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ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES

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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., 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

2 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 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

3 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) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

4 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 ? 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

5 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. 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. Mesri et Godlewski, 1977 et Mesri, 1987 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

6 Fig. 2: Courbe typique d'un essai de consolidation à l'oedomètre
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

7 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, ..., jours (fig. 3). Fig. 3 : Effet du temps sur la relation contrainte indice des vides en compression unidimensionnelle 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

8 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". 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

9 Fig. 4 : Trois étapes possible du fluage
I.3.1 Essai de fluage déviatoire (Flavigny, 1987 ; Hicher, 1985 ; Bishop et Lovenbury, 1969 ; Leroueil, 1977). observé pour des niveaux de contraintes proches de la contrainte de rupture présent rarement observé Fig. 4 : Trois étapes possible du fluage 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

10 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. 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

11 Fig. 5 : Courbe pressiométrique et courbe de fluage
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

12 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 Ce 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) ; 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

13 II MODELISATION DE L'ESSAI PRESSIOMETRIQUE
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 n. Les paramètres classiques de la géotechnique: C et f. Enfin, ce modèle est non associé et  est l’angle de dilatance. Définition du module à 50% de la rupture 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

14 II.2 L’ANALYSE NUMERIQUE DE LA SOLICITATATION PRESSIOMETRIQUE
Dimension du massif modélisé 6a 6b 6c Fig. 6 : 6a : Maillage et Conditions aux limites, 6b :Simulation du forage, 6c :Chargement de la sonde 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

15 Fig. 8: Influence de , sur la courbe pressiométrique
II.3 Principaux résultats: Fig. 7: L’influence des cellules de garde sur les déformations volumiques (calcul élastique). Fig. 8: Influence de , sur la courbe pressiométrique EM Calcul élastique: Paramètres d’entré: G=2000 kPa, =0,33 EM =5320 kPa (valeur calculée) G= 2000 kPa (valeur calculée) EM Fig. 9: Influence de et , sur la courbe pressiométrique 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

16 Fig. 11: La relation entre le module de cisaillement G, mesuré à partir des courbes, et le coefficient du Poisson . Fig. 10: Influence de coefficient du Poisson sur la courbe pressiométrique 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

17 Fig. 13: L'influence de cellules de gardes
14b Fig. 14: Influence du coefficient de terre au repos 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

18 Fig. 16:Influence de la géométrie du maillage sur la courbe pressiométrique
Fig. 15: L'influence des dimensions de la sonde sur le module pressiométrique 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

19 II.4 Modèle de sol avec écrouissage (Hardening Soil Model)
Fig. 17: Représentation du Hardening Soil Model dans le repère contrainte-déformation. pour q < qf Avec pref = 100 (kPa) qa = qf / Rf 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

20 Fig. 21: Modélisation du forage
Fig. 18: Forme des surface de charge du HSM Fig. 19: Définition du module œdométrique tangent + Fig. 20: L'influence du modèle de comportement sur la déformation calculée Fig. 21: Modélisation du forage 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

21 II.5 DISTRIBUTION DES CONTRAINTES PRINCIPALES DANS LE MASSIF
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

22 22b 22c 22d 22e 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

23 Fig. 22: L'évolution des contraintes autour d'une cavité
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

24 II.6 Modélisation d’un essai pressiométrique ( SBP, PBP)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

25 II.7 EVOLUTION DES CONTRAINTES DANS LE SOL
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

26 EM augmente de 15% quand  passe de 5 à 10°;
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. 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

27 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 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

28 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. Les paramètres du SSCM 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

29 III.1 Résultats et validation du modèle de fluage, SSCM (essai oedométrique)
L'effet du vieillissement sur le comportement du materieu visqueux dans les conditions drainées. L'effet de la vitesse sur le comportement du materieu visqueux dans les conditions drainées. 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

30 L'effet du temps sur la compression unidimensionnelle
L'effet du vieillissement sur le comportement du materieu visqueux dans les conditions non drainées L'effet du temps sur la compression unidimensionnelle 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

31 L'influence du coefficient de fluage sur le tassement
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

32 L'évolution du K0 (coefficient de terre au repos) en fonction du temps
La relation entre * (coefficient de fluage) et le tassement secondaire L'évolution du K0 (coefficient de terre au repos) en fonction du temps Résultats et validation du modèle de fluage, SSCM (essai triaxial) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

33 Essais triaxiaux non drainés à différentes vitesses de déformation
Vitesse de déformation: (0,154%/min), (0,077%/min), (0,013%/min). 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

34 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

35 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. 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

36 INFLUENCE DE CONSOLIDATION DIFFEREE
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).   Chemins des contraintes pour le comportement visqueux d'argile (Tevenas &Leroueil, 1977). 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

37 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 . 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

38 initialisation de contraintes par K0
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 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). 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

39 Comparaison des tassements calculés avec PLAXIS sur un oedomètre, contraintes initialisées par K0 et par POP. 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

40 IV.1 LE COMPORTEMENT EN FLUAGE NON DRAINE SUR UN SOL CONSOLIDÉ ISOTROPIQUEMENT
Haney 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, c = 0 kPa ur = 0,15 isot= 517,5 kPa p=345 kPa Déformation calculée et observée. (données expérimentales de Liam Finn et Shead, 1973). Évolution de vitesse de déformation axiale avec le temps (données expérimentales de Liam Finn et Shead, 1973) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

41 Haney Clay: Y. P. Vaid and R. G. Campanella 1977
Propriétés: * = 0,12 MC = 31° we t= dry = 0 kN/m³ * = 0,019  = 0° kfv = kfh = 1,110-6 m/day (q =284,28 – 328,57) * = 0,008 c = 0 kPa kfv = kfh = 210-6 m/day (q =272,95) ur = 0,15 Pre-consolidation stress: 345 kPa Isotropic consolidation stress: 515 kPa Déformations 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). 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

42 (Murayama, Kurihara et Sekiguchi (1970))
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. 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 »). 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

43 Disposition des remblais sur le site expérimental de Cubzac-les-Ponts
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 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

44 Maillage et conditions aux limites
Comparaison entre le tassement mesuré et calculé, influence de la variation de perméabilité des couches (calcul réalisé avec le SSM) Comparaison entre les tassements calculés avec le SSM, le SSCM (*= ) et mesurés (Michali, 1994) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

45 Pressions interstitielles
Comparaison entre les tassements calculés avec les modèles SSCM et SSM de PLAXIS et les tassements observés in-situ (Michali, 1994) Pressions interstitielles Surpressions interstitielles observées sous le remblai B de Cubzac-les-Ponts (Magnan et Mieussens, 1999) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

46 Surpressions interstitielles calculées sous le remblai B de Cubzac-les-Ponts (perméabilité variable)
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

47 IV.3 SITE DE SAINT-LAURENT-DES-EAUX
Coupe géologique du site sous les bâtiments réacteurs de SL3 et SL4 (Leidwanger, 1993) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

48 Caractéristiques des bâtiments de St-Laurent (Leidwanger, 1993)
Géométrie de la centrale (Leidwanger, 1993) Caractéristiques des bâtiments de St-Laurent (Leidwanger, 1993) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

49 Modélisation du tassement différé de la centrale de St-Laurent
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 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

50 Maillage de référence 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

51 Comparaison des tassements calculés du bâtiment réacteur en fonction du temps avec les tassements mesurés in situ (St-Laurent) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

52 Évolution des contraintes horizontales avec la profondeur
Évolution des contraintes verticales avec la profondeur 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

53 Diflupress L.D. et son système d’acquisition de données
Le Diflupress L.D, Dispositif de Fluage au Pressiomètre Longue Durée Le système de chargement est gravitaire Diflupress L.D. et son système d’acquisition de données 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

54 Visualisation du maillage et des conditions aux limites en déplacement
Relation déformation-pente de fluage pour Nogent et St-Laurent (Leidwanger, 1993). Visualisation du maillage et des conditions aux limites en déplacement 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

55 Corrélations entre :la déformation verticale différée et , la pression appliquée et ln,  et la pression appliquée 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

56 La corrélation entre  et *
Corrélation entre la pente du fluage  et la surcharge POP (Pre-Overburden Pressure) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

57 Vue en plan du barrage du Flumet (d’après la REAL, 1974)
I.V EXPLOITATION DES RESULTATS DU SITE DU FLUMET Vue en plan du barrage du Flumet (d’après la REAL, 1974) 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

58 Géologie du site du Flumet
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

59 Vue schématique de l'ouvrage
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

60 Visualisation des couches et du remblai
Simulation numérique du comportement du Barrage Visualisation des couches et du remblai 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

61 La mise en charge de l'eau
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

62 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

63 Exploitation des résultats des essais au Diflupress L.D
23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

64 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. 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN

65 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. 23 octobre 2001 Mohammad AL HUSEIN


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