau drainée et avec

la prolongation de la tige du vérin.

7.2 Modification de la cellule de consolidation

7.2.1 Chauffage

L’élément chauffant actuel est alimenté en courant alternatif de 120 V,

ce qui peut provoquer des perturbations du signal des thermistances. Le

changement vers un élément chauffant de même puissance alimenté en

courant continu diminuerait supprimerait ces perturbations. La sécurité

des utilisateurs serait également renforcée. Comme mentionné dans le

paragraphe 5.2.1.1 le passage à un élément chauffant en caoutchouc de

silicone à circuit imprimé permettrait de réduire l’encombrement du

système. Par la même occasion, l’espace annulaire autour de l’élément

chauffant gagnerait 1 mm, l’isolation serait donc plus performante.

Le transfert de chaleur entre l’élément chauffant et l’échantillon pourrait

être amélioré en utilisant un fourreau en aluminium plutôt qu’un fourreau

en acier inoxydable, car la conduction thermique du premier est environ

10 fois plus grande que celle du deuxième. La lecture des températures

serait également plus représentative des températures de la surface

extérieure de l’échantillon.

Il est difficile de déterminer quel est le moment où l’échantillon de sol

est dégelé. Un travail sur ce point permettrait d’éviter l’échauffement du

carottier alors que l’échantillon est déjà dégelé. Les thermistances ne sont

espacées que de 25.4 mm. Un espacement plus grand permettrait

d’observer un gradient de température qui pourrait donner des indices

137

quant au moment où l’alimentation de l’élément chauffant n’est plus

nécessaire.

7.2.2 Charge appliquée

La force de frottement des joints du piston contre le filtre est difficile à

évaluer, car elle dépend de la propreté du filtre et du sol en cours

d’analyse. Cette incertitude entraîne des erreurs au niveau de la mesure

du déplacement du piston en fonction de la pression appliquée.

Pour améliorer la précision des mesures, deux solutions sont

envisageables. La première est la limitation du frottement du piston contre

de filtre. GKN Sinter Metal peut construire des filtres en acier inox 316L

poreux asymétriques de série « AS » (Figure 78). Le filtre est alors constitué

de deux couches : une couche intérieure extrêmement filtrante et une

couche extérieure très perméable. Le résultat est un filtre qui pour une

perméabilité équivalente, propose une capacité de filtration et un état de

surface améliorés. Ce type de filtre est environ 1.5 fois plus cher que le

filtre de la série « IS » utilisé jusqu’à maintenant.

Figure 78 – Filtre poreux à construction asymétrique (GKN Sinter Metal)

La deuxième solution consiste à intégrer un capteur de charge au

niveau du piston à base de jauge de déformation. La charge réelle

138

appliquée est ainsi connue. L’intégration d’un tel capteur nécessitera de

revoir le circuit électrique actuel du carottier.

7.2.3 Lecture du déplacement

Sauf combiné à un système d’acquisition et de traitement vidéo, le

vernier actuel ne permet pas une lecture précise du déplacement de la tige

du vérin. Il demande également une attention particulière de l’utilisateur.

L’implantation d’un capteur de déplacement permettrait donc de gagner en

précision et en simplicité d’exécution. Le capteur pourrait se trouver soit

juste au-dessus du vérin, soit en surface.

139

8 Conclusion L’objectif de ce projet était de développer un carottier capable de réaliser

un essai de consolidation de fonte in situ. Les contraintes comprenaient

l’utilisation d’un équipement de forage léger, des méthodes de forage sans

fluide, une profondeur de travail à atteindre par tubage, des conditions

d’essai spécifiques, une procédure et une durée d’exécution compatibles

avec une utilisation sur le terrain.

Le prototype proposé est muni d’une tarière double et d’une tête de

coupe alliant deux effets de coupe. L’essai de consolidation, dégel de

l’échantillon, application d’une charge et drainage, se fait entièrement

dans le carottier. Une méthode de travail est donnée.

Le carottier a été testé en laboratoire pour évaluer ses caractéristiques

de carottage et ses résultats d’essais de consolidation de fonte. Les essais

ont été menés sur de la glace et sur deux sols gelés riches en glace, l’un

constitué de silt, l’autre de sable.

Les forages réalisés ont permis de conclure que pour des vitesses de

rotation de 100 à 345 tr/min, il valait mieux choisir une vitesse de rotation

de 345 tr/min pour obtenir des échantillons de meilleure qualité. Les

vitesses de pénétration maximum atteintes ont été de 14, 11 et 9 mm/s

respectivement dans la glace, le silt et le sable.

La première série d’essais de consolidation de fonte, réalisée sur le silt, a

permis de mettre en évidence la capacité du carottier à réaliser un essai de

consolidation de fonte sous une charge unique. Les temps d’application de

la charge n’ont pas été assez longs pour observer la consolidation

secondaire des échantillons et donc d’évaluer la vitesse de consolidation.

Cependant, deux méthodes d’analyse ont permis de déduire des courbes

140

obtenues le tassement de fonte dû au drainage de l’eau en excès avec une

erreur relative inférieure à 13 % et 23 % pour chaque méthode.

La seconde série d’essais de consolidation de fonte, réalisée sur le sable,

a permis d’obtenir des profils de tassement en fonction de la contrainte

appliquée. Les valeurs de certains points à faible niveau de chargement

ont été anormalement hautes à cause d’une friction trop importante dans

la cellule de consolidation. Une filtration de ces données biaisées a permis

de redonner aux courbes les allures attendues. Les pentes observées,

caractérisées par l’indice de compression modifié, étaient un peu plus

prononcées que celles obtenues avec un essai de consolidation standard.

L’aspect pessimiste de ces résultats n’a pas pu être expliqué.

Plusieurs points donnant des axes de travail pour la poursuite du

développement du carottier ont été donnés. La diminution de l’incertitude

sur la valeur de la charge réellement appliquée sur l’échantillon et la

réduction de la friction à l’intérieur de la cellule sont à réaliser. Quelques

modifications de la conception du carottier pour faciliter son assemblage,

améliorer sa capacité de dégel et simplifier la prise de mesure du

tassement peuvent être réalisées. La conception des tiges de forage pour

permettre au carottier d’atteindre sa profondeur de travail sur le terrain

est à prévoir.

D’après les résultats obtenus et les corrections apportées par les

modifications à venir, le carottier sera un outil capable de donner in situ

des résultats tels que le tassement de fonte dû au drainage de la glace en

excès, la vitesse de consolidation de l’échantillon testé ainsi que la courbe

de tassement en fonction de la contrainte appliquée, tout ceci en fonction

de la profondeur de forage.

141

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147

Annexes A à D – système de chauffage

Annexe A Comparaison des résultats de Temp/W avec un calcul analytique

Le cas d’étude est le changement de température dans un cylindre sur

la surface duquel est appliqué un flux thermique, assez à la situation à

laquelle on est confrontés lors des simulations réalisées pour le

dimensionnement de l’organe de chauffe du carottier.

D’après la littérature (Incropera, 2011) :

𝑇𝑠

∗ = 2𝑡∗ +1

4+ 2 ∑

𝑒 −𝜁𝑛2𝑡∗

𝜁𝑛2

∞

𝑛=1

(35)

Et

𝑇𝑠

∗ = 𝑘𝑇𝑠 − 𝑇𝑖

𝑟0𝑞𝑠" (36)

Avec 𝑡∗ le temps, 𝜁𝑛 les zéros de la formule du premier ordre de Bessel, 𝑘

la conductivité du matériau, 𝑇𝑠 la température à la surface du cylindre au

cours du temps, 𝑇𝑖 la température initiale de la surface du cylindre, 𝑟0 le

rayon du cylindre et 𝑞𝑠" le flux thermique appliqué à la surface du cylindre.

Pour simplifier les calculs, on choisit :

𝑘 = 1 𝑊/𝑚/°𝐶

𝑇𝑖 = 0 °𝐶

𝑟0 = 1 𝑚

𝑞𝑠" = 1 𝑊/𝑚²

(37)

Les résultats obtenus sont comparés aux résultats analytiques

(Figure 79 et Tableau 10). La simulation par éléments finis donne des

températures de surface du cylindre très proches des températures

données par le calcul analytique. L’écart observé aux temps 0.01 s, 0.05 s

148

et 0.1 s est expliqué par le nombre de pas de calcul choisi dans TEMP/W.

Plus le nombre d’étapes de calcul est élevé, plus la solution par éléments

finis se rapproche de la solution analytique. Ici les calculs ont été faits

avec 50 000 pas de calculs. L’écart constaté entre le calcul analytique et la

simulation par éléments finis est très faible, Temp/w réagit correctement à

l’exercice.

Figure 79 – Evolution de la température de la surface du cylindre sur 10 secondes, par

la méthode analytique et par la méthode par éléments finis

Temps (s) 0.01 0.05 0.1 0.2 0.5

Ecart en température (°C) 5.92E-06 1.15E-05 8.43E-06 4.08E-06 1.72E-07

Ecart (%) 0.01 % 0.00 % 0.00 % 0.00 % 0.00 %

Temps (s) 1 1,5 2 2,5 10

Ecart en température (°C) 4.27E-08 -3.71E-11 -2.40E-14 0.00E+00 0.00E+00

Ecart (%) 0.00 % 0.00 % 0.00 % 0.00 % 0.00 %

Tableau 10 – Écarts entre les valeurs obtenues par la méthode analytique et par la

simulation par éléments finis

0

5

10

15

20

25

0 2 4 6 8 10

Tem

pé

ratu

re (

°C)

Temps (s)

Analytique

Simulation par EF

149

Annexe B Simulations Temp/W

Figure 80 – Géométrie de la simulation sur Temp/W

150

Figure 81 – Evolution de la température au centre de l'échantillon en fonction du

temps pour des teneurs en eau volumétriques de 10, 50 et 90 % (m3/m3)

Figure 82 – Evolution de la température au centre et à l’extérieur de l’échantillon et

sur l’élément chauffant en fonction du temps – Sol à 10 % (m3/m3) de teneur en eau

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

0 20 40 60 80 100

T (

°C

)

t (s)

w=90%

w=50%

w=10%

-20

0

20

40

60

80

100

0 2 4 6 8

T (

°C

)

t (min)

w = 10 %

Centre échnatillon

Extérieur échantillon

Elément chauffant

151





-20

0

20

40

60

80

100

0 2 4 6 8

T (

°C

)

t (min)

w = 50 %

Centre échnatillon


Elément chauffant

-20

0

20

40

60

80

100

0 2 4 6 8

T (

°C

)

t (min)

w = 90 %

Centre échnatillon


Elément chauffant

152


carottier en fonction du temps – Sol à 10 % (m3/m3) de teneur en eau



-5

-4

-3

-2

-1

0

0 2 4 6 8

T (

°C

)

t (min)

w = 10 %

Paroi intérieure ducarottier

Paroi extérieure ducarottier

-5

-4

-3

-2

-1

0

0 2 4 6 8

T (

°C

)

t (min)

w = 50 %



153



-5

-4

-3

-2

-1

0

0 2 4 6 8

T (

°C

)

t (min)

w = 90 %



154

Figure 88 – Profil de température pour la simulation radiale et axiale (t = 90 s). En

rouge l’emplacement de l’élément chauffant. La courbe en tiret représente le front de

dégel. Les températures sont indiquées en degrés Celsius

Hau

teur

(m

)

Rayon (m)

155

Annexe C Capteurs de température : technologie disponible

Thermocouples

Le fonctionnement des thermocouples est basé sur l’effet Seebeck.

Lorsqu’un conducteur est soumis à un gradient de température, il génère

une tension. En mesurant la différence de potentiel générée entre deux

conducteurs de nature différente soumis à un même gradient de

température, on peut retrouver la valeur de ce gradient de température.

Un thermocouple ne permet que de mesurer une différence de

température. Il faut donc connaitre la température de référence pour

obtenir une valeur absolue de température. Différents types de

thermocouples existent, ils sont différenciés au niveau de leur

composition. Les métaux utilisés sont les alliages de nickel, cuivre,

chrome, aluminium, magnésium et le fer, cuivre, platine. La plage de

température mesurée peut aller de -200 °C à 1800 °C. Les variations de

tension se situent entre -10 mV et 80 mV, les thermocouples sont donc

sensibles aux bruits, introduits par des perturbations extérieures ou par

les instruments de mesure. Dans la pratique, il est difficile d’atteindre une

précision de +/- 1 °C. Leur temps de réponse est faible.

RTD

Le principe de fonctionnement des RTD est basé sur la variation presque

linéaire de la résistance électrique en fonction de la température des

métaux purs. Les RTD peuvent être constitués de nickel, de cuivre ou de

platine. Ils sont caractérisés par leur stabilité dans le temps, leur temps de

réponse élevé et leur faible sensibilité. Ils nécessitent une excitation en

courant. Les valeurs de résistances des RTD sont faibles (100 Ω à 1000 Ω

à 0 °C). Le câblage des RTD au boitier d’acquisition peut donc avoir une

influence sur les mesures de température s’il n’y a pas eu de calibration.

Leur plage de température de fonctionnement peut aller de -200 °C à

500 °C. La précision de ces capteurs est de l’ordre de +/- 0.1 °C.

156

Thermistances

Comme les RTD, le principe de fonctionnement des thermistances est

basé sur la variation de la résistance électrique d’un oxyde métallique

semi-conducteur en fonction de la température. Contrairement aux RTD,

les thermistances nécessitent une excitation en tension. Leur variation de

résistance en fonction de la température n’est pas linéaire. Leur résistance

augmente avec la température pour les thermistances CTP8 et diminue

avec la température pour les thermistances CTN 9 . Les valeurs de

résistances des thermistances sont élevées (selon les modèles la valeur

nominale à 25 °C peut aller de 2 kΩ à 100 kΩ) et la variation de résistance

en fonction de la température est grande. Leur plage de température de

fonctionnement est peu étendue (de -80 °C à 250 °C). Ce sont donc des

capteurs très sensibles. Ils sont plus physiquement plus fragiles que les

thermocouples et les RTD.

Capteurs à fibres optiques

Les capteurs à fibre optique utilisent les phénomènes physiques tels que

les réseaux de Bragg, l’effet Raman ou l’effet Brillouin pour délivrer une

image de la température. La transmission des données peut se faire sur de

longues distances par connexion optique. Ils ont pour avantage d’être

insensibles aux perturbations électromagnétiques. Ils sont également de

faible encombrement. La précision de ces capteurs est de l’ordre de +/-

0.1 °C à +/- 2 °C. La prise de mesure peut être extrêmement rapide (2 ms)

à lente (5 min), dépendamment de la technologie utilisée.

8 Coefficient de Température Positif

9 Coefficient de Température Négatif

157

Annexe D Alimentation des thermistances

T (°C) R (Ω) Ientrée pour 10 V (mA) P pour 10 V (mW) Ientrée max (mA)

-15 72 930 0.14 1.4 0.14

-10 55 330 0.18 1.8 0.18

-5 42 320 0.24 2.4 0.24

0 32 650 0.31 3.1 0.31

5 25 380 0.39 3.9 0.39

10 19 900 0.50 5.0 0.50

15 15 710 0.64 6.4 0.64

20 12 490 0.80 8.0 0.80

25 10 000 1.00 10.0 1.0

30 8057 1.2 12.4 1.2

35 6531 1.5 15.3 1.5

40 5327 1.9 18.8 1.9

45 4369 2.3 22.9 2.3

50 3603 2.8 27.8 2.8

55 2986 3.3 33.5 3.3

60 2488 4.0 40.2 4.0

65 2083 4.8 48.0 4.8

70 1752 5.7 57.1 5.0

75 1481 6.8 67.5 5.0

80 1258 7.9 79.5 5.0

85 1072 9.3 93.3 5.0

90 917.7 11 109.0 5.0

95 788.5 13 126.8 5.0

100 680 15 147.1 5.0

105 588.6 17 169.9 5.0

Tableau 11 – Puissance dissipée en fonction de la température pour un voltage de 10 V

aux bornes de la thermistance

158

Figure 89 – Puissance dissipée, courant injecté pour un voltage aux bornes des

thermistances de 10 V et valeur de la résistance en fonction de la température

(thermistance 10 kΩ)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0

1

2

3

4

5

6

7

8

-20 0 20 40 60 80 100 120

I (

mA

) o

u P

(m

W)

R (

Ω)

x 1

00

00

R

I

P

159

Annexes E à F – consolidation de

l’échantillon

Annexe E Variation de la viscosité dynamique de l’eau en fonction de la température

Sous 1 bar de pression

T (°C) μ (kg/m/s)

0 1.80E-03

10 1.32E-03

20 1.01E-03

30 8.02E-04

40 6.60E-04

50 5.55E-04

60 4.72E-04

70 4.05E-04

80 3.52E-04

161

Annexe F Caractéristiques des filtres

SIKA-R 1 IS SIKA-R 20 IS

Diamètre intérieur (mm) 30 30

Diamètre extérieur (mm) 34 34

Matériau AISI 316L AISI 316L

Filtration à 98 % (µm) 1 24

Perméabilité (10-12 m2) 0.15 10

Coefficient de perméabilité à 20 °C (m/s) 1.46E-06 9.74E-05

163

Annexes G à L – essais de laboratoire

Annexe G Caractéristiques techniques de la foreuse Minuteman (http://www.mobiledrill.net/new-drill-rigs/Minuteman)

165

Annexe H Récapitulatif des forages réalisés

Forage

Am

éliora

tion d

e la p

erf

orm

ance fora

ge

BSi1-1

BSi1-2

BSi1-3

Inserts plaquettes carbure bricolage

BSi1-4

BSi1-5

BG1-1

BG1-2

BG1-3

BG1-4

BG1-5

Nouvelle géométrie tarière

BG2-1

BG2-2

BG2-3

BG2-4

BG2-5

Tests

de fonte

d'é

chantillons d

e g

lace /

régla

ge d

u p

id

BG2-06

BG2-07

BG2-08

Pesées

BG2-09

BG2-10

BG2-11

BG2-12

BG2-13

BG2-14

BG2-15

BG2-16

BG2-17

166

Essais

consolidation 1

palier

mis

e e

n p

lace

BSi1-6

Insert en carbure résistant aux impacts et remplacement ruban adhésif élément chauffant

BSi1-7

BG2-18

BSi1-8

BG2-19

Remplacement ruban adhésif élément chauffant et modification couronne de forage

BSi2-1

BSi2-2

BG3-1

BSi2-3

BG3-2

Essais

consolidation 1

palier

Filtr

e S

IKA-R

1-I

S

BSi2-4

BG3-3

BSi2-5

BG3-4

BSi2-6

BG3-5

BSi2-7

BG3-6

BSi2-8

BSi2-9

Essais

consolidation m

ultip

aliers

sur

sable

BSa1-1

BG4-1

BG4-2

BSa1-2

BG4-3

Filtr

e S

IKA-R

20-I

S

BG4-4

BSa1-3

BG4-5

BSa1-4

BSa1-5

BSa1-6

BSa1-7

BSa1-8

BSa1-9

BSa1-10

BSa1-11

Tableau 12 – Récapitulatif des forages réalisés et de l’évolution du carottier

167

Annexe I Caractéristiques de forage

Forage

Nom forage BG3-1 BG3-2 BG3-3 BG3-4 BG3-5 BG3-6 BG4-1 BG4-2 BG4-3 BG4-4

Vitesse de rotation (tr/min) 105 105 105 105 200 345 345 345 345 345

Précarottage à 105 tr/min non non non non oui oui oui oui oui oui

Hauteur précarottage (mm) na na na na 63.50 63.50 69.85 82.55 44.45 63.50

Durée précarottage (s) na na na na 10 18 8 9 5 9

Durée carottage (s) 55 35 32 48 17 15 18 23 36 24

Profondeur de forage (mm) 261 253 241 247 266 272 328 326 240 261

Vitesse de pénétration

précarottage (mm/s) na na na na 6.4 3.5 8.7 9.2 8.9 7.1

Vitesse de pénétration hors précarottage

(mm/s) na na na na 11.9 13.9 14.3 10.6 5.4 8.2

Vitesse de pénétration moyenne (mm/s) 4.7 7.2 7.5 5.1 9.9 8.2 12.6 10.2 5.9 7.9

Hauteur de carotte

(mm) 316 298 326 326 326 326 325 326 326 321

Remplissage du carottier 96.9 % 91.4 % 100 % 100 % 100 % 100 % 99.7 % 100 % 100 % 98.5 %

Expansion verticale de l'échantillon 21.1 % 17.8 % 35.3 % 32.0 % 22.6 % 19.9 % -0.91 % 0.00 % 35.8 % 23.0 %

La vitesse de pénétration est calculée sur la base d'une valeur moyenne entre la descente de la foreuse et la hauteur du trou

Tableau 13 – Données forage et consolidation BG3 et BG4

168

Forage

Nom forage BSI2-1 BSI2-2 BSI2-3 BSI2-4 BSI2-5 BSI2-6 BSI2-7 BSI2-8 BSI2-9

Vitesses de rotation (tr/min) 105 105 105 105 105 345 345 345 345

Précarottage à 105 tr/min non non non non non oui oui oui oui

Hauteur précarottage

(mm) na na na na na 146 70 51 64

Durée précarottage

(s) na na na na na 29 10 6 9

Durée carottage

(s) 47 44 24 29 41 46 29 26 50

Profondeur de forage (mm) 162 128 147 166 232* 265 284 292 290

Vitesse de pénétration

précarottage (mm/s) na na na na na 5.0 7.0 8.5 7.1

Vitesse de pénétration moyenne

(mm/s) 3.4 2.9 6.1 5.7 5.7 5.8 9.8 11.2 5.8

Hauteur de carotte

(mm) 200 176 196 221 238 292 319 321 326

Remplissage du carottier 61.3 % 54.0 % 60.1 % 67.8 % 73.0 % 89.6 % 97.9 % 98.5 % 100 %

Expansion verticale de l'échantillon 23 % 38 % 33 % 33 % 3 % 10 % 12 % 10 % 12 %

Consolidation

Nom essai abrégé na na na Si-1 Si-2 Si-3 Si-4 Si-5 Si-6

169

Nom essai long na na na (Si-1) 85 (Si-2) 102 (Si-3) 156 (Si-4) 183 (Si-5) 185 (Si-6) 190

Hauteur échantillon testé (mm) na na na 85 102 156 183 185 190

Tassement mesuré (méthode des

tangentes) (mm) na na na dm 48 86 95 97 dm

Calculs H1

Facteur d'expansion na na na 1.3 1.0 1.1 1.1 1.1 1.1

Profondeur couche sol 1 corrigée

(mm) na na na 69 53 57 58 57 58

Profondeur couche glace 2 corrigée

(mm) na na na 173 133 143 146 143 146

Profondeur couche sol 2 corrigée

(mm) na na na 226 174 187 191 187 191

Profondeur couche glace 3 corrigée

(mm) na na na 320 246 264 270 264 270

Tassement théorique (exp.10 sol

=exp. glace) (mm) na na na 69 53 70 95 99 102

Erreur relative (exp. sol = exp. glace) na na na na 9 % -23 % 0 % 2 % nc

Calculs H2

Hauteur de sol fin in situ na na na 78 140 148 148 148 148

10 exp. = expansion

170

Hauteur de glace in situ na na na 88 92 117 136 144 142

Facteur d'expansion de glace na na na 1.6 1.1 1.2 1.3 1.2 1.3

profondeur couche sol 1 corrigée

(mm) na na na 85 55 64 65 62 65

profondeur couche glace 2 corrigée

(mm) na na na 163 133 142 143 140 143

profondeur couche sol 2 corrigée

(mm) na na na 228 176 191 194 189 193

profondeur couche glace 3 corrigée

(mm) na na na 298 246 261 264 259 263

Tassement théorique (exp. sol =1)

(mm) na na na 85 55 78 105 107 112

Erreur relative (exp. sol) = 1 na na na na 13 % -10 % 9 % 9 % nc

* Donnée estimée d’après vidéo

Tableau 14 – Données forage et consolidation BSI2

171

Forage

Nom forage BSA1-1 BSA1-2 BSA1-3 BSA1-4 BSA1-5 BSA1-6 BSA1-7 BSA1-8 BSA1-9 BSA1-10 BSA1-11

Vitesses de rotation (tr/min) 200 345 345 345 345 345 345 345 345 345 345

Précarottage à 105 tr/min oui oui oui oui oui oui oui oui oui oui oui

Hauteur précarottage (mm) 148 44 70 51 51 38 44 44 38 32 32

Durée précarottage (s) 34 8 9 8 6 5 9 7 7 6 7

Durée carottage (s) 81 61 36 58 91 43 56 77 48 52 67

Profondeur de forage (mm) 318 347 308 310 340 337 310 337 332 328 331

Vitesse de pénétration précarottage (mm/s)

4.3 5.6 7.8 6.4 8.5 7.6 4.9 6.4 5.4 5.3 4.5


3.9 5.7 8.6 5.3 3.7 7.8 5.5 4.4 6.9 6.3 4.9

Hauteur de carotte (mm) 322 321 321 322 324 325 323 325 325 325 325

Remplissage du carottier 98.9 % 98.5 % 98.6 % 98.7 % 99.5 % 99.7 % 99.1 % 99.8 % 99.7 % 99.8 % 99.8 %

Expansion verticale de l'échantillon 1.4 % -7.5 % 4.4 % 3.8 % -4.6 % -3.6 % 4.2 % -3.5 % -2.1 % -0.80 % -1.8 %

Consolidation

Nom essai Sa-1 Sa-2 Sa-3 Sa-4 Sa-5 Sa-6 Sa-7 Sa-8 Sa-9 Sa-10 Sa-11

Hauteur d'échantillon testé (mm) 186 185 185 186 188 189 187 189 189 189 189

Frottements à vide (kPa) 93 93 75 86 75 75 56 60 56 52 52

Charge palier 1 (kPa) 48* 70* 82 78* 75 75 56* 52* 18* 22* 22*

Charge palier 2 (kPa) 70* 108 127 116 119 112 93 90 37 41* 60

172

Charge palier 3 (kPa) 108 149 168 157 168 168 131 127 56 60 97

Charge palier 4 (kPa) 149 na na na na na 187 183 75 97 134

Charge palier 5 (kPa) na na na na na na na na 93 134 172

Charge palier 6 (kPa) na na na na na na na na 131 na na

Charge palier 7 (kPa) na na na na na na na na 168 na na

ΔH/H à 130 kPa 47.5 % 48.7 % 54.0 % 66.2 % 52.2 % 44.1 % 48.6 % 46.3 % 47.9 % 68.6 % 46.7 %

Cce brut 0.37 0.08 0.19 0.48 0.15 0.32 0.50 0.61 0.34 0.22 0.10

Cce (données filtrées) 0.22 0.11 0.19 0.15 0.15 0.32 0.13 0.42 0.11 0.12 0.15

Tableau 15 – Données forage et consolidation BSA1

173

Annexe J Essais à un palier de chargement – Déplacement vertical en fonction du temps à la puissance 0.465 – Essais Si-2 à Si-5

0

10

20

30

40

50

60

70

0 1 2 3 4 5

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t0.465 (min)0.465

Si-2

0

20

40

60

80

100

120

140

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t0.465 (min)0.465

Si-3

174

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 1 2 3 4 5 6

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t0.465 (min)0.465

Si-4

0

20

40

60

80

100

120

0 1 2 3 4 5

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t0.465 (min)0.465

Si-5

175

Annexe K Essais à plusieurs paliers de chargement – Déplacement vertical en fonction du temps – Essais Sa-1 à Sa-11

0

20

40

60

80

100

0 10 20 30 40

Dép

lacem

en

t v

erti

cal (m

m)

t (min)

Sa-1

p1 : 48kPa

p2 : 70kPa

p3 : 108kPa

p4 : 149kPa

0

20

40

60

80

100

0 10 20 30 40 50

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

Sa-2

p1 : 70kPa

p2 : 108kPa

p3 : 149kPa

176

0

20

40

60

80

100

120

0 10 20 30 40 50 60

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

Sa-3

p1 : 82kPa

p2 : 126kPa

p3 : 168kPa

0

20

40

60

80

100

120

140

0 10 20 30 40 50 60

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

Sa-4

p1 : 78kPa

p2 : 115kPa

p3 : 156kPa

177

0

20

40

60

80

100

120

0 5 10 15 20 25 30 35

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

Sa-5

p1 : 74kPa

p2 : 119kPa

p3 : 168kPa

0

20

40

60

80

100

0 10 20 30 40 50 60 70

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

Sa-6

p1 : 74kPa

p2 : 112kPa

p3 : 168kPa

178

0

20

40

60

80

100

120

0 10 20 30 40 50 60 70

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

Sa-7

p1 : 56kPa

p2 : 93kPa

p3 : 130kPa

p4 : 186kPa

0

20

40

60

80

100

120

0 10 20 30 40 50 60 70

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

SA-8

p1 : 52kPa

p2 : 89kPa

p3 : 126kPa

p4 : 182kPa

179

0

20

40

60

80

100

0 10 20 30 40 50 60

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

Sa-9

p1 : 18kPa

p2 : 37kPa

p3 : 56kPa

p4 : 74kPa

p5 : 93kPa

p6 : 130kPa

p7 : 168kPa

0

20

40

60

80

100

120

140

0 20 40 60 80

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

Sa-10

p1 : 22kPa

p2 : 41kPa

p3 : 59kPa

p4 : 97kPa

p5 : 134kPa

180

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50 60

Dép

lacem

en

t verti

cal (m

m)

t (min)

Sa-11

p1 : 22kPa

p2 : 59kPa

p3 : 97kPa

p4 : 134kPa

p5 : 171kPa

181

Annexe L Essai de consolidation standard sur un échantillon de sable

Diamètre cellule 2 po 𝑒0 0.466

Hauteur échantillon 1.8 +/- 0.5 cm 𝑒𝑓 0.385

7%

6%

5%

4%

3%

2%

1%

0

0,1 1 10 100 1000

ΔH

/H

0

Contrainte effective de consolidation (kPa)

0,38

0,40

0,42

0,44

0,46

0,48

0,1 1 10 100 1000

In

dic

e d

es v

ides, e

Contrainte effective de consolidation (kPa)

Développement d'un carottier pour la caractérisation in...

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