ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES 23 octobre 2001Mohammad AL HUSEIN1...

23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN 1

ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES

Thèse préparée au sein du Laboratoire Sols, Solides, Structures

UMR 5521 : U.J.F. – I.N.P.G. – C.N.R.S.,




PLAN DE PRESENTATION

I: ETUDE PIBLIOGRAPHIQUE

II: L’ANALYSE NUMERIQUE DE LA SOLLICITATION PRESSIOMETRIQUE

III: APPROCHE QUALITATIVE SUR LE SSCM

IV: VALIDATION DU MODELE SSCM

1: La Haney clay et l’argile d’Osaka

2: Cubzac-les-Ponts

3: Le site de Saint-Laurent-des-Eaux

4: Le barrage du Flumet

V: CONCLUSIONS

VI: PERSPECTIVES



I.1 LE FLUAGE UNIDIMENSIONNEL DES SOLS ARGILEUX

le fluage primaire (à vitesse de déformation décroissante);

le fluage secondaire (ou à vitesse constante);

le fluage tertiaire (à vitesse croissante).

Fig. 1 : Interprétation traditionnelle des courbes de fluage des sols (d’après Schmid, 1962)



Le problème du fluage peut être formulé par les questions suivantes :

(1) Le fluage est-il un phénomène déterministe ?

(2) Quelle est la nature du fluage secondaire décrit par quelques auteurs ?

(3) La transition vers le fluage accéléré signifie t’elle (ou non) que la résistance limite au cisaillement a été atteinte et que le sol va inévitablement se rompre ?

(4) qu’est-ce que la résistance limite des sols ?

(5) quel est le comportement des sols lorsqu’une contrainte de cisaillement est appliquée pendant une très longue période de temps ?



I.2 ESSAI OEDOMETRIQUE ET CONSOLIDATION SECONDAIRE Après la dissipation des pressions interstitielles générées par l’application d’une charge sur un échantillon oedométrique, ce dernier continue à se déformer. C’est ce que l’on appelle la consolidation secondaire.

tlog

eC eα

Le tassement secondaire se développant dans une couche d’épaisseur H et d’indice des vides e entre les temps ti et ti+1 est donc.

i1ie

ttlgC

e1HH 04,0

CC

c

e Mesri et Godlewski, 1977 et Mesri, 1987



Temps (min)

Ind

ice

de

s vi

de

s (e

)e

pe

f

consolidation primaire

Consolidation secondaire

Fin de consolidation primaire

Fig. 2: Courbe typique d'un essai de consolidation à l'oedomètre



L’indice des vides diminue avec le temps , ce qui a amené Taylor (1942) et Bjerrum (1967) à définir des courbes oedométriques à 1, 10, 100, ..., 10 000 jours (fig. 3).

Fig. 3 : Effet du temps sur la relation contrainte indice des vides en compression unidimensionnelle



I.3 ESSAI DE FLUAGE TRIAXIAL

Vuaillat (1980), dans sa synthèse des travaux sur le fluage, aboutit aux conclusions suivantes:

Le fluage est un phénomène provoqué essentiellement par le déviateur des contraintes, le fluage "isotrope" sous consolidation isotrope ne se rencontrant que pour des argiles intactes;

• La rupture après fluage drainé ne s'observe pas sur les argiles remaniées normalement consolidées;

Quand il y a rupture, il s'agit d'un phénomène plastique; il n'y a pas de rupture "visqueuse".



I.3.1 Essai de fluage déviatoire

Temps

Primaire Secondaire Tertiaire

d dt

Fig. 4 : Trois étapes possible du fluage

(Flavigny, 1987 ; Hicher, 1985 ; Bishop et Lovenbury, 1969 ; Leroueil, 1977).

présentrarement observé

observé pour des niveaux de contraintes proches de la contrainte de rupture



I.4 ESSAIS DE FLUAGE IN-SITU

Le pressiomètre (Ménard, 1957)

Cet essai permet de déterminer le module pressiométrique ‘EM’ et la

pression limite ‘pl’.

Pl correspond au doublement du volume initiale de la sonde

« V/V0=1 ».

Des essais à 45 minutes ont été réalisés sur le site de la centrale nucléaire de Nogent (Bufi, 1990) mais les résultats ne sont pas exploitables car le pressiomètre classique n’est pas adapté pour des essais de fluage sous pression constante à long terme.



Fig. 5 : Courbe pressiométrique et courbe de fluage

0

MVVΔ

PΔν12E



I.5 REMARQUES DE CONCLUSION SUR LE FLUAGE

Le fluage est une déformation du matériau au cours de temps sous un état de contraintes effectives maintenu constant;

Le fluage est un problème de nature visqueuse qui se manifeste avec le temps La transition vers le fluage accéléré signifie que la résistance limite au cisaillement a été atteinte et que le sol va inévitablement se rompre;

Une argile naturelle se comporte comme un sol surconsolidé car la contrainte de préconsolidation augmente avec le temps, ce qui signifie que la contrainte actuelle est plus faible que la résistance limite du sol;

Le préchargement diminue les tassements post-construction;

Le coefficient Ce semble être le paramètre le plus utile pour décrire

l’amplitude de la consolidation secondaire. Les facteurs d’influence les plus importants sont la pression de préconsolidation et la durée de préchargement, (Mesri, 1973) ;



Les conclusions des auteurs quant à l’amélioration des prédictions sont l’utilisation de meilleurs échantillons de sol et de méthodes d’essai in-situ plus appropriées pour déterminer les tassements.

II MODELISATION DE L'ESSAI PRESSIOMETRIQUE

II.1 Modèle de Mohr-Coulomb

Les paramètres d’élasticité: E et .

Les paramètres classiques de la géotechnique:

C et

Enfin, ce modèle est non associé et est l’angle de dilatance.

Définition du module à 50% de la rupture



II.2 L’ANALYSE NUMERIQUE DE LA SOLICITATATION PRESSIOMETRIQUE

6a 6b 6cFig. 6 : 6a : Maillage et Conditions aux limites, 6b :Simulation du forage, 6c :Chargement de la sonde

1m

5m1m

3.1

cm

6m

Dimension du massif modélisé



II.3 Principaux résultats:

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

0,12

0,14

0 50 100 150 200 250 300P-KPa

V/V

0

avec cellule de garde

(sans cellule de garde)

Calcul élastique:

Paramètres d’entré: G=2000 kPa, =0,33

EM =5320 kPa (valeur calculée)

G= 2000 kPa (valeur calculée)

Fig. 7: L’influence des cellules de garde sur les déformations volumiques (calcul élastique).

Fig. 8: Influence de , sur la courbe pressiométrique

EM

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 100 200 300 400 500 600P-kPa

V/V

0

Fig. 9: Influence de et , sur la courbe pressiométrique

EM



0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 50 100 150 200 250P-kPa

v/v0

Fig. 10: Influence de coefficient du Poisson sur la courbe pressiométrique

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35Coefficient du Poisson ()

G (

kPa

)

Fig. 11: La relation entre le module de cisaillement G, mesuré à partir des courbes, et le coefficient du Poisson .

Relation entre Pl (pression limite) et angle de dilatance avec =40°,K0=0.5

0

100

200

300

400

500

600

0 2 4 6 8 10 12-angle de dilatance

Pl-

kP

a

(solution analytique )

(solution numerique)

sinsin1sinsin1

0sin1l E

sin1

qsinsin2

2P



0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

0 100 200 300 400 500 600P-KPa

V/V

0

Sans cellules de gardeSans cellule de garde

Fig. 13: L'influence de cellules de gardes

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

0 100 200 300 400 500P-kPa

V/V

0

K0=0,35 K0=0,5K0=0,7 K0=1

14b0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

0 50 100 150 200 250 300 350P-kPa

V/V

0

K0=0,35 K0=0,5K0=0,7 K0=1

Fig. 14: Influence du coefficient de terre au repos

14a



0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

0 50 100 150 200 250 300P_kPa

V/V

0Sonde 1,L=0,7m D=62mm

Sonde 2,L=0,74m D=44mm

Fig. 15: L'influence des dimensions de la sonde sur le module pressiométrique

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

0 50 100 150 200 250 300P-kPa

V/V

0

Fig. 16:Influence de la géométrie du maillage sur la courbe pressiométrique



II.4 Modèle de sol avec écrouissage (Hardening Soil Model)

Fig. 17: Représentation du Hardening Soil Model dans le repère contrainte-déformation.

q / q - 1

q

E 2

1ε

a501 pour q < qf

sin - 1

sin 2 ) ’σ - cot c (q 3f

qa = qf / Rf

p + cot c

’σ - cot c EE

ref3

m

ref5050

Avec pref = 100 (kPa)

p + cot c

’σ - cot c EE

ref3

m

refurur



Fig. 18: Forme des surface de charge du HSM

Fig. 19: Définition du module œdométrique tangent

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 50 100 150 200 250 300P-kPa

V/V

0

Mohr- Coulomb E=5320kPa

HSM E50=6000kPa

HSM E50=5000kPa

Fig. 20: L'influence du modèle de comportement sur la déformation calculée

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

0 50 100 150 200 250 300P-kPa

V/V

0

C=3kPa

C=5kPa

Fig. 21: Modélisation du forage +



0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100P-kPa

V/V

0C=3kPa

C=5kPa

II.5 DISTRIBUTION DES CONTRAINTES PRINCIPALES DANS LE MASSIF

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0

Srr

( k

N/m

2)

Srr (kN/m2), Fin de Mlaod B , analytique

Srr (kN/m2), Fin de Mlaod A analytique

0

20

0rr Pr

rPPσ

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0

Srr

( kN/

m2)

Srr kN/m2, déformations axisymétriques à la f in de Mload A , Phi=30°, pLA


Srr kN/m2, déformations axisymétriques à la f in de Mload A, Phi=40°, Psi=5° , pLA

22a 22b



0

50

100

150

200

250

300

350

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0

Srr

( k

N/m

2)Srr kN/m2, déformations axisymétriques à la f in de Mload B , Phi=30°, pLA


Srr kN/m2, déformations axisymétriques, Phi=40°, Psi=5°, PLA

0

50

100

150

200

250

300

350

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0

Srr

( k

N/m

2)

Srr kN/m2, déformations axisymétriques ,à la f in de Mload B , Phi=30°, pLA

Srr kN/m2, déformations axisymétriques ,à la f in de Mload A , Phi=30°, pLA


22b 22c

0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0

Srr

( k

N/m

2)


Srr kN/m2, déformations axisymétriques, Phi=40°, Psi=5°, PLA

Srr kN/m2, déformations axisymétriques, à la f in de Mload A, Phi=40°, Psi=5° , pLA

0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0

Srr

( k

N/m

2)

Srr kN/m2, déformations axisymétriques ,à la f in de Mload B , Phi=30°, pLA

Srr (kN/m2), Fin de Mlaod B , analytique

Srr kN/m2, déformations ,axisymétriques, Phi=40°, Psi=5°, PLA

22d 22e



0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0

Srr

(k

N/m

2)

Srr kN/m2, déformations axisymétriques, PLA

Srr kN/m2, déformations axisymétriques, ELA

Srr kN/m2, déformations axisymétriques à la f in de Mload A

0

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90r/r0

Srr

(k

Pa)

Fin de Mlaod B, analytique

Déformations axisymétriques, ELA

22f 22gFig. 22: L'évolution des contraintes autour d'une cavité



II.6 Modélisation d’un essai pressiométrique ( SBP, PBP) Chemin du déchargement- réchargement ,Eur-ref=12000kPa

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0 10 20 30 40 50 60 70Pression (kPa)

Chemin du déchargement- réchargement ,Eur-ref=12000kPa

V/V0

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0 10 20 30 40 50 60 70Pression (kPa)

Chemin du déchargement- réchargement ,Eur-ref=12000kPaChemin du chargement-rechargement, Eur-ref=18000kPaChemin du chargement-rechargement,Eur-ref=14000kPa

V/V0



II.7 EVOLUTION DES CONTRAINTES DANS LE SOLEvolution des contraintes radiales Srr et orthoradiales Szz à un

diamètre R=0.0002755m et à une profondeur y=4,649 m

0

50

100

150

200

250

300

350

0 0,5 1 1,5 2Variation de volume ( v/v0)

Pre

ss

ion

P, S

zz &

Srr

(k

Pa)

Srr kPa,Eur-ref=14000kPa

Szz kPa,Eur-ref=14000kPa

P-kPa,sonde Eur-ref=14000kPa

Evolution des contraintes radiales et orthoradiales à un diamètre R=0.9652, et à une profondeur y= 4,7 m.

0

50

100

150

200

250

300

350

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6Variation de volume (v/v0)

Pres

sion

P, S

rr (

kPa)


P-kPa,sonde Eur-ref=14000kPa

Evolution des contraintes radiales Srr et orthoradiales Szz à un diamètre R=1.758m, et à une profondeur y= 4,656 m

0

50

100

150

200

250

300

350

0 0,5 1 1,5 2Variation de volume (v/v0)

Pres

sion

P&

Srr

(k

Pa)


P-kPa,sondeEur-ref=14000kPa

a

c

b

Evolution des contraintes radiales et orthoradiales à un diamètre R=0.9652, et à une profondeur y= 4,7 m.

24

24,5

25

25,5

26

26,5

27

27,5

28

28,5

29

29,5

0 0,5 1 1,5 2Variation de volume ( v/v0)

Pre

ss

ion

Srr

& S

zz (

kP

a)


Szz kPa,Eur-ref=14000kPa

d



II.8 CONCLUSIONS • Les résultats de simulations sont satisfaisants par comparaison avec

la théorie;• La modélisation numérique d’un forage a donné des résultats comparables aux courbes pressiométriques du point de vue qualitatif (allure de la courbe);• Une augmentation de de 5° peut entraîner une augmentation de EM de

l’ordre de 28%;

• EM augmente de 15% quand passe de 5 à 10°;• La pression limite conventionnelle « Plc » augmente de l’ordre de

11% quand augmente de 5° à 10°;• EM augmente de l’ordre de 63% quand augmente de 0.1 à 0.33;

• EM augmente de l’ordre de 80% quand K0 augmente de 0.35 à 1. Alors,

cette influence du coefficient K0 est majeure dans l’interprétation des essais

pressiométriques;• La plupart concordent avec la théorie sur l’essai pressiométrique; Cependant, une étude plus approfondie est nécessaire pour définir parfaitement la loi d’évolution de EM en fonction de tous les paramètres géomécaniques d’un

sol.



III. COMPORTEMENT DU FLUAGE D ’UN SOL ARGILEUX

Soft Soil Creep Model (SSCM)

Effet du temps sur les essais oedométriques

Courbe idéalisé de contrainte-déformation d'un essai oedométrique avec la division des incréments de déformation en deux composantes (élastique & fluage). Pour t'+tc=1

jour, on rejoint la ligne-NC de l’essai à 1 jour

τ

tτlnCσ

σlnB

σ

σlnAτ

tτlnCεεεc

'c

0p

pc'0

'

c

'cc

cec

σ

σlnB

σ

σlnAεεε0p

pc'0

'cc

ecc



Le Soft Soil Creep Model élargit ces résultats dans le plan p-q en introduisant des surfaces de charges qui "s'appuient' sur l'évolution observée en consolidation secondaire sur l'axe isotrope.

φsin3

φsin6 = M

cv

cv

K2 +1 MK -13

+ 3K2 +1

σ = pNC0

2

NC0

2NC0eq

Les paramètres du SSCM

)e1(3.2

C2κ

0

r*

3.2

Cμ α*

)e1(3.2

Cλ

0

c*



III.1 Résultats et validation du modèle de fluage, SSCM (essai oedométrique)

-0,1

-0,09

-0,08

-0,07

-0,06

-0,05

-0,04

-0,03

-0,02

-0,01

0

0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)

1

eps-1, effet de veillissement

Courbe 1 jour

Courbe 1 an

L'effet du vieillissement sur le comportement du materieu visqueux dans les conditions drainées.

-0,1

-0,09

-0,08

-0,07

-0,06

-0,05

-0,04

-0,03

-0,02

-0,01

0

0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)

1

eps-1, charge par paliers (1J, 1an)

Courbe 1 jour

Courbe 1 an

L'effet de la vitesse sur le comportement du materieu visqueux dans les conditions drainées.

-0,1

-0,09

-0,08

-0,07

-0,06

-0,05

-0,04

-0,03

-0,02

-0,01

0

0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)

1

eps-1, sig-1=100kPa, charge par paliers

Courbe 1 jour

-0,1

-0,09

-0,08

-0,07

-0,06

-0,05

-0,04

-0,03

-0,02

-0,01

0

0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)

1

eps-1, effet de veillissementeps-1, sig-1=100kPa, charge par palierseps-1, charge par paliers (1J, 1an)



-0,1

-0,09

-0,08

-0,07

-0,06

-0,05

-0,04

-0,03

-0,02

-0,01

0

0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)

1


L'effet du vieillissement sur le comportement du materieu visqueux dans les conditions non drainées

-0,1

-0,09

-0,08

-0,07

-0,06

-0,05

-0,04

-0,03

-0,02

-0,01

0

0,1 1 10 100 1000 100001 (kPa)


eps-1, charge par paliers

0,1 1,0 10,0 100,0 1,00E+03 1,00E+04-0,15

-0,12

-0,09

-0,06

-0,03

0,00

Stress (sig-1)[kN/m2]

Strain (eps-1)

Fig 4

dt=1jour

dt=100 J

L'effet du temps sur la compression unidimensionnelle



0,1 1,0 10,0 100,0 1,00E+03 1,00E+04 1,00E+05 1,00E+06-0,35

-0,30

-0,25

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

Time [day]

Displacement [m]

mu*=0.0004

mu*=0.0008

mu*=0.001

mu*=0.002

mu*=0.003

mu*=0.004

L'influence du coefficient de fluage sur le tassement



-2.53E-03-5.52E-03

-2.21E-02

-3.73E-02

-5.13E-02

-7.82E-03

-0.06

-0.05

-0.04

-0.03

-0.02

-0.01

0

0 0.001 0.002 0.003 0.004 0.005 *

h/ logt

La relation entre * (coefficient de fluage) et le tassement secondaire

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,E-01 1,E+00 1,E+01 1,E+02 1,E+03 1,E+04 1,E+05 1,E+06 1,E+07 1,E+08 1,E+09 1,E+10

Temps (jour)

K0

( co

effi

cien

t d

e te

rre

au r

epo

s)

sigxx/sigyy POP=50kPa

sigxx/sigyy OCR=2

L'évolution du K0 (coefficient de terre au repos)

en fonction du temps

Résultats et validation du modèle de fluage, SSCM (essai triaxial) Échantillon à simuler

2cm

x

y

A

A

AA

0 1

23

2cm

Charge isotrope

x

y

A

A

0 1

23

Déplacement imposé

Chargeisotrope



Essais triaxiaux non drainés à différentes vitesses de déformation Vitesse de déformation: (0,154%/min), (0,077%/min), (0,013%/min).

-0,08-0,06-0,04-0,0200

100

200

300

400

500

600

eps-1

Stress [kN/m2]

Fig 3.2.2

Q stress

Pore pressure



-600-500-400-300-200-10000

100

200

300

400

500

600

P [kN/m2]

Q [kN/m2]

Fig 3.2.1

Essai N.DR



IV VALIDATION DU MODELE SSCM .

LA PRESSION DE PRECONSOLIDATION une propriété importante de sol mou

définit la limite entre la déformation « élastique » et « plastique » sous l ’effet du chargement;

sa valeur est exprimée comme un rapport de p ’/v0

’;

elle se développe quand l ’argile ou le silt subissent la compression secondaire;

les sols qui ont subi aux pressions verticales plus grandes que la pression actuelle sont appelés surconsolidés (OCR>1);

en conclusion, le comportement de préconsolidation d'argile peut être du au poids du sol enlevé par l'érosion, au poids des glaces, à la dessiccation, ou au vieillissement par des processus tels que compression secondaire.



INFLUENCE DE CONSOLIDATION DIFFEREE

Chemins des contraintes pour le comportement visqueux d'argile (Tevenas &Leroueil, 1977).

les concepts de l’état critique en mécaniques du sol et la découverte de Bjerrum (1967) qui traite le vieillissement et les vitesses de déformations sur le comportement d'argile sont intégrés dans l ’approche de Tavenas et Leroueil (1977). Les traits essentiels sont présentés sur la figure ci contre qui décrivent l'histoire de la consolidation d'argile en termes des paramètres triaxiaux (p', q, v).



GENERATION DE CONTRAINTES INITIALES

La contraintes initiales dans un sol sont influencées par le poids de matériau et par l'histoire de ses déformations. Cet état de contrainte est normalement caractérisé par une contrainte verticale initiale v,0 qui est liée au coefficient de terre au repos K0 (h,0=K0 v,0). Dans PLAXIS les contraintes initiales peuvent être générées par K0 ou par le poids de terre ayant été exercé sur le sol .

0'yy

pOCR 0'yypPOP



ESSAIS OEDOMETRIQUES

initialisation de contraintes par K0

1. Les contraintes initialisées par K0

2. Les contraintes préexistantes des couches supérieures (v=25.3kPa) sont appliquées

3. Fluage pour 800 j, puis remise des déplacements à zéro

4. La contrainte du remblai est appliquée (v=48.3kPa)

5. l'échantillon a alors été consolidé jusqu'à ce que la surpression interstitielle restante soit de 0.001 kPa.

initialisation de contraintes par POP

1. une valeurs de POP=35 kPa, correspondant au poids propre et à la surcharge de 25.3kPa, est prise en compte.

2. phase de calcul: la charge supplémentaire de 48.3 kPa est appliquée, et l'échantillons a été consolidé jusqu'à la même dissipation (0.001 kPa).



-0,7

-0,6

-0,5

-0,4

-0,3

-0,2

-0,1

0

0,1

1,E-01 1,E+01 1,E+03 1,E+05 1,E+07 1,E+09Temps(jour)

Initialisation par K0Initialisation par POP

Tassement m)

Comparaison des tassements calculés avec PLAXIS sur un oedomètre, contraintes initialisées par K0 et par POP.



0

5

10

15

20

25

30

0 500 1000 1500 2000 2500 3000Temps (min)

Déf

orm

atio

n ax

ial %

Expérimentale, q=301,5kPa

Déformation calculée et observée. (données expérimentales de Liam Finn et Shead,

1973).

0,001

0,01

0,1

1

1 10 100 1000 10000Temps (min)

Experimental

SSCM

Vitesse de déformation (%/min)

Évolution de vitesse de déformation axiale avec le temps (données expérimentales de Liam Finn

et Shead, 1973)

IV.1 LE COMPORTEMENT EN FLUAGE NON DRAINE SUR UN SOL CONSOLIDÉ ISOTROPIQUEMENTHaney Clay (Liam Finn et Shead, 1973).

Propriétés:* = 0,14 MC = 30° we t= dry = 0 kN/m³* = 0,02 = 0° kfv = kfh = 10-5 m/day

* = 0,00688 c = 0 kPa

ur = 0,15

isot= 517,5 kPa

p=345 kPa



Haney Clay: Y. P. Vaid and R. G. Campanella 1977Propriétés:* = 0,12 MC = 31° we t= dry = 0 kN/m³

* = 0,019 = 0° kfv = kfh = 1,110-6 m/day (q =284,28 – 328,57)

* = 0,008 c = 0 kPa kfv = kfh = 210-6 m/day (q =272,95)

ur = 0,15

Pre-consolidation stress: 345 kPa

Isotropic consolidation stress: 515 kPa

0

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,1

1 10 100 1000 10000Temps (min)

Déf

orm

atio

n ax

iale

1)

4 5 61 2 3

1:q=328,6 kPa2:q=317,3 kPa3:309,0 kPa4:q=294,6 kPa5:q=284,3 kPa6:q=273,0 kPa

Prédiction du modèle

Courbes exp:2, 4, 6Déformations calculées et observées. La réponse du log temps de l’argile de Haney (Données expérimentales de Matsui et al. 1988 ; selon Vaid et Campanella. 1977).



Umeda, Osaka Clay

(Murayama, Kurihara et Sekiguchi (1970))Propriétés :

Wl=69.2% ; Wp=32.5% ; Ip=36.7%. Gs=2.64 , la contrainte de préconsolidation ’1=167 kPa.

Paramètre argile d’Osaka (courbes: 1,2,3&4)

e0 c

MC * * *

ur

w

d Kfv=Kfh

1.303 0 0kPa

36° 0°

0.125 0.03

0.00733 0.15

17.0 kN/m3 11.5 kN/m3

1*10-4 m/day

0

5

10

15

20

25

1 10 100 1000 10000 100000Temps (min)

Déf

orm

atio

n dé

viat

oire

, eps

-s% 1234

1: =195,02 kPa -2: q=225.4 - 3: q=232,3 - 4: q=254,8, Exp

Le développement de déformation du fluage en fonction du temps pour l’argile d’ Osaka (données expérimentales de Sekiguchi « 1984 » ; selon Murayama et al « 1970 »).



IV.2 SIMULATION NUMERIQUE DU COMPORTEMENT A LONG TERME D'UN REMBLAI EN TERRE (Cubzac-les-Ponts)

Coupe géotechnique de la vallée de la Dordogne au niveau de Cubzac-les-Ponts (Magnan et al, 1999)

Disposition des remblais sur le site expérimental de Cubzac-les-Ponts



Maillage et conditions aux limites

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0 500 1000 1500 2000 2500 3000

Temps(jours)

Kv diférente

Kv=5.10E-9 m/sec

ExpérimentaleTassement (cm)

Comparaison entre le tassement mesuré et calculé, influence de la variation de perméabilité des couches (calcul réalisé avec le SSM)

-100

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0 500 1000 1500 2000 2500 3000Temps (jours)

SSCM: *=0.00001Calcul 1

SSM

Exp

Tassement (cm)

Comparaison entre les tassements calculés avec le SSM, le SSCM (*=0.00001) et mesurés (Michali, 1994)



-200

-175

-150

-125

-100

-75

-50

-25

0

0 500 1000 1500 2000 2500 3000Temps(jours)

Tass

emen

t(cm

)

1

2

1: SSM2: SSCM (simulation 2) exp

Comparaison entre les tassements calculés avec les modèles SSCM et SSM de PLAXIS et les tassements observés in-situ (Michali, 1994)

-100

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

0 500 1000 1500 2000 2500 3000Temps (jours)

Tass

emen

t (cm

)

1: SSCM (simulation 1)2: Exp

2

1

Pressions interstitielles

Surpressions interstitielles observées sous le remblai B de Cubzac-les-Ponts

(Magnan et Mieussens, 1999)



Calcul°2

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1

U/ (v)

Z (

m)

Calcul°3

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1

U(v)

Z (

m)

Exp

Calcul°1

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1U/ (v)

Z (m

)

Exp

Exp

Surpressions interstitielles calculées sous le remblai B de Cubzac-les-Ponts (perméabilité variable)

10.kk ck/)ee0(0



IV.3 SITE DE SAINT-LAURENT-DES-EAUX

Coupe géologique du site sous les bâtiments réacteurs de SL3 et SL4 (Leidwanger, 1993)



Géométrie de la centrale (Leidwanger, 1993) Caractéristiques des bâtiments de St-Laurent (Leidwanger, 1993)



Sainte Laurent-des-Eaux, évolution du tassement sous BR1 et BR2

Évolution du tassement sous BR1 et de la charge (Leidwanger, 1993)

Modélisation du tassement différé de la centrale de St-Laurent

Répartition des couches et des modules pour les comportement élastique linéaire



Maillage de référence



0

50

100

150

200

250

300

1 10 100 1000Time (month)

settl

emen

t (m

m)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

Raf

t str

ess

(kPa

)

Exp

POP=500kPaOCR=4

Comparaison des tassements calculés du bâtiment réacteur en fonction du temps avec les tassements mesurés in situ (St-Laurent)



-332,0

-229,9

-280,6

-288,0

-254,0

-270,7

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

-350-300-250-200-150-100-500Contrainte horizontale h (kPa)

Co

te (

m)

OCR=4

POP=500 kPa

Évolution des contraintes horizontales avec la profondeur

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

-450-400-350-300-250-200-150-100-500

Contrainte verticale v (kPa)

Cot

e (m

)

POP=500 kPa

OCR=4

Évolution des contraintes verticales avec la profondeur



Diflupress L.D. et son système d’acquisition de données

DIFLUPRESS

Le Diflupress L.D, Dispositif de Fluage au Pressiomètre Longue Durée

Le système de chargement est gravitaire



Relation déformation-pente de fluage pour Nogent et St-Laurent (Leidwanger, 1993).

Visualisation du maillage et des conditions aux limites en déplacement



Relation pression appliqué- ln-2.46

-2.94

-3.78

-5.71-6

-5.5

-5

-4.5

-4

-3.5

-3

-2.5

-2

0 100 200 300 400 500 600 700Pression appliqu ée (kPa )

ln

Relation : (pente de fluage)-Pression appliquée

0.0033

0.0229

0.0528

0.0853

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0.08

0.09

0.1

0 100 200 300 400 500 600 700

Pression appliqu ée(kPa )

Relation w/Hc-

0

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.006

0.007

0.008

0.009

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1Pente de fluage ( )

Expérimentale

W/Hc

Leidwanger (1993)

Corrélations entre :la déformation verticale différée et , la pression appliquée et ln, et la pression appliquée



La corrélation entre et *

-0,01

-0,008

-0,006

-0,004

-0,002

0

0,002

0,004

0,006

0,008

0,01

1 10 100 1000 10000 100000Temps (minute)

1/2(

V/V

0)A

A, mu*=0,00443B, mu*=0,00332C, mu*=0,0026

B

C

0

0,0005

0,001

0,0015

0,002

0,0025

0,003

0,0035

0,004

0,0045

0,005

0 0,0005 0,001 0,0015 0,002 0,0025 ( pente calculé depuis le Diflupress)

*

Corrélation entre la pente du fluage et la surcharge POP (Pre-Overburden Pressure)

0

0,001

0,002

0,003

0,004

0,005

0,006

0,007

0,008

0,009

0,01

0 50 100 150 200 250POP (kPa)

0

0,005

0,01

0,015

0,02

0,025

0,03

0 100 200 300 400 500(p-p0) kPa

Réalité

POP=20,65kPa

POP=22 kPa

POP= 50 kPa (Paliers indépendants)

POP= 50 kPa



I.V EXPLOITATION DES RESULTATS DU SITE DU FLUMET

Vue en plan du barrage du Flumet (d’après la REAL, 1974)



Géologie du site du Flumet



Vue schématique de l'ouvrage



Simulation numérique du comportement du Barrage

Connectivities

Visualisation des couches et du remblai



La mise en charge de l'eau



-500

0

500

1000

1500

2000

10 100 1000 10000Temps (jours)

Uy [mm]-cal (POP)

in-situ

Tassement (mm)

-500

0

500

1000

1500

2000

10 100 1000 10000Temps (jours)

Uy [mm]-cal (OCR)

in-situ

Tassement (mm)

-500

0

500

1000

1500

2000

10 100 1000 10000Temps (jours)

Uy [mm]-cal (consol)

in-situ

Tassement (mm)

-500

0

500

1000

1500

2000

10 100 1000 10000Temps (jours)

Uy [mm]-cal (consol, Kf vriable)

in-situ

Tassement (mm)



Exploitation des résultats des essais au Diflupress L.D

ln(Simulation) = 0,495(p-p0) - 4,855

ln (exp) = 0,592(p-p0) - 5,032

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

0 1 2 3 4(p-p0)/pref

ln

Beta (exp)

Simulation



V. CONCLUSIONS

I: Les essais triaxiaux non drainés ont permis la validations du SSCM;

II: Le SSCM est capable de simuler le comportement visqueux;

III: Le SSCM a fourni des résultats encourageants;

IV: Les sites expérimentaux testés fournissent des données utilisables pour la validation du SSCM;

V: La prise en compte des variations de perméabilité peut améliorer la prévision du comportement;

VI: Les tassements sont considérables lors de la consolidation;

VII: L’ordre du grandeur des tassements différés est en bon accord avec la réalité;

VIII: Un bon jeu des paramètres permet de reproduire les comportements essentiels sans le recours à des lois complexes;

IX: La corrélation expérimentale entre la pente et la contrainte appliquée est en accord avec nos simulations.



VI: PERSPECTIVES

I: Une étude comparative avec d’autres codes d’éléments finis pourrait être utile;

II: Étudier des sols fortement surconsolidés (argiles raides et roches tendres);

III: Il conviendrait d’explorer la notion de pente de fluage , de même que l’effet des pressions interstitielles.

IV: Étudier comment évoluent les déformations différées en fonctions du temps, à l’aide d’essais homogènes.

ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES 23 octobre 2001Mohammad AL HUSEIN1...

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