/ er ie. co m Clément Desodt Philippe Reiffsteck Géotechnique ttp s:/ /w ww .gc alg Exercices et problèmes corrigés de mécanique des sols, avec rappels de cours er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ alg Pour plus de documents appuyez ci-dessous www.GCAlgerie.com © Dunod, 2015 5 rue Laromiguière, 75005 Paris www.dunod.com ISBN 978-2-10-072896-1 ttp s:/ /w ww .gc Illustration de couverture : Road Damaged by Landslide © Yali Shi - Fotolia https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Table des matières CHAPITRE 1 • IDENTIFICATION DES SOLS 1.1 Description d’un sol 1.2 Classification des sols 1 5 EXERCICES 7 alg SOLUTIONS 12 CHAPITRE 2 • HYDRAULIQUE DES SOLS Écoulements en un milieu granulaire 21 2.2 Hydraulique des puits 24 .gc 2.1 EXERCICES SOLUTIONS 30 38 CHAPITRE 3 • ÉTATS DE CONTRAINTE DANS LES SOLS Contraintes totales et effectives 51 3.2 Influence du chargement 56 EXERCICES SOLUTIONS ww 3.1 58 65 s:/ /w CHAPITRE 4 • RÉSISTANCE AU CISAILLEMENT 4.1 Élastoplasticité 77 4.2 Essais de laboratoire 83 4.3 Essais in situ 87 EXERCICES 93 SOLUTIONS 101 CHAPITRE 5 • TASSEMENTS Consolidation 117 5.2 Compressibilité 122 ttp 5.1 EXERCICES 126 SOLUTIONS 133 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ Géotechnique CHAPITRE 6 • SOUTÈNEMENT 6.1 Types d’ouvrages de soutènement 6.2 États limites 6.3 Murs-poids 6.4 Rideaux er ie. co m VI 151 152 155 157 EXERCICES SOLUTIONS 160 165 CHAPITRE 7 • PENTE ET TALUS 7.1 Mouvements de terrains 7.2 Calcul de stabilité CHAPITRE 8 • FONDATIONS Technologie de fondations 8.2 Méthodes de calcul ANNEXES .gc 8.1 alg 174 EXERCICES SOLUTIONS EXERCICES SOLUTIONS 173 178 183 196 198 215 225 Distribution de contraintes dans un massif - abaques 239 B. Coefficient de consolidation 241 C. Coefficient de poussée/butée 243 245 s:/ /w INDEX ww A. ttp Pour plus de documents appuyez ci-dessous www.GCAlgerie.com https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ .gc alg Avant-propos L’étude des sols est un point-clé des projets de construction. Les travaux associés présentent un coût important, et les risques engendrés en cas de problèmes peuvent être conséquents. ww La mécanique des sols est une science complexe nécessitant de bonnes connaissances théoriques et pratiques. La diversité des situations, des phénomènes, et la variabilité des paramètres peuvent effrayer l’étudiant. L’acquisition de méthodes de raisonnement dans la résolution d’exercices appliqués confèrera une efficacité et une adaptabilité face aux problématiques rencontrées. s:/ /w Ce livre d’exercices corrigés s’adresse aux étudiants préparant leur BTS, DUT, licence, master et diplôme d’ingénieur. Il est adapté à la préparation des concours d’entrée en école d’ingénieurs, et des concours de recrutement des professeurs (agrégation, CAPET, etc.). Trois niveaux de difficultés sont proposés : ttp : socle de connaissances. : connaissances approfondies (à partir de bac+2). : connaissances avancées (master, cycle avancé d’école d’ingénieurs, CAPET, agrégation). À chaque début de chapitre, des rappels de cours permettront d’avoir une synthèse des différentes méthodologies, des notations et des conventions utilisées. Ces rappels se limitent à l’essentiel et il est conseillé de se munir de ses cours et éventuellement d’un ouvrage de référence adapté au niveau d’étude. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ Géotechnique er ie. co m VIII Les résolutions omettent volontairement des cas particuliers et certaines étapes normatives parfois lourdes afin de se focaliser sur la démarche et les méthodes de calcul. Néanmoins, les exercices ont été traités dans le cadre de l’Eurocode 7 et des normes d’application en vigueur. Le chapitre Identification des sols est essentiel pour définir les caractéristiques de base d’un sol. Les exercices visent à familiariser l’étudiant avec ces nombreux paramètres, et à comprendre leurs intérêts dans des applications concrètes. alg Le chapitre Hydraulique des sols traite de cas concrets en lien avec les mouvements d’eau dans les aquifères, tels que l’exploitation d’un réseau d’écoulement, l’évaluation d’un débit de pompage ou d’un rabattement de nappe. Le chapitre États de contrainte dans les sols présente des exercices permettant de déterminer en tout point d’un massif, et en fonction des charges appliquées, la distribution des contraintes totales et effectives. .gc Le chapitre Résistance au cisaillement s’intéresse aux problèmes de rupture des sols, essentiels pour aborder l’étude du comportement des ouvrages. De nombreux exercices exploitent des résultats d’essais in situ et de laboratoire. ww Le chapitre Tassements permettra à l’étudiant d’estimer, par différentes méthodes, les valeurs des tassements, globaux ou différentiels, en fonction du temps. Les derniers chapitres Soutènement, Pente et talus et Fondations présentent de nombreux problèmes en lien avec l’interaction sol/structure. Les calculs de résistance des matériaux structuraux ne seront pas traités. ttp s:/ /w Des exercices supplémentaires sont également téléchargeables sur : www.dunod.com/contenus-complementaires/9782100720477 https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Chapitre 1 .gc alg Identification des sols 1.1 DESCRIPTION D’UN SOL 1.1.1. Un milieu triphasique ww Un sol est défini par trois phases : gazeuse, liquide et solide (cf. figure 1.1). À partir des proportions volumiques et pondérales, on définit des paramètres géométriques et hydriques tels que : Vv V s:/ /w • Porosité : n = • Degré de saturation : Sr = • Indice des vides : e = Vw Vv Vv Vs Ww Ws emax − e • Indice de compacité : Id = emax − emin ttp • Teneur en eau (pondérale) : w = Avec emax indice des vides correspondant au sol dans son état le plus lâche, et emin dans son état le plus dense. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols er ie. co m 2 § ww .gc alg Ȗ Ȗ Ȗ s:/ /w F IGURE 1.1 Description d’un sol - États de saturation Un sol est caractérisé également par différents poids volumiques : • apparent : γ = W V ttp • du squelette : γs = • sec : γd = Ws Vs Ws V • de l’eau : γw = Ww Vw https://www.GCAlgerie.com/ Description d’un sol 3 er ie. co m 1.1 / https://www.GCAlgerie.com/ • déjaugé : γ = γsat − γw D’après la figure 1.1, le poids volumique apparent γ est égal à γd pour un sol sec, à γsat pour un sol saturé, et à γh (pour « humide ») dans les autres cas. 1.1.2. Granulométrie La distribution dimensionnelle des grains des sols (granularité) peut être appréciée en laboratoire en construisant la courbe granulométrique (cf. figure 1.2). alg Cette courbe, utilisée pour les classifications des sols, représente les pourcentages de tamisats cumulés en fonction de l’ouverture des tamis. On appelle tamisat, la masse de matériau passant à travers un tamis donné, et refus la masse de matériau retenue par ce tamis. La somme des tamisats et des refus cumulés donne toujours la masse total du matériau testé. Pour les sols très fins pour lesquels le tamisage n’est pas possible, la granulométrie est déterminée par sédimentométrie. s:/ /w >0)((+?@F<(+>; 90=): ;0<(: ww !"" #$% ()*+, .gc 09)(: & ' #% F IGURE 1.2 Courbes granulométriques de six sols différents Le coefficient d’uniformité (ou de Hazen) Cu et le coefficient de courbure Cc permettent d’apprécier la forme de la courbe granulométrique (cf. figure 1.3) : Cu = D60 D10 Cc = 2 D30 D10 .D60 ttp Avec D10 , D30 et D60 , les diamètres pour lesquels les pourcentages de tamisats cumulés sont respectivement de 10 %, 30 % et 60 %. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols er ie. co m 4 " G " ! G " G " G " J G " !" G " F IGURE 1.3 Interprétation des coefficients Cu et Cc 1.1.3. Plasticité alg La consistance d’un sol fin peut être modifiée en faisant varier sa teneur en eau. Par séchage progressif, les argiles et limons passent de l’état liquide à plastique puis à l’état solide. Les limites d’Atterberg de liquidité wL et de plasticité wP , déterminées expérimentalement, permettent de séparer ces trois états. ; O L" = N " ( L" .gc ! " ! KO " " K #$% K( F IGURE 1.4 Limites d’Atterberg ww À partir de ces limites, on définit les indices de plasticité Ip et de consistance Ic : wL − wP I p = wL − wP Ic = Ip 1.1.4. Optimum Proctor s:/ /w L’essai Proctor permet de déterminer les caractéristiques de compactage d’un sol. Garantir un compactage suffisant permet, entre autres, d’assurer une bonne portance. Le poids volumique sec γd correspond au poids de squelette placé dans un certain volume. Il constitue donc un bon indicateur de la compacité. Les trois paramètres qui contrôlent la variation de poids volumique sec γd sont : • la granulométrie, • l’énergie de compactage, • la teneur en eau. ttp Pour un sol à granularité et à énergie de compactage fixées, le poids volumique sec γd atteint une valeur maximale pour une certaine valeur de teneur en eau : l’optimum Proctor wOP . Ce paramètre se détermine pour différentes énergies de compactage (cf. figure 1.5). https://www.GCAlgerie.com/ Classification des sols 5 er ie. co m 1.2 / https://www.GCAlgerie.com/ Les courbes γd = f (w) sont asymptotiques à la courbe de saturation d’équation (avec Sr = 1) : γd = Sr .γs w.γs Sr + γw Ȗ #S,UV% WG ! ! G Ȗ Ȗ Ȗ alg Ȗ #$% .gc +O +O +O +O F IGURE 1.5 Diagramme Proctor - γd = f (w) ww 1.2 CLASSIFICATION DES SOLS Les principes de classification permettent de regrouper les sols en classes présentant des compositions et des propriétés géotechniques similaires, et en fonction de leur convenance aux usages qui leur sont destinés par l’ingénierie. s:/ /w Les sols sont classés en groupes de sols en fonction de leur nature, qui correspond à leur composition uniquement, indépendamment de leur teneur en eau ou de leur compacité, en tenant compte de la granularité, de la plasticité, de la teneur en matière organique et de leur origine. 1.2.1. Classification USCS-LCPC 1 ttp Cette classification se base sur la granulométrie des trois composantes : graviers (Gr), sables (Sa) et fines (cf. tableau 1.1 et figure 1.6). On distingue les sols grenus et fins selon que le pourcentage d’éléments < 0, 08 mm est inférieur ou supérieur à 50 %. La différenciation en limon et argile est faites à partir des caractéristiques de plasticité. On utilise pour cela le diagramme de Casagrande qui permet de classer la fraction argileuse selon sa sensibilité à l’eau ou sa plasticité. 1. USCS : Unified Soil Classification System - LCPC : Laboratoire Central des Ponts et Chaussées. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols ϲϬ ) ! ! ) ϱϬ >Y " +Y ϰϬ ϯϬ >) " +) ϮϬ ϭϬ er ie. co m 6 >(V; ( ; Y " +Y >( " +( ; " + Ϭ ( L" X( #$% alg F IGURE 1.6 Diagramme de Casagrande pour la classification des sols fins Cl : argile, Si : limon, Or : sol organique - L : peu plastique, I : plastique, H : très plastique Tableau 1.1 Classification des sols grenus * k _ j $ j $ j $ j $ $ $ >" ^ _ >! _ " G 0 " G 0 >" ^ _ >! _ " G 0 " G 0 &'($$ )* 9 N J G " 9 N G " 9 N " 9 N G " ; J J G " ; J G " ; J "` ; J G "` 9X 9O 9 !9 ; X ; O ; !; .gc * k ^ #$ %ʅ ww ,0 / +,/ #$ !%ʅ 1.2.2. Autres classifications ttp s:/ /w Certains types d’études nécessitent une classification particulière. À titre d’exemple, le GTR 2 est un guide de classification des matériaux de remblais et de couches de forme d’infrastructures routières. Les sols sont classifiés en fonction de leur nature (granularité, limites d’Atterberg, valeur au bleu), de leur état (teneur en eau, optimum Proctor), et de leur comportement mécanique (valeurs Los Angeles et Micro Deval). Une autre classification basée sur les essais en place sera présentée au chapitre 4. 2. GTR : Guide des Travaux Routiers. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 er ie. co m Exercices EXERCICES Pour l’ensemble des exercices suivants, le poids volumique de l’eau est considéré connu : γw = 10 kN.m-3. Exercice 1.1. Démontrer les relations suivantes : (1) e = Solution p. 12 n γ γs w.γs n.γw (2) γd = = (3) Sr = (4) wsat = 1−n 1+w 1+e γw .e γsat − n.γw Exercice 1.2. Solution p. 12 alg (1) Trouver la relation reliant le poids volumique saturé γsat avec les poids volumiques γd , γw et γs . .gc Exercice 1.3. Solution p. 12 Un limon saturé est caractérisé par un poids volumique saturé γsat et une teneur en eau wsat . (1) Déterminer l’expression littérale de l’indice des vides e, de la porosité n et du poids volumique du squelette γs en fonction des paramètres connus. ww (2) En considérant 1 m3 de limon, déterminer les expressions des volumes respectifs d’air Va , d’eau Vw et de solide Vs . Exercice 1.4. Solution p. 13 s:/ /w (1) En sachant que γd = 17, 7 kN.m-3, w = 4 % , γs = 26, 5 kN.m-3, déterminer le poids d’eau à ajouter à 1 m3 de sol afin d’atteindre 95 % de degré de saturation. Exercice 1.5. Solution p. 13 Un échantillon de sol a un poids volumique apparent γ1 = 16, 9 kN.m-3 et de γ2 = 17, 9 kN.m-3 pour des degrés de saturation respectifs de Sr,1 = 50 % et Sr,2 = 72 %. (1) Déterminer l’indice des vides e et le poids volumique spécifique γs . ttp Exercice 1.6. Solution p. 14 Deux échantillons de sable fin ont été prélevés, l’un sous le niveau de la nappe phréatique (Échantillon 1), l’autre au-dessus (Échantillon 2). Le tableau 1.2 présente les mesures effectuées. (1) Déduire pour chaque échantillon le poids volumique apparent γ, le poids volumique sec γd et la teneur en eau w. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols er ie. co m 8 Tableau 1.2 Mesures des poids et de volume sur sable fin :;$$ :;$$" 9 9 ' 0$< =" ' : " 0$<= ww 0$<= .gc : " alg Un essai au pycnomètre a été réalisé afin de déterminer le poids volumique des particules solides γs (voir figure 1.7). On suppose que ce poids volumique est le même pour l’ensemble de la couche de sable fin. Les masses mesurées sont : M1 = 1200, 1 g, M2 = 55, 1 g et M3 = 1234, 9 g. F IGURE 1.7 Pesées au pycnomètre M1 : masse du pycnomètre rempli d’eau jusqu’au repère. M2 : masse du matériau sec. M3 : masse du pycnomètre rempli d’eau jusqu’au repère et le matériau sec s:/ /w (2) Exprimer la masse volumique des particules solides ρs en fonction de M1 , M2 , M3 et ρw . (3) Déterminer γs et en déduire l’indice des vides e et le degré de saturation Sr des échantillons 1 et 2. Exercice 1.7. Solution p. 14 ttp Soit un matériau granulaire sableux, initialement d’indice des vides e = 0, 8. On définit par pL le pourcentage de limon sec correspondant au poids des grains secs de limon par rapport au poids total de grains secs. Puis on définit par pS le pourcentage de matériau sableux sec. Les deux matériaux ont un poids volumique spécifique γs = 26, 5 kN.m-3. (1) Déterminer le pourcentage pL à rajouter dans le matériau sableux afin d’obtenir un matériau saturé avec une teneur en eau w = 16 %. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 9 Exercice 1.8. er ie. co m Exercices Solution p. 15 &? , ( 0 ( F IGURE 1.8 Pesées de refus partiels (1) Tracer les courbes granulométriques des sols A et B à partir des pesées en figure 1.8. 09)( ()*+, s:/ /w ;0<( 90=) > ww !"" #$% .gc alg Exercice 1.9. Solution p. 16 Les courbes granulométriques de quatre sols non organiques sont tracées en figure 1.9. Les valeurs des limites d’Atterberg sont indiquées dans le tableau 1.3. & ' #% F IGURE 1.9 Courbes granulométriques de quatre sols différents Tableau 1.3 Limites d’Atterberg des quatre sols " B @ V B V ttp (1) Pour chaque sol, déterminer les pourcentages de cailloux C, gravier G, sable S, limon L, et argile A. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols er ie. co m 10 (2) Déterminer les coefficients d’uniformité Cu et de courbure Cc . Commenter. (3) Classer les quatre sols selon la classification USCS-LCPC. Exercice 1.10. Solution p. 17 Un chantier de route présente une zone où le sol A est instable et à granulométrie serrée (cf. courbe granulométrique en figure 1.10). Au lieu de remplacer le sol, ce dernier est mélangé avec un second sol B, plus grossier et à granulométrie plus étendue. 09)( , 90=) > 0 & ' #% ww .gc !"" #$% ;0<( alg ()*+, F IGURE 1.10 Courbes granulométriques des sols A et B s:/ /w (1) Tracer les solutions correspondant aux pourcentages relatifs A/B de 30/70, 40/60, 50/50, 60/40, 70/30. (2) Déterminer les pourcentages relatifs A/B respectant Cu > 10. Exercice 1.11. Solution p. 18 ttp (1) Montrer que l’indice de compacité Id peut également s’exprimer par les poids volumiques secs selon la relation : γd,max .(γd − γd,min ) Id = γd .(γd,max − γd,min ) https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 11 er ie. co m Exercices Exercice 1.12. Solution p. 18 Les côtes de Paimpol en Bretagne possèdent deux types de sable, un siliceux avec γs,1 = 27, 1 kN.m-3, emax,1 = 0, 99, emin,1 = 0, 52, et un coquillier (calcaire) avec γs,2 = 23, 5 kN.m-3, emax,2 = 0, 88 et emin,2 = 0, 61. Les indices des vides e1 et e2 sont déterminés au moyen d’un moule avec un diamètre de 10 cm et une hauteur de 10 cm. Les poids secs des sables sont respectivement de Ws,1 = 12, 1 N et Ws,2 = 10, 5 N. (1) Déterminer les indices des vides e1 et e2 . (2) Déterminer les indices de compacité Id,1 et Id,2 ainsi que les poids volumiques secs γd,1 et γd,2 . Commenter. alg Exercice 1.13. Solution p. 18 -3 Les résultats d’un essai Proctor sur un sol (γs = 27, 2 kN.m ) sont présentés dans le tableau 1.4. KBW .gc Tableau 1.4 Essai Proctor - Poids volumiques apparents et teneurs en eau \ Ȗ××KZ9[ W ww (1) Déterminer le poids volumique sec γd pour chaque mesure. (2) Tracer la courbe Proctor γd = f (w) et déterminer l’optimum Proctor wopn . Expliquer pourquoi le maximum de compacité correspond au maximum de poids volumique sec et non humide. s:/ /w (3) Quelles valeurs de poids volumiques et de teneurs en eau correspondent à 95 % de la compacité relative ? (4) Trouver une relation reliant γd avec Sr , γw , w et γs . ttp (5) Tracer les courbes γd = f (w) à partir de la relation précédemment déterminée, pour des degrés de saturation de Sr = [1 ; 0, 9 ; 0, 8 ; 0, 7 ; 0, 6]. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols er ie. co m 12 SOLUTIONS DES EXERCICES Solution 1.1. Vv Vv .V n.V n.V n (1) e = = = = = Vs Vs .V Vs V − Vv 1−n Ws Ws .W Ws Ws γ (2) γd = = = γ. = γ. = V V.W W Ws + Ww 1+w Ws Ws .Vs Vs Vs γs γd = = = γs . = γs . = V V.Vs V V s + Vv 1+e Vw Vw .Ww Ww Ww .Ws w.Ws w.Ws .Vs w.γs (3) Sr = = = = = = = Vv Vv .Ww γw .Vv γw .Vv .Ws γw .Vv γw .Vv .Vs γw .e (4) wsat Ww Vw W −Ww Vw = γw n.γw = γ − γw sat − n.γw V.W V.Vw alg Ww = = Ws ww .gc Solution 1.2. W (1) γsat = avec Sr = 1 ou encore Vv = Vw V Ww + Ws Ww .Vw Vs Vs .Ws γsat = = +γd = γw . 1 − +γd = γw . 1 − +γd V V.Vw V V.Ws γd Ainsi : γsat = γw . 1 − + γd γs Solution 1.3. (1) À partir du poids volumique apparent (ici saturé) et de la teneur en eau, on peut déterminer le poids volumique sec par la relation : γ γsat = 1+w 1 + wsat s:/ /w γd = Partons des deux relations suivantes (démontrées précédemment) : w.γs wsat .γs γs = = 1 car limon saturé et γd = γw .e γw .e 1+e wsat On peut ainsi exprimer l’indice des vides : e = γw γd − 1 Sr = ttp Puis le poids volumique du squelette : γs = γd (1 + e) La porosité se déduit ensuite de l’indice des vides : n= Vv Vv = = V Vv + V s Vv Vs Vv Vs + Vs Vs = e 1+e https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 13 er ie. co m Solutions des exercices (2) Le volume d’air Va est nul car le limon est saturé. Le volume d’eau est donc égal au volume des vides Vv = Vw . En partant des expressions de l’indice des vides et de la porosité : e= Vv Vv Vw et n = = Vs V V Le volume d’eau dans 1 m3 de limon est donc égal à 1 × n . Le volume de solide est égal à 1 × (1 − n) m3. Solution 1.4. alg (1) Notons Sr,i et Sr,f les degrés de saturation initial et final, wi et wf les teneurs en eau initiale et finale, et Ww,i et Ww,f les poids d’eau initial et final. .gc On détermine tout d’abord le degré de saturation initial à partir de l’expression : wi .γs Sr,i = γw .e γs Avec : e = −1 γd AN : e 0, 5, Sr,i 21 % ww On exprime ensuite les poids d’eau initial et final à partir de la définition du degré de saturation : Ww,i Sr,i Vw,i γ = = w = Vv n.V Ainsi : e .V 1+e s:/ /w Ww,i = γw .Sr,i . Ww,i γw e 1+e .V et Ww,f = γw .Sr,f . e .V 1+e La différence ΔWw entre ces deux poids correspond au poids d’eau à ajouter à 1 m3 de sol afin d’atteindre 95 % de saturation. AN : Ww,i 0, 70 kN, Ww,f 3, 15 kN, ΔWw = 2, 45 kN Solution 1.5. ttp (1) Partons des deux expressions classiques suivantes : γd = γs γ w.γs = et Sr = 1+e (1 + w) γw .e https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols er ie. co m 14 Ces expressions permettent d’isoler le poids volumique et la teneur en eau : γs .(1 + w) Sr .e.γw γ= et w = 1+e γs En injectant la seconde dans la première on obtient : γs . 1 + γ= Sr .e.γw γs 1+e À partir des couples de valeurs donnés (γ1 ; Sr,1 ) et (γ2 ; Sr,2 ), on résout un système à deux inconnues pour déterminer e et γs : AN : e 0, 83, γs 26, 8 kN.m-3 alg Solution 1.6. (1) Les poids volumiques apparent et sec ainsi que la teneur en eau se déterminent à partir de leurs définitions : γ= W V γd = Ws V w= Ww W − Ws = Ws Ws .gc AN : γ1 19, 2 kN.m-3, γd,1 16, 9 kN.m-3, w1 13, 6 % γ2 21, 9 kN.m-3, γd,2 18, 1 kN.m-3, w1 21, 1 % ww (2) La masse M3 est égale à la somme des masses M1 et M2 à laquelle on retire la masse d’eau déplacée Mw par la présence du matériau sec, soit : M3 = M1 + M2 − Mw = M1 + M2 − M2 ρw ρs On en déduit l’expression de la masse volumique absolue du squelette : M2 .ρw M1 + M2 − M3 s:/ /w ρs = (3) On détermine le poids volumique du squelette, l’indice des vides et le degré de saturation à partir des relations classiques suivantes : γs = ρs .g et e = Sr = γs −1 γw w.γs γw .e ttp AN : γs,1 26, 6 kN.m-3, e1 0, 57, Sr,1 0, 47, e2 0, 47, Sr,2 0, 99 On retrouve bien que l’échantillon 2, prélevé sous le niveau de la nappe, est saturé (Sr,2 1). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 15 Solution 1.7. er ie. co m Solutions des exercices (1) On relie les divers pourcentages avec le poids sec total et ceux du sable et du limon : • Ws,S = pS .Ws : poids sec de sable • Ws,L = pL .Ws : poids sec de limon alg Avec pS = 1 − pL Avant mélange, les pourcentages pondéraux de sol sont pS = 1, pL = 0, l’indice des vides initial est ei = 0, 8, la teneur en eau est inconnue. Après mélange, les pourcentages pS et pL , et l’indice des vides final ef sont inconnus. La teneur en eau est w = wsat = 16 %. On peut exprimer le volume initial Vv,i avant et après mélange : Ws,S pS .Ws .ei = .ei γs γs Ws pL .Ws = Vw + VL = w. + γw γs Après : Vv,i .gc Avant : Vv,i = Vs,i .ei = Vs,S .ei = Ainsi, en égalant les deux relations précédentes, on exprime le pourcentage pL : ei − w. γγws = 0, 21 ww pL = 1 + ei Solution 1.8. s:/ /w (1) La courbe granulométrique représente l’évolution des tamisats cumulés en fonction des diamètres des tamis. ttp En partant des données de refus partiels, les valeurs de refus cumulés sont déterminées par ordre décroissant des tailles de tamis. Puis on exprime ces refus cumulés en pourcentage. Enfin, en tamisats cumulés (tamisats cumulés = 100 - refus cumulés). Les résultats sont présentés dans le tableau 1.5. La courbe granulométrique est tracée en figure 1.11. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols er ie. co m 16 Tableau 1.5 Résultats granulométrie - Sol A et B &? ()*+, Ϭ͕ϬϬϭ ' 0 _ , B ;0<( .gc < +] ' , 0 B ' 0 90=) 0 Ϭ͕Ϭϭ Ϭ͕ϭ & ' #% ϭ ϭϬ ww !"" #$% 09 +] , ( alg +] ^ , 0 ( F IGURE 1.11 Courbes granulométriques - Sol A et B Solution 1.9. s:/ /w (1) Les pourcentages massiques se déterminent par lecture sur le graphique de la courbe granulométrique, et sont présentés en tableau 1.6. (2) Les coefficients d’uniformité Cu et de courbure Cc se déterminent par les relations suivantes, et sont présentés en tableau 1.6 : 2 D60 D30 Cu = Cc = D10 D10 .D60 ttp Tableau 1.6 Résultats : pourcentages massiques, coefficients d’uniformité et de courbure " @ , B B B B B & & &` &f \ \ https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 17 er ie. co m Solutions des exercices (3) Selon la classification LCPC-USCS : • Sol 1 : D50 < 0, 08 mm ⇒ Sol fin. Diagramme de Casagrande : Ip = 55 ⇒ Argile très plastique ClH. • Sol 2 : D50 > 0, 08 mm ⇒ Sol grenu. Plus de 50 % des éléments > 0, 08 mm ont un diamètre < 2 mm ⇒ Sable. Plus de 12 % d’éléments < 0, 08 mm et limites d’Atterberg au-dessus de la ligne A ⇒ Sable argileux clSA. • Sol 3 : D50 > 0, 08 mm ⇒ Sol grenu. Plus de 50 % des éléments > 0, 08 mm ont un diamètre > 2 mm ⇒ Gravier. Moins de 5 % d’éléments < 0, 08 mm et Cc < 1 ⇒ Grave propre mal graduée GrP . alg • Sol 4 : D50 > 0, 08 mm ⇒ Sol grenu. Plus de 50 % des éléments > 0, 08 mm ont un diamètre > 2 mm ⇒ Gravier. Moins de 5 % d’éléments < 0, 08 mm, Cu < 4 ⇒ Grave propre mal graduée GrP . On remarque que les sols 3 et 4 ont la même dénomination alors qu’ils possèdent des caractéristiques granulométriques très différentes. Solution 1.10. 09)( ()*+, !"" #$% ;0<( 90=) > , ϳϬͬϯϬ s:/ /w ww .gc (1) Le tracé des mélanges granulaires est fait en séparant en deux la différence des tamisats cumulés des sols A et B (pour chaque diamètre de tamis). Par exemple, en prenant le diamètre 0, 02 mm et en considérant le pourcentage relatif 60/40, la différence des tamisats cumulés des sols A et B est de 78 %, qu’il faut séparer en deux parties de 0, 6 × 78 = 46, 8 % et 0, 4 × 78 = 31, 2 %. Les résultats globaux sont présentés en figure 1.12. ϲϬͬϰϬ ϱϬͬϱϬ ϰϬͬϲϬ 0 ϯϬͬϳϬ ttp & ' #% F IGURE 1.12 Courbes granulométriques en fonction des pourcentages massiques des sols A et B https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols er ie. co m 18 (2) Le mélange 40/60 possède les caractéristiques granulométriques suivantes : D10 0, 0051 mm, D60 0, 063 mm soit un coefficient d’uniformité Cu 12, 4. Ainsi les mélanges 40/60 et 30/70 (Cu = 20) respectent cette condition. Solution 1.11. (1) L’indice de compacité s’exprime généralement à partir des indices des vides : emax − e γs Id = avec e = −1 emax − emin γd Solution 1.12. .gc alg En considérant que le poids volumique du squelette ne varie pas en fonction du degré de compacité d’un mélange granulaire, l’indice de compacité s’exprime uniquement en fonction des poids volumiques secs. Attention, le poids volumique sec minimal γd,min correspond à l’indice des vides maximal emax et inversement. γs γs −1 − −1 γd,min γd γ .(γ − γd,min ) = Id = d,max d Id = γs γs γd .(γd,max − γd,min ) −1 − −1 γd,min γd,max ww (1) L’indice des vides correspond au rapport du volume de vides sur le volume de squelette : s V −W Vv V − Vs γs e= = = Ws Vs Vs γ s Le volume total est connu à partir des dimensions du moule. AN : V 785 cm3, e1 0, 76, e2 0, 76 s:/ /w (2) Les indices de compacité et les poids volumiques secs se déterminent à partir des emax − e γs relations suivantes : Id = et γd = emax − emin 1+e AN : Id,1 0, 49, γd,1 = 21, 7 kN.m-3, Id,2 0, 45, γd,2 = 19, 4 kN.m-3 À indice des vides égal, le poids volumique sec est plus important pour le sol ayant l’indice de compacité le plus faible. En effet, la densité des grains siliceux étant supérieure à celle des grains coquilliers, le sol siliceux est plus lourd, mais moins compacte. ttp Solution 1.13. (1) On relie le poids volumique sec au poids volumique apparent (ou « humide ») et γ à la teneur en eau par la relation suivante : γs = 1+w Les résultats sont présentés en tableau 1.7. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 19 er ie. co m Solutions des exercices Tableau 1.7 Résultats - Poids volumiques secs B Ȗ Ȗ Z9[\ Z9[\ Ȗ " N " gj g% gk gf g` Z9[\ alg (2) La courbe Proctor représente l’évolution du poids volumique sec en fonction de la teneur en eau. La courbe est présentée en figure 1.13. L’optimum Proctor est repéré ici pour des valeurs de : wOP = 10, 6 % et γd,OP = 18, 7 kN.m-3. .gc Le poids volumique sec permet de quantifier la proportion de matériau solide sur un volume total, tout comme la compacité. L’eau, faisant partie des « vides », fait varier la valeur du poids volumique apparent (ou « humide ») tandis qu’elle ne joue pas sur l’évaluation du poids volumique sec. En revanche, elle a un rôle primordial sur la valeur de la teneur en eau et du poids volumique sec à l’optimum Proctor. ww (3) La compacité relative correspond au rapport entre le poids volumique sec γd et le poids volumique sec à l’optimum Proctor γd,OP . Lorsque ce rapport est de 95 %, le poids volumique sec est égal à γd,95% = 18, 33 kN.m-3. Aussi, par lecture sur le graphique, les teneurs en eau correspondantes sont de : w95%,1 = 6, 6 % et w95%,1 = 13, 2 %. s:/ /w (4) L’objectif est de relier le poids volumique sec avec la teneur en eau et le degré de saturation. Pour cela, les deux relations suivantes sont utilisées : w.γs γs Sr = avec e = −1 γw .e γd L’indice des vides, dans la première relation, est remplacé par son expression Sr .γs .γw dans la seconde. On obtient ainsi : γd = Sr .γw + w.γs Les courbes Proctor sont toutes tangentes asymptotiquement à cette hyperbole équilatère, qui correspond à un sol saturé (Sr = 100 %). ttp (5) Les courbes sont représentées en figure 1.13. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 1 • Identification des sols O N " L" ! Ȗ #S,UV% alg er ie. co m 20 " " K #$% ttp s:/ /w ww .gc F IGURE 1.13 Courbe Proctor - Courbes de saturation https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Chapitre 2 .gc alg Hydraulique des sols 2.1 ÉCOULEMENTS EN UN MILIEU GRANULAIRE ww 2.1.1. Vitesse et porosité s:/ /w L’eau dans un sol est à l’état libre si les vides en sont entièrement remplis. Le milieu granulaire peut ainsi être le siège d’écoulements. Le débit q évalue la quantité d’eau passant au travers d’une section donnée en fonction du temps. &J ttp &J On définit ensuite trois vitesses d’écoulement différentes : • v : vitesse de décharge (apparente) q v= S • v : vitesse moyenne « réelle » (prise en compte de la porosité) q v = n.S • vr : vitesse réelle locale de chaque particule d’eau, suivant la trajectoire réelle de l’eau (tortuosité). F IGURE 2.1 Surface de passage apparente et réelle https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols 2.1.2. Loi de Darcy er ie. co m 22 La vitesse d’écoulement de l’eau dans un sol est fonction de la nature du sol (perméabilité) et des gradients de charge hydraulique. Dans les sols, le théorème de Bernoulli n’est plus vérifié à cause des pertes d’énergie par frottement sur les grains. La loi de Darcy permet de traduire que les écoulements conduisent à des pertes de charges : v = k.i Avec : ⎞ kx 0 0 • Tenseur de perméabilité : k = ⎝ 0 ky 0 ⎠ [m.s-1] 0 0 kz (x,y,y) Ce tenseur se réduit à un scalaire k en condition isotrope. ⎛ ⎞ ∂h/∂x • Gradient hydraulique : i = − ⎝∂h/∂y ⎠ ∂h/∂z ( x, y , y) alg ⎛ u v2 +z+ . γw 2g Le terme de vitesse étant généralement négligeable, la charge h s’écrira plus simplement : u h= + z [m] γw .gc La charge hydraulique a pour expression : h = ww 2.1.3. Mesure de perméabilité s:/ /w La perméabilité, ou conductivité hydraulique, k peut être déterminée par des essais au perméamètre à charge constante ou variable (cf. figure 2.2) : q.L • charge constante : k = H.S1 L.S2 H1 • charge variable : k = ln (t2 − t1 ).S1 H2 La formule de Hazen donne une estimation de la perméabilité pour les sables à granulométrie serrée k[cm/s] = 100.(D10 [cm])2 . Des mesures in situ peuvent également être réalisées. 2.1.4. Réseau d’écoulement ttp En régime permanent, l’équation de conservation de la masse d’eau se ramène à résoudre les expressions suivantes, en fonction de la charge : ∂2h ∂2h ∂2h + 2 + 2 =0 ∂x2 ∂y ∂z ∂2h ∂ 2h ∂2h – milieu anisotrope : kx 2 + ky 2 + kz 2 = 0 ∂x ∂y ∂z – milieu isotrope : Δh = https://www.GCAlgerie.com/ Écoulements en un milieu granulaire 23 ^ĞĐƚŝŽŶ^Ϯ , , ^ĞĐƚŝŽŶ^ϭ & Y z Y{ | Y z Y{ | Y{ } | & Y{ | ^ĞĐƚŝŽŶ^ϭ w *" " J er ie. co m 2.1 / https://www.GCAlgerie.com/ > > 0 alg 0 F IGURE 2.2 Perméamètre à charge constante et variable .gc La résolution de ces équations peut se faire analytiquement (cas simple), ou numériquement. Pour chaque résolution, les conditions limites doivent être définies. Ces dernières peuvent être de différentes natures : • Surface imperméable ou surface libre de normale n −→ condition de Neumann : ∂h/∂n = 0. ww • Surface équipotentielle −→ condition de Dirichlet : h = cte. • Surface de suintement −→ condition de Neumann : ∂h/∂n > 0. s:/ /w Les courbes d’équipotentielles (EQ) et les lignes de courant (LC) se visualisent sur un réseau d’écoulement (cf. figure 2.3). 0 < WL" ( G ! " > & : ttp F IGURE 2.3 Réseau d’écoulement et conditions limites (AB, DE : surface équipotentielle ; BC : surface libre ; AE : surface imperméable ; CD : surface de suintement) https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols 2.1.5. Gradient critique et boulance er ie. co m 24 Lorsque la projection du gradient hydraulique sur la verticale est dirigée vers le haut (écoulement ascendant), les grains sont susceptibles d’être entraînés pas l’eau, c’est le phénomène de boulance. −−→ Les forces d’écoulement ΔFe appliquées à un volume de sol ΔV s’expriment : −−→ ΔFe = i.γw .ΔV Ainsi, lorsqu’elles sont dirigées vers le haut, elles s’opposent aux forces gravitaires, et peuvent soulever les particules. Le gradient hydraulique est dit « critique » lorsque la résultante de ces forces s’annule. Il s’exprime : γ γw alg ic = .gc L’effet Renard est un phénomène d’érosion progressive d’un massif de sol ayant pour conséquence la création de manière régressive d’un conduit où l’eau s’engouffre de plus en plus facilement. 2.2 HYDRAULIQUE DES PUITS 2.2.1. Notions d’hydrogéologie ww a) Carte piézométrique s:/ /w Une carte piézométrique est une retranscription cartographique du niveau piézométrique des nappes d’eau. Sa lecture permet de connaître les niveaux et mouvements des nappes sur une zone donnée (cf. figure 2.4). Un piézomètre mesure sur site le niveau piézométrique en un point de la carte. < ttp N ' F IGURE 2.4 Carte piézométrique - Isovaleurs de charge hydraulique (ou niveau piézométrique) https://www.GCAlgerie.com/ Hydraulique des puits 25 er ie. co m 2.2 / https://www.GCAlgerie.com/ b) Nappes et aquifères Un aquifère est une formation géologique suffisamment poreuse, pouvant stocker ou libérer de l’eau en nappe. Une nappe est la partie saturée en eau du sol, qui peut s’écouler à travers sa porosité. On distinguera deux types de nappe (cf. figure 2.5) : • Nappe libre : la pression d’eau interstitielle est nulle en surface. Cette surface, dite « libre », correspond au niveau piézométrique et son niveau est variable en fonction des entrées (précipitation) ou sorties d’eau (pompage, sécheresse). ) 0L" ' alg • Nappe captive : la nappe est confinée entre deux surfaces faiblement perméables. La pression interstitielle en surface est non nulle. La surface n’est plus libre, son niveau est fixe. En revanche, son niveau piézométrique peut varier en fonction des entrées ou sorties d’eau. ) .gc > "! " J , J ww , ! N F IGURE 2.5 Nappes libre et captive s:/ /w 2.2.2. Bilan en eau d’aquifère a) Hypothèse de Dupuit ttp L’étude des mouvements d’eau d’un aquifère revient à résoudre une équation de diffusivité, exprimée en charge hydraulique, sur une zone donnée avec des conditions limites définies. La cote basse de la nappe se note zb et la cote haute de la nappe se note zu . Dans le cas d’une nappe libre, la différence zu − zb est variable en fonction du niveau piézométrique et est égale à la charge h si l’origine des z est choisie en zb (zb = 0). Dans le cas d’une nappe captive, la différence zu − zb est fixée par la hauteur de l’aquifère confiné, notée b. L’hypothèse de Dupuit traduit le fait que, lors de mouvements de nappe, la charge hydraulique varie peu en fonction de la profondeur. Ainsi, on exprime qu’en tout point d’une nappe libre ou captive : ∂h =0 ∂z https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 26 Les surfaces équipotentielles correspondent à des cylindres d’axe vertical. b) Équation de diffusivité L’équation de diffusivité, exprimée en charge hydraulique h, s’écrit : ∂ h ∂ ∂h ∂h Tx + Ty =S + Qr ∂x x ∂y ∂y ∂t Avec : • Tx et Ty : transmissivité, fonction du coefficient de perméabilité suivant x et y : zu Tx = zu kx .dz et Ty = zb ky .dz zb alg • S : coefficient d’emmagasinement, noté SY ou Sc respectivement dans le cas d’une nappe libre ou captive. • Qr : débit de recharge par unité de surface (positif en cas d’injection, négatif en cas de pompage). ww .gc Dans le cas d’un massif homogène et isotrope, cette expression se simplifie : 2 ∂h 2 • nappe libre : Δ(h) = SY . + Qr k ∂t 1 ∂h • nappe captive : Δh = Sc . + Qr T ∂t Avec T = k.b en milieu isotrope. 2.2.3. Puits de pompage s:/ /w La figure 2.6 présente la coupe d’une zone de pompage. L’écoulement est radial et le problème est considéré axisymétrique. Le rabattement, noté s(r, t), correspond à la différence entre le niveau piézométrique initial h(r, 0) = H et le niveau piézométrique actuel h(r, t) : s(r, t) = H − h(r, t) Le rayon d’action R correspond à la distance à partir de laquelle le pompage n’a plus d’effet sur le niveau piézométrique. Ce rayon est évalué à partir de mesures piézométriques√in situ ou à partir de formules empiriques (formule de Sichardt : R = 3000.sw . kx ). ttp a) Régime permanent En régime permanent, le débit de pompage q dans le puits s’exprime de la manière suivante : πk(H 2 − h2w ) • nappe libre : q = ln rRw https://www.GCAlgerie.com/ Hydraulique des puits 27 O" K &J K {| Y {| K J ;" ! ;" ! er ie. co m 2.2 / https://www.GCAlgerie.com/ L" L" ! " WL" • nappe captive : q = 2πT (H − hw ) ln rRw alg F IGURE 2.6 Pompage de nappe libre (à gauche) et captive (à droite) - Notations ww .gc La charge hydraulique h(r, t) a pour expression : q R 2 • nappe libre : h(r) = H − ln πk r q R • nappe captive : h(r) = H − ln 2πT r ttp J {| #% s:/ /w Dans le cas d’une nappe captive, en représentant sur un graphique semi-log le rabattement s(r) en fonction du rayon r (cf. figure 2.7), la pente obtenue, notée αp , peut être reliée à la transmissivité T : q R 0, 366.q R 0, 366.q s(r) = ln = log et T = 2πT rw T rw αp K Į K #% F IGURE 2.7 Évolution du rabattement en fonction du rayon en régime permanent https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols b) Régime transitoire er ie. co m 28 Dans le cas de nappe captive, le rabattement s(r, t) se détermine à partir de la solution de Theis et du changement de variable suivant : q s(r, t) = W (u) 4πT S.r 2 S.r 2 S.r 2 t= dt = − du 4T.t 4T.u 4T.u2 Avec W (u) fonction de Theis (cf. figure 2.8). Avec : u = alg .gc ! X{"| F" ww F IGURE 2.8 Fonction de Theis s:/ /w Selon des hypothèses sur les valeurs de r et t, l’approximation de Cooper-Jacob permet également de déterminer le rabattement s(r, t) : S.r 2 0, 183.q 2, 25T.t ∀ t 25. ou 1/u 100 s(r, t) = log T T S.r 2 2,25T Ou encore : s(r, t) = 0,183.q log t + log T S.r 2 En reportant sur un graphique semi-log l’évolution du rabattement en fonction du temps, la pente et l’ordonnée à l’origine permettent de déterminer successivement T et S (cf. figure 2.9). c) Groupe de puits ttp Si n puits sont à proximité les uns des autres, on superpose les actions des puits en écrivant que le rabattement total stot est la somme des rabattements partiels si dus à chaque puits, à condition que le rayon d’action R soit grand par rapport à la distance entre puits : n stotal = si i https://www.GCAlgerie.com/ Hydraulique des puits 29 J { | #% 0 ` > er ie. co m 2.2 / https://www.GCAlgerie.com/ #% V ! J d) Limite de réalimentation alg F IGURE 2.9 Approximation de Cooper-Jacob .gc Si l’aquifère se situe en bordure d’une réserve d’eau (bassin, lac, mer, etc.), le rayon d’action varie en fonction de la position au puits. La méthode du puits « image » permet de déterminer la valeur du rabattement dans cette configuration. On considère pour cela un puits fictif W injectant un débit q à équidistance de la limite de réalimentation avec le puits réel W , pompant un débit q (cf. figure 2.10). Le rabattement en tout point est obtenu en ajoutant les rabattements de chaque puits : ww s(r, t) = sW (r, t) + sW (r, t) s:/ /w O" X 0` O" ! X L L ( =" ! " =" " ttp F IGURE 2.10 Méthode du puits image - limite de réalimentation Ainsi par l’approximation de Cooper-Jacob, en régime transitoire : 0, 183q s(r, t) = T 2, 25T.t 2, 25T.t log − log S.r 2 S.r 2 = 0, 183.q r 2 log 2 T r https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 30 EXERCICES Exercice 2.1. Solution p. 39 Un sol est composé de plusieurs couches superposées, chacune d’épaisseur ei , et de coefficient de perméabilité isotrope ki . (1) Démontrer l’expression des perméabilités équivalentes horizontale kh et verticale kv . (2) Le milieu équivalent étant anisotrope, réaliser une transformation géométrique afin de le rendre isotrope. .gc alg Exercice 2.2. Solution p. 39 La colonne présentée en figure 2.11 est de section variable (S1 = 0, 1 m2 et S2 = 0, 05 m2), elle est remplie avec deux sols saturés de coefficients de perméabilité différents (k1 = 1.10−4 m.s-1 et k2 = 6, 2.10−4 m.s-1). Les niveaux d’eau en A et G sont maintenus et le régime permanent est atteint. < ww 0 s:/ /w > ;! ; ;! & ; ; ; ; 9 F IGURE 2.11 Colonne à deux sols (1) Déterminer la relation qui relie le débit de passage avec les paramètres géométriques et hydriques. Déterminer le débit. ttp (2) En déduire les pressions interstitielles et les charges en chaque point. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 31 er ie. co m Exercices Exercice 2.3. Solution p. 40 Un canal et une rivière contiennent de l’eau à des niveaux piézométriques différents. Entre ces deux zones, séparées d’une distance L = 80 m, une couche de sable est le siège d’un écoulement. Cette couche, de hauteur H = 8 m et de perméabilité isotrope kS = 5.10−4 m.s-1, est piégée entre deux couches d’argile quasi imperméables. Une coupe est présentée en figure 2.12. } } ; J { "| alg >0,0( )=) .gc F IGURE 2.12 Interaction canal-rivière (1) Évaluer le débit d’eau transporté du canal à la rivière dans la couche de sable, pour un mètre d’épaisseur de sol. ww Une analyse plus fine montre en réalité que le sable se divise en deux couches. La couche supérieure est composée d’un sable grossier (ks1 = 2.10−3 m.s-1 sur H1 = 5 m), la couche inférieure d’un sable fin (ks2 = 8.10−5 m.s-1 sur H2 = 3 m). s:/ /w (2) Déterminer la perméabilité équivalente keq de la couche de sable. (3) Réévaluer le débit transporté dans la couche de sable. Exercice 2.4. Solution p. 41 (1) Démontrer l’expression de la perméabilité à partir d’un essai au perméamètre à charge constante. ttp (2) Démontrer l’expression de la perméabilité à partir d’un essai au perméamètre à charge variable. Pour cette question, le régime n’est pas permanent, on fait l’hypothèse que la loi de Darcy est applicable à chaque intervalle de temps élémentaire. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 32 Exercice 2.5. Solution p. 41 Un barrage poids repose sur une formation sablo-limoneuse de coefficient de perméabilité kSL = 4, 5.10-6 m.s-1 et de poids volumique saturé γsat = 21 kN.m-3. L’ensemble repose sur un substratum rocheux imperméable. La figure 2.13 représente le réseau d’écoulement (lignes de courant LC et équipotentielles EQ). L’intervalle entre chaque équipotentielle d’une part, et le débit dans chaque tube de courant d’autre part, sont constants. alg .gc ww F IGURE 2.13 Barrage poids - Réseau d’écoulement (1) Déterminer les valeurs de charges en amont et en aval du barrage. (2) Déterminer la différence de charge δh entre chaque équipotentielle. s:/ /w (3) Isoler une maille carrée sous le barrage et en déduire le débit dans un tube de courant (pour une tranche d’un mètre de profondeur). (4) Déterminer le débit total sous le barrage. (5) Évaluer le risque de boulance à l’aval. Afin de limiter le risque de boulance, un écran vertical imperméable est ajouté en aval du barrage. La figure 2.14 représente le réseau d’écoulement correspondant. (6) Réévaluer le risque de boulance à l’aval. ttp (7) Déterminer l’évolution des pressions interstitielles u en amont et en aval de l’écran. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 33 er ie. co m Exercices Exercice 2.6. alg F IGURE 2.14 Barrage poids et écran vertical - Réseau d’écoulement Extrait de l’agrégation de Génie civil 2003 Solution p. 43 .gc On étudie la zone en figure 2.15. Les marnes sont imperméables tandis que le banc gréseux, poreux, fracturé, et saturé a une perméabilité élevée. La zone d’éboulis, également très perméable, est le siège d’un écoulement. La position de la nappe dans les éboulis est inconnue. ww " s:/ /w =$ ? =$ F IGURE 2.15 Coupe de la zone étudiée - les points noirs correspondent aux positions des prises de pression ttp Trois sondages S1, S2, S3 ont été équipés de piézomètres qui ont permis de mesurer, en régime permanent, les pressions interstitielles reportées dans le tableau 2.1. (1) Déterminer les valeurs des charges hydrauliques au point des prises de pression. (2) À partir des mesures dans la couche d’éboulis, déterminer la hauteur de la nappe, en supposant que le niveau de la nappe est parallèle à la pente. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 34 Tableau 2.1 Résultats piézomètres - Pressions interstitielles u [kPa] ""j ""f " ""` """ "" (3) À partir des mesures restantes, décrire le régime hydraulique dans la couche de grès. alg On étudie à présent le tronçon de limon séparant le grès des éboulis (cf. figure 2.16). La perméabilité de cette couche est kL = 3.10−7 m.s-1. > & .gc 0 < F IGURE 2.16 Tronçon de limon étudié. ww (4) Déterminer les valeurs des charges hydrauliques au point A, B, C et D. (5) Tracer le réseau d’écoulement, avec une différence de charge de 1 m entre chaque équipotentielle. s:/ /w (6) La hauteur de la couche de limon est HL = 1, 5 m. Déterminer le débit de passage au travers de cette couche en considérant une différence de charge moyenne. Exercice 2.7. Solution p. 46 Pour estimer la perméabilité des alluvions, on réalise un essai Lefranc. Cette essai mesure la perméabilité d’un sol au moyen d’un tube cylindrique piézométrique étanche comprenant au fond une poche (cavité) sphérique crépinée (i.e. perméable). ttp La cavité sphérique est de diamètre D = 20 cm. Le tube est de diamètre d = 8 cm (section s). On note δh la diminution de charge hydraulique créée à l’endroit de la cavité en régime permanent. (1) En supposant que la poche sphérique ait un rayon d’action bien plus grand que son propre rayon, montrer que le débit de pompage peut être exprimé par : q = −2.π.k.δh.D https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 35 er ie. co m Exercices L alg L F IGURE 2.17 Essai Lefranc - Par pompage (à gauche) ou injection (à droite) .gc (2) Le débit mesuré initialement est de q = −0, 44 l.s-1, sous une différence de charge δh = 7 m. En déduire la perméabilité et donc le type de sol correspondant. ww Une seconde phase consiste en l’arrêt du pompage. L’eau remonte dans le tube cylindrique de section s. À t = 0 l’eau dans le tube est à la distance z = z0 = −δh du niveau initial de la nappe. À t = ∞, l’eau dans le tube est à la hauteur piézométrique initiale z = 0. (3) Montrer que la remontée de l’eau dans le tube au temps t est donnée par l’expression : −2.π.k.D.t s z = z0 .e s:/ /w (4) Calculer approximativement, pour un sable moyen (kS = 1.10-4 m.s-1) et un limon (kL = 1.10-7 m.s-1), le temps nécessaire pour que la remontée de l’eau dans le tube soit telle que z/z0 = 0, 1. En déduire le domaine d’application de ce type d’essai. Exercice 2.8. Solution p. 46 Un essai de pompage est réalisé à partir d’un puits unique. Le rayon du puits est noté rw , son rabattement sw , le rayon d’action du puits R, le débit de pompage q, le coefficient de perméabilité du sol k et la charge hydraulique loin du puits h(r = R) = H. ttp (1) Démontrer l’expression du rabattement sr . Des piézomètres ont été installés autour du puits. Les données de l’essai, en régime permanent, sont présentées en tableau 2.2. (2) Déterminer approximativement le rayon d’action du puits. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 36 Tableau 2.2 Rabattements mesurés en fonction de la distance au puits w ; }; " @ ` f (3) Calculer une valeur moyenne du coefficient de perméabilité du sol k. Exercice 2.9. Solution p. 47 alg Un réservoir d’eau cylindrique repose sur un sol grossier (grave sableuse). Ce réservoir présente des pertes en eau régulières à cause d’une fuite au centre du radier (cf. figure 2.18). N .gc : " " ! F IGURE 2.18 Coupe du réservoir ww (1) D’après les résultats présentés, préciser les conditions limites sur la charge hydraulique. (2) Montrer que, selon l’hypothèse de Dupuit, la loi de Darcy peut s’exprimer : s:/ /w q = 4.π.r.k. Exercice 2.10. dh dr Solution p. 48 Un puits A est situé à une distance d = 40 m de la berge d’une rivière (cf. figure 2.19). ttp L’aquifère alluvial est constitué d’une couche de sables et graviers d’épaisseur b = 15 m. Il est surmonté par une formation limoneuse d’épaisseur b = 7, 5 m. La surface piézométrique de la nappe avant pompage est située à une profondeur de 0, 5 m, à la même cote que l’eau dans la rivière. L’aquifère est confiné et la nappe alluviale, captive. On pompe dans le puits A qui traverse la totalité de l’aquifère un débit constant q = 36 m3/h. Un puits d’observation (piézomètre) P1 est situé à une distance r = 5 m du puits A, entre le puits et la rivière (la ligne A-P1 est perpendiculaire à la berge de la rivière). Les valeurs de rabattement mesurées dans le piézomètre P1 au cours des quatre premières heures du pompage sont données dans le tableau 2.3. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 37 er ie. co m Exercices O ( G "` 0 : " ; J G alg F IGURE 2.19 Pompage en bordure de rivière - Vue en coupe Tableau 2.3 Rabattements mesurés en P1 $ ; .gc ww (1) Reporter sur un graphique semi-log les données du tableau 2.3. L’échelle des rabattements est linéaire, celle des temps est logarithmique (décimal). (2) Évaluer la transmissivité T et le coefficient d’emmagasinement S de l’aquifère. (3) Déterminer la conductivité hydraulique kh des alluvions. s:/ /w Le pompage a été poursuivi au-delà des quatre heures et jusqu’à deux jours et demi. Les rabattements mesurés dans le piézomètre P 1 sont donnés dans le tableau 2.4. Tableau 2.4 Rabattements mesurés en P1 - Suite ; ~ (4) Reporter sur le graphe semi-log les données supplémentaires. ttp (5) Nous constatons une stabilisation du rabattement à une valeur sstab = 2, 5 m. Cette stabilisation est à attribuer à une recharge de la nappe à travers le lit de la rivière. En supposant que la rivière, située à d = 55 m du puits A, est en contact parfaitement libre avec l’aquifère, calculer, par la méthode du puits image, la valeur du rabattement qui devrait être observée dans le piézomètre P1. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 38 (6) Calculer l’erreur entre cette valeur et la mesure in situ. (7) Calculer la distance corrigée dc du puits à la limite rectiligne théorique de réalimentation qui correspondrait au rabattement mesuré (en le supposant parallèle à la berge de la rivière). (8) Comparer dc à d. Comment expliquer cette différence ? SOLUTIONS DES EXERCICES Solution 2.1. alg (1) La perméabilité horizontale équivalente se détermine en considérant un écoulement parallèle aux couches, réalisant une perte de charge δh sur une longueur l. En parallèle, le débit total est égal à la somme des débits soit, pour une tranche de sol de largeur égale à 1 m, q = ni=1 qi = ni=1 ei .ki . δh l . .gc En considérant un milieu homogène équivalent, le débit dans ce milieu s’exprime : q = ( ni=1 ei ) .kh . δh l . n n En égalisant les expressions des débits : kh = ei .ki i=1 ei . i=1 En posant ww La perméabilité verticale équivalente se détermine en considérant un écoulement orthogonal aux couches, réalisant une perte de charge δh sur une longueur i e = ni=1 ei . Les débits dans chaque couche sont égaux à q = qi = l.ki . δh ei . n i=1 δhi = δh, on obtient δh = n qi .ei i=1 l.ki . s:/ /w En considérant un milieu homogène équivalent, le débit dans ce milieu s’exprime q = l.kv . nδh ei ainsi δh = l.kq v ni=1 ei . i=1 n n ei En égalisant les expressions des pertes de charge δh : kv = ei . ki i=1 i=1 (2) Pour réaliser cette transformation géométrique, deux méthodes sont possibles : • À partir de l’équation de Laplace (anisotrope) : kh . ttp Soit le changement de variable : X = ∂2h ∂2h + =0 ∂X 2 ∂Z 2 ∂ 2h ∂2h + k . = 0. v ∂x2 ∂z 2 kv /kh .x et Z = z https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 39 er ie. co m Solutions des exercices Le changement de variable revient donc à considérer un milieu dont la dimen sion horizontale est raccourcie d’un facteur kv /kh . • Le milieu anisotrope est défini par les dimensions e et l, et par le coefficient de perméabilité isotrope kiso . Le milieu isotrope est défini par les dimensions e et λl, et par les coefficients de perméabilité kh et kv . Lorsque l’écoulement est horizontal, la perte de charge est réalisée sur une δh longueur l ou λl ainsi q = e.kh . δh l = e.kiso . λl D’où kh = kiso λ alg Lorsque l’écoulement est vertical, la perte de charge est réalisée au travers δh d’une section 1 × l ou 1 × λl ainsi q = l.kv . δh e = λl.kiso . e D’où kh = λ.kiso . On en déduit ainsi le facteur λ = Solution 2.2. kv /kh . hi = ui + zi γw 0 γw + 0, 8 = 0, 8 m, hB = 0, 8 m, hF = 0 m, hG = 0 m. ww AN : hA = .gc (1) Les charges en A, B, F et G peuvent être calculées directement par la relation : La loi de Darcy peut s’appliquer sur chaque tronçon où la perméabilité et la section sont constantes ainsi q = Si .ki . δh Li LBC S1 .k1 LDE hD − hE = q. S2 .k2 s:/ /w hB − hC = q. LCD S2 .k1 LEF hE − hF = q. S1 .k2 hC − hD = q. ttp En additionnantterme à terme, on obtient la relation : LBC LCD LDE LEF hB − hF = q. + + + S1 .k1 S2 .k1 S2 .k2 S1 .k2 (hB − hF ) Ou encore : q = = 1, 66 m3.s-1 LBC LCD LDE LEF + + + S1 .k1 S2 .k1 S2 .k2 S1 .k2 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 40 (2) On détermine les charges à partir de la loi de Darcy, exprimée entre chaque tronçon : LBC LCD hC = hB − q. = 0, 42 m hD = hC − q. = 0, 11 m S1 .k1 S2 .k1 LDE hE = hD − q. = 0, 06 m S2 .k2 Enfin les pressions se déterminent à partir de la définition de la charge hydraulique u = γw .(h − z). AN : uB = 1 kPa, uC = −0, 33 kPa, uD = −2, 40 kPa, uE = −1, 89 kPa, uF = 0 kPa. alg Solution 2.3. (1) Dans le sens de la pente, en appliquant la loi de Darcy : v = ks .i = ks . En débit : q = S.ks .i = S.ks . Δh L Δh L .gc La surface de passage de l’eau est : S = 1 × H = 8 m2. La longueur L correspond à la distance totale de passage de l’eau : L = 80 m. La différence de charge correspond directement à la différence entre les niveaux piézométriques du canal et de la rivière Δh = 37 m. ww AN : q = 1, 85.10−3 m3.s-1 (2) La perméabilité équivalente du sable se détermine à partir du modèle de couche en parallèle : n ki .Hi = ks,eq = i=1 1 . (ks1 .H1 + ks2 .H2 ) H s:/ /w ks,eq 1 = H AN : ks,eq = 1, 28.10−3 m.s-1 ttp (3) Le débit se calcule comme précédemment, avec la perméabilité équivalente : Δh q = S.ks,eq . = 4, 74.10−3 m3.s-1 L https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 41 er ie. co m Solutions des exercices Solution 2.4. (1) Avec un perméamètre à charge constante, la perméabilité k se détermine à partir de la loi de Darcy exprimée aux bornes de l’échantillon. (hB − hC ) q = S1 .k.i = S1 .k. L q.L Soit encore : k = S1 .(hB − hC ) (zA − zB ).γw (zD − zC ).γw avec hB = + zB et hC = + zC γw γw hB − hC = zA − zD = H q.L S1 .H alg Soit enfin k = .gc (2) Avec un perméamètre à charge variable, la charge en A varie de h1 à h2 pour des temps respectifs t1 et t2 . Le niveau z = 0 étant à hauteur de C, la charge en A, à un temps t, est égale à la hauteur H(t). La différence de charge entre B et C est, comme pour le perméamètre à charge constante, égale à la différence de niveau d’eau entrée/sortie hB − hC = zA − zD = H(t) ww En considérant un intervalle de temps élémentaire, la différence de charge varie de H(t) à H(t + dt). Durant cet intervalle de temps, le volume d’eau V1 correspondant à la diminution du niveau d’eau dH en A, est égale au volume d’eau V2 qui traverse l’échantillon (V1 = V2 ). V1 = −S2 .dH (dH est négatif) V2 = q.dt = S1 .k.i.dt = S1 .k. H(t) L .dt 1 1 dH = S1 .k. .dt H(t) L s:/ /w −S2 . −S2 . H2 H1 H1 S2 .L. ln t2 1 1 H2 dH = S1 .k. . dt ⇒ k = H(t) L t1 S1 .(t2 − t1 ) Solution 2.5. ui + zi γw 2.γw = +0 = 2m γw ttp (1) La charge se détermine par l’expression : hi = AN : hamont = 20.γw + 0 = 20 m et haval γw https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 42 (2) Le nombre d’équipotentielles est de nEQ = 22 (en n’oubliant pas les équipotentielles en amont et aval qui correspondent aux interfaces sol/eau). Le nombre d’intervalles est donc de nEQ − 1 = 21. Ainsi, la différence de charge δh est hamont − haval égale à δh = = 0, 86 m nEQ − 1 (3) Une maille est présentée sur la figure 2.20. La dimension a correspond à la largeur du tube de courant considéré, la dimension b correspond à la longueur pour laquelle la charge évolue d’un intervalle de charge δh. Les mailles étant globalement carrées, l’approximation a = b est faite. alg ď Ă .gc F IGURE 2.20 Maille de réseau d’écoulement ww La loi de Darcy s’applique sur la maille pour déterminer l’expression du débit dans un tube de courant qT C : δh qT C = S.kSL .i = (a × 1).kSL . = qT C = 3, 86.10-6 m3.s-1 b (4) L’expression précédente reste correcte si les tubes de courant sont tous à mailles carrées. Le nombre de tubes de courant est nT C = nLC − 1 = 10 m. Les tubes de courant sont disposés en parallèle, aussi le débit total est égale à la somme des TC débits dans chaque tube de courant soit q = ni=1 qT C = 3, 86.10-5 m3.s-1. s:/ /w (5) Le risque de boulance survient si l’écoulement est ascendant et que la valeur du gradient est supérieure à celle du gradient critique : ic = γγw = 1, 1. En considérant la ligne de courant ascendante au bord droit du barrage, le gradient hydraulique est évalué à : i1 = 2.δh 1 = 1, 7 > ic . ttp Il y a donc un fort risque de boulance. (6) La seconde conception présente des gradients plus faibles. Attention les différences de charge entre chaque équipotentielle sont différentes : δh = hamont − haval = δh = 0, 72 m nEQ − 1 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 43 er ie. co m Solutions des exercices alg F IGURE 2.21 Positions des points de calculs des pressions Tableau 2.5 Réseau d’écoulement - Pressions interstitielles u [kPa] @ ` f k " V V V V V V V V Z % j " @ ` .gc ; ; V V V V V V V V Z ww En considérant à nouveau la ligne de courant ascendante au bord du barrage, le δh gradient hydraulique est évalué à : i2 = = 0, 36 > ic 2 s:/ /w (7) Les pressions s’évaluent à partir de la définition de la charge : ui hi = + zi et ui = γw .(hi − zi ) γw Les valeurs de charges et de hauteurs se repèrent graphiquement grâce aux équipotentielles. Le tableau 2.5 résume les résultats obtenus graphiquement sur 14 points repérables en figure 2.21. Solution 2.6. ttp (1) À partir des mesures de pressions et des altitudes, les charges se déterminent ui aisément par la relation hi = + zi . γw L’origine des altitudes est fixée à la cote 220. Les résultats sont présentés en tableau 2.6. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols ""j ""f " ""` er ie. co m 44 """ "" Tableau 2.6 Résultats - Charges h [m] ww .gc alg (2) Le niveau de la nappe dans les éboulis est parallèle à la pente, cela signifie que les équipotentielles sont perpendiculaires à la pente (sauf près de la couche de limon, semi-perméable). La figure 2.22 représente trois équipotentielles connues, celles passant par les points de prise de pression. F IGURE 2.22 Équipotentielles dans les éboulis s:/ /w La charge étant par définition identique en tout point d’une équipotentielle, on peut exprimer la relation entre la charge en surface libre de nappe et celle au niveau d’une prise de pression. Notons N1, N2 et N3, les points en surface libre au niveau des trois équipotentielles. hN 1 = 10, 8 m, hN 2 = 8, 7 m, hN 3 = 6, 8 m ttp En posant que uN 1 = uN 2 = uN 3 = 0 kPa, on détermine les altitudes de N1, N2 et N3. zN 1 = hN 1 = 10, 8 m (cote 240, 8) zN 2 = hN 2 = 8, 7 m (cote 228, 7) zN 3 = hN 3 = 6, 8 m (cote 226, 8) La figure 2.23 représente la hauteur réelle de la nappe. Graphiquement on détermine la hauteur inclinée de la nappe Hw = 3, 6 m. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 45 er ie. co m Solutions des exercices =$ ? =$ F IGURE 2.23 Position réelle de la nappe alg (3) Les charges dans la couche de grès sont identiques. La nappe n’est pas en mouvement, et la charge vaut en tout point h = 10 m. En revanche, elle est captive, et cela se démontre en montrant qu’en tête de la couche de grès, la nappe est sous une pression égale à ucote 226 = γw .(h − z) = 10.(10 − 6) = 40 kPa. .gc (4) Les charges en B et D sont égales à la charge dans le grès : hB = hD = 10 m. On peut évaluer approximativement les charges en A et C à partir des charges dans les éboulis. Le point C est sur la même équipotentielle que N1 : hC = 10, 8 m. Le point A est en aval par rapport aux prises de pression donc sa charge se détermine par extrapolation : hA = 5, 5 m. s:/ /w ww (5) Afin de tracer le réseau d’écoulement dans la couche de limon, il faut repérer les limites du tronçon ainsi que les valeurs de charges connues (cf. figure 2.24). Des intervalles δh = 1 m sont définis en fonction des valeurs de charge connues (cf. figure 2.25). Enfin, les équipotentielles se tracent en reliant les points de même valeurs de charge (cf. figure 2.26). F IGURE 2.24 Tronçon de limon Valeurs de charge connues ttp F IGURE 2.25 Discrétisation des valeurs de charge aux limites (6) Le débit s’obtient approximativement à partir de la loi de Darcy en considérant une charge moyenneen aval de l’écoulement : q = S.kL .i = S.kL . hA − (hB +hD ) 2 HL = 7, 75.10−6 m3.s-1 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 46 F IGURE 2.26 Équipotentielles dans la couche de limon La surface de passage est égale à S = [BD] × 1 = 15, 5 m2. Solution 2.7. .gc alg (1) La cavité étant sphérique, l’écoulement est réalisé au travers d’une surface sphérique de rayon r. Ainsi la loi de Darcy s’écrit q = S.k.i = −4.π.r 2 .k. dh dr dr Ou encore q 2 = −4.π.k.dh r R hcav +δh dr D’où en intégrant q = −4.π.k. dH D r2 hcav 2 1 2 Et donc q − + = −4.π.k.δh R D Le rayon d’action R de la poche sphérique est bien plus grand que son propre 2 rayon : R1 D . ww −q (2) D’après la formule précédente, on écrit : k = = 5.10-5 m.s-1. Le sol 2.π.D.δh est moyennement perméable, probablement sableux. s:/ /w (3) Le volume passant au travers des surfaces sphériques de diamètre r est égal au débit récupéré dans le tube à chaque intervalle de temps dt, d’où q.dt = s.dz avec dz la variation de hauteur du fluide due au débit sortant. De façon similaire à la première question, le débit à chaque intervalle de temps dt s’exprime par q = −2.π.k.D.z dz −2πkD D’où l’équation différentielle + z=0 dt s L’équation étant du premier ordre, et sans second membre, la solution est : −2.π.k.D.t s z = z0 .e ttp Solution 2.8. (1) Dans le cas d’une nappe à surface libre, le rabattement est relié au débit q à partir de la loi de Darcy par la relation q = k.i = −k.S. dh dr . Avec S la surface de passage de l’eau autour du puits. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 47 er ie. co m Solutions des exercices En considérant l’hypothèse de Dupuit (écoulement horizontal), la surface S correspond à la surface extérieure d’un cylindre de rayon variable r et de hauteur variable h(r) (en considérant l’origine z = 0 au niveau du substratum). D’où q = −k.2.π.r.h. dh dr dr Ainsi en posant q = −2.π.k.r.h.dh puis en intégrant entre r et R, on obtient r π.k.(H − h)2 q=− ln Rr q R Ou encore h(r) = H 2 − ln π.k r q R Le rabattement s’exprime donc : s(r) = H − h(r) = H − H 2 − ln π.k r alg (2) D’après les mesures dans chaque piézomètres, le rayon d’action du puits est d’environ R = 320 m. .gc (3) Le coefficient de perméabilité se détermine à partir de l’expression du rabatteq. ln Rr ment et des données de l’essai : k = π(−2.H.z + z 2 ) D’après le tableau 2.7, le coefficient de perméabilité est environ de k = 0, 04 m.s-1. Tableau 2.7 Coefficient de perméabilité " @ ` f ww Z } V s:/ /w Solution 2.9. ttp (1) Les surfaces sous le réservoir et sur le substratum sont des surfaces imperméables : ∂h ∂z = 0. Ceci est valable en tout point de la base du réservoir sauf sous son centre où la u charge hydraulique vaut : h = + z = 20 + 2 = 22 m. γw De par l’axisymétrie du problème, le segment de sol vertical sous le centre du réservoir est également à charge constante h = 22 m. En s’éloignant du réservoir suffisamment, le sol n’est pas affecté par l’écoulement du réservoir. Aussi, les variations de charges sont faibles : ∂h ∂r = 0. u Enfin en surface libre, la charge vaut : h = + z = 0 + 2 = 2 m. γw https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 2 • Hydraulique des sols er ie. co m 48 (2) Le problème est axisymétrique. En prenant l’hypothèse de Dupuit ( ∂h ∂z = 0), la charge n’est fonction que du rayon r : dh dh v = k.i = k et q = S.v = 4π.r.k. dr dr Solution 2.10. z {`| V z alg J #% (1) La courbe du rabattement en fonction du temps est présentée en figure 2.27. #% .gc F IGURE 2.27 Rabattement au cours du temps jusqu’à 4 heures ww (2) En utilisant l’approximation deCooper-Jacob : q 2, 25.T s(r, t) = ln + ln(t) 4.π.T Sc .r 2 2, 25.T.t0 q Or s(r, t0 ) = 0 ⇒ Sc = avec T = et α le coefficient directeur 2 r 4πα de la droite de rabattement. AN : t0 = 44 s, α = 0, 385, T = 2, 07.10-3 m2.s-1, Sc = 8, 28.10-3 m-1. 2, 5Sc r 2 L’hypothèse de Cooper-Jabob est vérifiée : t = 247 s. T s:/ /w (3) Le coefficient de perméabilité horizontale kh des alluvions s’exprime à partir de T la définition de la transmissivité : kh = = kh = 1, 37.10−4 m.s-1 b (4) L’ensemble de la courbe du rabattement en fonction du temps est présentée en figure 2.28. ttp (5) Le rabattement s(r=5 m) se calcule par la méthode du puits image. q r q 2.d − r . ln = . ln = 2, 34 m s(r=5 m) = 2π.T r 2π.T r (6) L’erreur est de 6 %. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 49 er ie. co m J #% Solutions des exercices #% F IGURE 2.28 Rabattement au cours du temps jusqu’à 2,5 jours alg (7) La distance dc du puits correspondant à la valeur sstab obtenue en de rabattement q 2.dc − r inversant la relation précédente : sstab = ln 2.π.T r 2.π.s .T stab r q dc = 1+e = 66, 8 m 2 Cette distance dc est supérieure à d de 20 % environ. Deux principales raisons : .gc • La partie de sol en pente au niveau de la berge n’a pas été prise en compte dans les calculs. ttp s:/ /w ww • Le colmatage du tube crépiné n’a pas été pris en compte. https://www.GCAlgerie.com/ ttp s:/ /w ww .gc alg er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Chapitre 3 .gc alg États de contrainte dans les sols 3.1 CONTRAINTES TOTALES ET EFFECTIVES 3.1.1. Le sol, un milieu continu ww La mécanique des sols considère en général le sol comme un milieu continu. Cette hypothèse s’avère fausse lors de l’étude des contraintes à l’échelle des grains puisque leur mouvement relatif constitue des discontinuités. De plus, lors de phases de rupture, l’apparition de surface de glissement amène également des discontinuités. s:/ /w a) Distribution des contraintes autour d’un point On définit l’état de contraintes en un point M d’un milieu continu par le tenseur ⎛ ⎞ σx τxy τxz = ⎝τyx σy τyz ⎠ τzx τzy σz (x,y,z) : ttp Ou encore dans la base principale des contraintes : ⎛ σI ⎝ = 0 0 0 σII 0 ⎞ 0 0 ⎠ σIII II, III) (I, Le vecteur contrainte T (M ) s’exerçant sur une facette passant par M est défini par sa normale n et l’expression : T (M ) = .n https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 3 • États de contrainte dans les sols ı W) ` W W) W) ı er ie. co m 52 ı) W W) alg F IGURE 3.1 État de contrainte en un point - représentation 3D b) Cercle de Mohr .gc En mécanique des sols, les contraintes de compression sont comptées positivement. Aussi la normale à la facette sera « rentrante » (et non « sortante » comme en MMC). ww La représentation de l’état de contrainte en un point M peut se réaliser sur le repère de Mohr (0, σ, τ ). Lorsque la facette balaie l’ensemble des orientations autour du point M, l’extrémité du vecteur contrainte T se déplace dans une zone hachurée du plan de Mohr. Cette zone est délimitée par trois cercles de diamètre (σI − σII ), (σI − σIII ) et (σII − σIII ). ߬ ߬ ttp s:/ /w ߬ = _ ı _=g$ ı ı F IGURE 3.2 Vecteur contrainte. Représentation de Mohr https://www.GCAlgerie.com/ Contraintes totales et effectives 53 er ie. co m 3.1 / https://www.GCAlgerie.com/ Dans un problème à deux dimensions, nous noterons respectivement σn et τnt les contraintes normale et tangentielle en un point d’une facette de normale n. En partant d’un repère de référence (M ,x,y ), le tenseur des contraintes s’écrit : σx τxy = τyx σy (x,y) Considérons la normale n à la facette considérée, faisant un angle θ avec l’axe des x : cos θ n = sin θ (x,y) .gc alg Dans le repère (M ,n,t), propre à chaque facette, l’expression du vecteur contrainte est : π ⎞ ⎛σ + σ σ x − σy x y + cos(2θ) + τ cos − 2θ xy σn 2 2 2 ⎠ π T (M ) = =⎝ σx − σy τnt sin(−2θ) + τxy sin − 2θ 2 2 ( n,t) ww En partant du tenseur des contraintes exprimé dans la repère des directions principales (avec σII = σIII ), les composantes du vecteur contrainte sont : ⎛σ + σ ⎞ σI − σIII I III + cos(2θ) σn 2 2 ⎠ T (M ) = =⎝ σI − σIII τnt sin(−2θ) 2 ( n,t) s:/ /w σI + σIII σI − σIII Avec d = le centre du cercle, et r = le rayon du cercle. θ cor2 2 respond à l’inclinaison entre la normale à la facette et la première direction principale. ߬ ߬ ,,, _=g$ ttp ı,,, ߬ ș ı ı = ı, _ ı ș , F IGURE 3.3 Cas bidimensionnel - représentation de Mohr. Si la facette considérée est inclinée d’un angle −θ par rapport à la première direction principale, le point correspondant dans le cercle sera situé à un angle 2θ de la contrainte σI https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m 3 • États de contrainte dans les sols 54 Pour la suite, les composantes du vecteur de contrainte totale T s’expriment simplement σ et τ . 3.1.2. Principe des contraintes effectives de Terzaghi a) Contrainte totale et pression interstitielle b) Contrainte effective alg En considérant un milieu continu saturé de manière globale, c’est-à-dire en ne distinguant pas les phases solide et liquide, les contraintes qui s’exercent en un point donné sont appelées contraintes totales. La pression interstitielle ne constitue qu’une partie de la contrainte totale dans un sol et se détermine à partir de la position des points étudiés dans une nappe ainsi que par la présence ou non d’un écoulement (cf. chapitre 2). Karl Von Terzaghi a postulé que les déformations dans un sol dépendent de la différence entre les contraintes totales et les pressions interstitielles. On définit ainsi les contraintes effectives par la formule de Terzaghi : = − uI .gc ww Les composantes normale et tangentielle du vecteur de contrainte effective T en un point s’exprime σ = σ − u et τ = τ . Ce principe de Terzaghi s’applique lorsque la rigidité de l’ensemble granulaire est faible devant la rigidité de chacune des phases solide et liquide. 3.1.3. État de contrainte géostatique s:/ /w Les contraintes géostatiques correspondent aux contraintes générées par le poids propre des couches d’un massif. Si ce massif possède une nappe, on distinguera les contraintes géostatiques totales et effectives. Pour décrire l’état de contrainte géostatique ou « au repos », les notations et conventions suivantes seront utilisées : • z : profondeur du point considéré, comptée positivement vers le bas. • σv (z) et σv (z) : contraintes verticales totales et effectives. ttp • σh (z) = σh (z) : contraintes horizontales totales et effectives. https://www.GCAlgerie.com/ Contraintes totales et effectives 55 a) Contraintes verticales er ie. co m 3.1 / https://www.GCAlgerie.com/ Dans le cas d’un massif semi-infini à surface horizontale composé de n couches et d’une nappe (cf. figure 3.4), les contraintes verticales totales en tout point du massif s’expriment : n σv (z) = γi .Hi i=1 Avec : • γ : poids volumique apparent, égal à γsat sous la nappe. alg Ȗ Ȗ .gc Y Y Y • Hi : hauteur des couches au-dessus du point z. * ǻıN Ȗ ww F IGURE 3.4 Sol multicouche - contraintes géostatiques La pression interstitielle u pour une nappe hydrostatique s’exprime : u(z) = γw .Hw Avec : s:/ /w • γw : poids volumique de l’eau (γw = 10 kN.m-3). • Hw : distance entre le point considéré et la surface de la nappe. La contrainte verticale effective se détermine en tout point par la formule de Terzaghi : σv (z) = σv (z) − u(z) ttp L’augmentation de contrainte verticale effective dans une couche saturée de poids volumique saturée γw est : Δσv (z) = (γsat − γw ).u = γ .z Avec γ le poids volumique déjaugé de la couche considérée. Si la couche n’est pas saturée, l’augmentation de la contrainte effective est identique à celle de la contrainte totale. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 3 • États de contrainte dans les sols er ie. co m 56 b) Contraintes horizontales Au même titre que les contraintes verticales, il faut différencier les contraintes horizontales effectives et totales. En effet, l’eau transmet sa pression de manière identique dans toutes les directions contrairement à la phase solide. À l’état « au repos », les contraintes effectives horizontales s’expriment en fonction des contraintes effectives verticales par la relation : σh (z) = K0 .σv (z) Avec K0 coefficient des terres au repos fonction de la nature du squelette (sable : K0 0, 5 ; argile : K0 0, 7 ; vases : K0 1). Ce coefficient peut être déterminé à √ partir de l’angle de frottement ϕ : K0 = (1 − sin ϕ ) Roc . alg Le rapport de consolidation Roc est défini au chapitre 5. Les contraintes horizontales totales se déterminent à partir de la formule de Terzaghi : σh (z) = σh (z) + u .gc 3.2 INFLUENCE DU CHARGEMENT 3.2.1. Principe de superposition ww Soit un massif de sol semi-infini, élastique et à surface horizontale. Par principe de superposition, les contraintes dans le massif correspondent à la somme des contraintes géostatiques avec celles dues aux charges supplémentaires. Ces dernières correspondent, par exemple, aux charges transmises par les fondations des ouvrages. Elles peuvent être négatives, notamment lors d’excavations en surface. Ainsi le principe de superposition s’énonce : = 0 ttp +Δ l’état de contrainte géostatique et Δ celui dû aux charges supplémentaires. s:/ /w avec 0 ıN ıN ǻıN F IGURE 3.5 Principe de superposition https://www.GCAlgerie.com/ Influence du chargement 57 er ie. co m 3.2 / https://www.GCAlgerie.com/ 3.2.2. Détermination des contraintes L’évaluation des contraintes dues aux charges supplémentaires est faite à partir de la théorie de l’élasticité. a) Charge concentrée Dans le cas d’un milieu non pesant semi-infini et soumis à une force concentrée P verticale en surface (cf. figure 3.6), les contraintes supplémentaires en un point du massif et sur une facette horizontale de normale z s’expriment par la relation de Boussinesq : 3P 3P z3 5 cos θ = . 2πz 2 2π (r 2 + z 2 )5/2 Δτ = 3P r 3P r.z 2 5 cos θ = . 2πz 3 2π (r 2 + z 2 )5/2 .gc alg Δσv = ww ș ǻı s:/ /w F IGURE 3.6 Charge concentrée dans un massif Cette approche ne fait pas de distinction entre un massif monocouche ou multicouche. Le module d’Young E et le coefficient de PoissonCoefficient !Poisson ν n’interviennent pas dans l’évaluation de la contrainte supplémentaire. b) Charge répartie La répartition des contraintes supplémentaires en un point du massif dues à une charge répartie d’intensité q en surface dépend de sa forme. ttp En intégrant la force élémentaire dP = q.dS sur la surface de la charge dS, la contrainte supplémentaire verticale générée par cette charge en tout point du massif s’exprime : Δσv = S 3q 3q cos5 θdS = 2 2πz 2πz 2 q cos5 θdS S https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 3 • États de contrainte dans les sols er ie. co m 58 Pour des chargements de formes simples (rectangulaire, circulaire, trapézoïdale, etc.), la solution de cette intégrale est fournie sous forme d’abaque (cf. annexe A.). La méthodologie consiste à déterminer le coefficient d’influence I, fonction de la forme de la charge, de la profondeur considérée et de l’éloignement à la charge. La contrainte verticale due aux charges supplémentaires s’exprime : Δσv = q.I c) Abaque de Newmark alg Lorsque la charge surfacique est de forme aléatoire, l’évaluation des contraintes se fait à partir de l’abaque de Newmark (cf. annexe A.4). Sur ce dernier, la forme de la charge doit être reportée en choisissant comme échelle la profondeur du point recherché. La méthode consiste à comptabiliser le nombre de cases c occupées par la charge et à appliquer la formule suivante : Δσv = q.n.c d) Méthodes numériques .gc Avec n le coefficient d’influence correspondant rapport 1/ctot avec ctot le nombre de cases total de l’abaque. ww Pour des chargements particuliers, les méthodes numériques, telles que la méthode aux éléments finis, permettent de déterminer les valeurs de contraintes et de pressions interstitielles en tout point d’un massif de sol. EXERCICES s:/ /w Exercice 3.1. Solution p. 65 Soit un massif de sol grossier, sans nappe, composé d’une couche de sable lâche (γ1 = 19 kN.m-3,γsat,1 = 20, 5 kN.m-3) de 6 m de hauteur, reposant sur une couche de gravier dense (γ2 = 21 kN.m-3,γsat,2 = 22 kN.m-3) de 4 m. (1) Tracer la distribution des contraintes verticales totales en fonction de la profondeur. Suite à de fortes précipitations, une nappe libre sature le massif. Sa surface libre se situe à 2 m de la surface. ttp (2) Tracer les distributions des contraintes verticales effectives et totales, et des pressions interstitielles en fonction de la profondeur. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 59 er ie. co m Exercices Y YK Y Exercice 3.2. Solution p. 65 Soit un massif de sol grossier composé d’une seule couche (cf. figure 3.7). Le niveau de la nappe varie du point P au point M (H1 = 3 m, H2 = 2 m). 9 N J"` Ȗ z S,UV Ȗ z S,UV alg O F IGURE 3.7 Variation du niveau de la nappe .gc (1) Tracer les évolutions des contraintes totales et effectives, et des pressions interstitielles, au niveau du point P en fonction du niveau de la nappe (Hw ∈ [0 ; 5]). Commenter. ; J Ȗ z S,UV s:/ /w ww Exercice 3.3. Solution p. 66 Soit un massif de sol grossier composé de deux couches (cf. figure 3.8). La couche argileuse est le siège d’une remontée capillaire sur la totalité de la couche au-dessus de la nappe. 0G " Ȗ S,UV z F IGURE 3.8 Massif à deux couches - Remontées capillaires ttp (1) Tracer les évolutions des contraintes verticales totales et effectives, et des pressions interstitielles en fonction de la profondeur. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 3 • États de contrainte dans les sols er ie. co m 60 Exercice 3.4. Soit un massif de sol composé de quatre couches (cf. figure 3.9). ; J ; J ( alg 9 N Solution p. 67 Ȗ z S,UV Ȗ z S,UV z Ȗ z S,UV z Ȗ z S,UV z Ȗ z S,UV z F IGURE 3.9 Massif à quatre couches .gc (1) Tracer les évolutions des contraintes horizontales et verticales, totales et effectives, et des pressions interstitielles en fonction de la profondeur. ww Exercice 3.5. Solution p. 68 Soit un élément de sol infiniment petit soumis à une contrainte normale principale de 18, 2 kPa et minimale de −2, 2 kPa. (1) Tracer le cercle de Mohr dans le plan σ − τ . (2) Déterminer la contrainte tangentielle maximale τmax . s:/ /w (3) Déterminer l’état de contrainte sur une facette dont la normale est inclinée de 30° par rapport à la première direction principale. Exercice 3.6. Solution p. 68 Soit un élément de sol infiniment petit dont l’état de contrainte est indiqué en figure 3.10. (1) Déterminer les contraintes principales de différentes façons. (2) Représenter les directions principales. ttp (3) Déterminer la contrainte normale et tangentielle sur la facette AB. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 61 SO er ie. co m Exercices SO 0 SO SO SO SO < SO ` alg SO F IGURE 3.10 État de contrainte en un point .gc Exercice 3.7. Solution p. 69 Soit un élément de sol triangulaire isocèle infiniment petit dont certaines composantes de contraintes sont fournies (cf. figure 3.11). SO < SO SO ȕ ww SO Į 0 Į < > F IGURE 3.11 État de contrainte en un point s:/ /w (1) Déterminer les contraintes principales. (2) Déterminer l’angle α. Exercice 3.8. Solution p. 71 Soit un massif composé d’une couche de 10 m d’épaisseur sollicitée en surface par une force ponctuelle F = 1 kN. ttp (1) Tracer sur l’ensemble de la couche l’évolution de la contrainte verticale en fonction de la profondeur z, pour r = 0 m, r = 1 m et r = 2 m. (2) Tracer l’évolution de la contrainte verticale en fonction de l’éloignement r (jusqu’à r = 10 m) pour deux profondeurs différentes : r = 2 m et r = 5 m. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m 3 • États de contrainte dans les sols 62 Exercice 3.9. Solution p. 71 Soit un massif composé de trois couches sur lequel est posé un réservoir cylindrique de poids total P = 250 t. Le massif de fondation est constitué d’un radier circulaire de rayon R = 5 m. On suppose que le poids du réservoir et son contenu se transmet uniformément. Une chaussée est située à proximité (cf. figure 3.12). N > " alg 9 N J" .gc ; J ( ww F IGURE 3.12 Position du réservoir et de la chaussée. Coupe du massif. (1) Déterminer la charge q. s:/ /w (2) En utilisant l’abaque A.1, déterminer la valeur de la contrainte verticale au milieu de chaque couche, sous le réservoir et sous la chaussée. Exercice 3.10. Solution p. 72 Soit un radier en béton apportant une charge surfacique q = 55 kPa sur un massif de sol sableux de 10 m d’épaisseur. La géométrie du radier est présentée en figure 3.13. (1) À partir de l’abaque A.3, déterminer la contrainte verticale engendrée par le radier au point A à des profondeurs z = 0 m, z = 2 m et z = 4 m. ttp (2) En utilisant le principe de superposition, déterminer la contrainte verticale au point B, C et D à z = 4 m. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 63 er ie. co m Exercices 0 > < & F IGURE 3.13 Géométrie du radier. Perspective (à gauche) et vue de dessus (à droite) .gc alg Exercice 3.11. Solution p. 73 Soit un massif semi-infini composé d’une seule couche de sable lâche, sollicité en surface par une charge uniformément répartie de largeur B = 8 m et d’intensité q = 10 kPa. L’état de contrainte généré par la charge en surface est décrit en figure 3.14 avec : q q σz = [α + sin α cos(α + 2β)] σx = [α − sin α cos(α + 2β)] π π q τzx = [sin α. sin(α + 2β)] π ww s:/ /w ȕ Į ǻı ǻ߬ ǻı ǻ߬ F IGURE 3.14 Chargement uniformément répartie (1) Déterminer les contraintes σz , σx et τzx pour un point situé vers l’extérieur à xM = 5 m et zM = 4 m du point O. ttp (2) Tracer le cercle de Mohr et positionner sur le cercle les points correspondants aux états de contraintes sur les facettes horizontales et verticales. (3) Déterminer les valeurs des contraintes principales et les directions principales. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m 3 • États de contrainte dans les sols 64 Exercice 3.12. Solution p. 74 Soit un radier de bâtiment industriel apportant une charge surfacique constante q = 15 kPa sur un massif de sol composé de deux couches (cf. figure 3.15). La forme du radier impose d’utiliser l’abaque de Newmark pour déterminer la distribution des contraintes dans le massif. =" " alg 0 , =" ! " F IGURE 3.15 Forme du radier (à gauche) et coupe du massif (à droite) .gc (1) Déterminer la contrainte verticale engendrée par le radier sous les point A et B au centre de chaque couche. ww Exercice 3.13. Solution p. 75 Soit un massif de sol composé d’une couche de sable. Deux phases de chargement sont étudiées : excavation et construction (cf. figure 3.16). La longueur (hors plan) excavée puis chargée est considérée infinie. La profondeur excavée est de 1 m. s:/ /w O F , W ,, :`! N , > "! F IGURE 3.16 Excavation et construction ttp (1) À partir des abaques fournis en annexe A., déterminer la contrainte verticale au point A après excavation puis après construction (q2 = 20 kPa). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 65 er ie. co m Solutions des exercices SOLUTIONS DES EXERCICES Solution 3.1. (1) Dans le sable, la contrainte verticale totale s’exprime : σz (z) = γ1 .z ∀z ∈ [0; 6] La contrainte verticale à l’interface sable/gravier vaut σv (z = 6 m) = 114 kPa. Dans le gravier, la contrainte verticale totale vaut : σv (z) = 114 + γ2 .z ∀z ∈ [6; 10] alg ıN #SO % .gc ww F IGURE 3.17 Profil des contraintes totales s:/ /w (2) D’après le principe de Terzaghi : σv = σz + u La pression interstitielle s’exprime u(z) = γw .(z − 2) La contrainte totale s’exprime de la même façon que précédemment (en considérant le changement de poids volumique). La contrainte effective se déduit du principe de Terzaghi, où se calcule directement en considérant les poids volumiques déjaugés dans les zones saturées : γ1 = γsat,1 − γw = 10, 5 kN.m-3 et γ2 = γsat,2 − γw = 12 kN.m-3 Solution 3.2. ttp (1) La pression interstitielle au point P s’exprime u(Hw ) = γw .Hw La contrainte verticale totale au point P vaut : σv (Hw ) = γsat .Hw + γ.(H1 − Hw ) ∀Hw ∈ [0; H1 ] σv (Hw ) = γsat .H1 + γw .(Hw − H1 ) ∀Hw ∈ [H1 ; H2 ] https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 3 • États de contrainte dans les sols er ie. co m 66 ıN #SO % ıN #SO % " #SO % alg F IGURE 3.18 Profils des contraintes totales, effectives et des pressions interstitielles ıN #SO % " #SO % ww .gc La contrainte effective se déduit par soustraction σv = σv − u σv (Hw ) = γsat .Hw + γ.(H1 − Hw ) ∀Hw ∈ [0; H1 ] σv (Hw ) = γ .H1 = 30 kP a ∀Hw ∈ [H1 ; H2 ] YK #% ıN #SO % YK #% YK #% s:/ /w F IGURE 3.19 Évolutions des contraintes et pressions d’eau au point P en fonction du niveau de la nappe La contrainte effective reste donc constante quand le niveau de la nappe est supérieur à celui du massif (cf. figure 3.19). Solution 3.3. ttp (1) La pression interstitielle dans la couche d’argile devient négative au-dessus de la nappe. L’effet de capillarité dans l’argile étant important, la pression interstitielle évolue linéairement jusqu’au sommet de la couche. Le principe de Terzaghi s’applique en considérant que la pression interstitielle est négative en zone de remontée capillaire. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 67 er ie. co m Solutions des exercices ıN #SO % " #SO % V ıN #SO % alg F IGURE 3.20 Profils des contraintes totales, effectives et des pressions interstitielles Solution 3.4. (1) La démarche consiste successivement à : .gc • déterminer la pression interstitielle u et la contrainte verticale totale σv à partir des poids volumiques de l’eau et des couches de sol ; • en déduire l’évolution de la contrainte verticale effective par la loi de Terzaghi σv = σv − u ; • déterminer la contrainte horizontale effective à partir des coefficients des terres au repos σh = K0 .σv ; ww • en déduire l’évolution de la contrainte horizontale totale par la loi de Terzaghi σh = σh + u. ıN #SO % s:/ /w ı #SO % ı #SO % ıN #SO % " #SO % #% #% #% #% ttp #% F IGURE 3.21 Profils des contraintes totales, effectives et des pressions interstitielles https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 3 • États de contrainte dans les sols er ie. co m 68 Les résultats sont présentés en figure 3.21. On constate que les profils des contraintes horizontales totales et effectives présentent des sauts (théoriques) au niveau des intercouches où le coefficient des terres au repos varie. Solution 3.5. (1) Le cercle de Mohr (cf. figure 3.22) se dessine aisément en considérant un cercle de centre d et de rayon r : σI + σII σI − σII d= = 8 kPa et r = = 10, 2 kPa 2 2 ߬ #SO % alg V ı #SO % V .gc ww F IGURE 3.22 Cercle de Mohr et valeurs à θ = 30° (2) La contrainte tangentielle maximale correspond au rayon du cercle de Mohr (propriété des cercles de Mohr) : τmax = 8 kP a s:/ /w (3) Les contraintes sur la facette inclinée se déterminent analytiquement à partir du centre et du rayon : σI + σII σI − σII + cos(2θ) = 13, 1 kPa 2 2 σI − σII = sin(−2θ) = −8, 8 kPa 2 σ(θ) = τ(θ) Solution 3.6. ttp (1) Les facettes représentées sur la figure étant inclinée 90° l’une de l’autre, les points correspondants aux facettes sur le cercle de Mohr se retrouvent opposés par rapport au centre d. On détermine ainsi le centre : σx + σ y d= = 76 kPa 2 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 69 er ie. co m Solutions des exercices alg On détermine ensuite la position d’un point sur le cercle pour avoir le rayon, par exemple : σx = 42 kPa et τxy = 60 kPa. On peut tracer le cercle et connaître graphiquement les contraintes principales (cf. figure 3.24). Outre la méthode graphique, les contraintes principales se déterminent par diagonalisation de la matrice: σx τxy 42 60 145 0 = = ← τyx σz (x,y) 60 110 (x,y) 0 7 (I, II) Enfin les contraintes principales se déterminent aussi par les expressions analytiques : σx + σ y σx − σy 2 2 = 145 kPa σI = + + τxy 2 2 σx + σ y σx − σy 2 2 = 7 kPa σII = − + τxy 2 2 (2) Les directions principales correspondent aux directions des facettes dont la com2τxy posante tangentielle des contraintes est nulle. Analytiquement : tan 2θ = σy − σx s:/ /w ww .gc On en déduit ainsi l’angle entre la facette de normale y et la facette de normale soit θ = 30, 2°. La seconde direction principale est inclinée de 90° par rapport I, à la première. ` F IGURE 3.23 Directions principales ttp (3) Graphiquement : la facette AB est inclinée de −22° par rapport à la facette de normale extérieure y, ce qui correspond dans le plan de Mohr à un angle de +44°. On retrouve ainsi aisément l’état de contrainte en se reportant sur le cercle (cf. figure 3.24). σI + σII σI − σII Analytiquement : σ(θ) = + cos(2θ) = 142 kPa 2 2 σI − σII τ(θ) = − sin(2θ) = −19, 5 kPa 2 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ ߬ #SO % er ie. co m 3 • États de contrainte dans les sols 70 ı #SO % alg V V F IGURE 3.24 Cercle de Mohr et valeurs particulières .gc Solution 3.7. ww (1) La direction de la normale à la facette où la contrainte de cisaillement est nulle est, par définition, une direction principale. En connaissant les composantes de contraintes sur deux facettes, deux points peuvent être placés dans le plan de Mohr. Ces deux points se trouvent sur le cercle, à équidistance du centre. Le rayon et le centre se déterminent ainsi aisément (cf. figure 3.25). σI = 39, 5 kPa et σII = 0 kPa ttp s:/ /w ߬ #SO % ȕ ı #SO % F IGURE 3.25 Cercle de Mohr et valeurs particulières https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 71 er ie. co m Solutions des exercices (2) L’angle obtus β du triangle isocèle correspond à l’angle entre le point (30,17) et le point (0,0). Attention au sens de rotation. 180 − β β = 119, 5° et α = = 30, 25° 2 Solution 3.8. alg ϭϰ͕ϱ ϭϰ͕ϰ ϭϯ͕ϭ ƌсϭŵϭϯ ϭϭ͕ϴ ƌсϮŵϭϭ͕ϳ ϭϬ͕ϳ ϭϬ͕ϲ ϵ͕ϳϰ ϵ͕ϲϵ ϴ͕ϵϭ ϴ͕ϴϳ ϴ͕ϭϴ ϴ͕ϭϱ ϳ ϱϰ ϳ ϱϭ ϭϰ͕ϭ ϭϯ͕ϲ ϭϮ͕ϳ ƌсϬŵϭϮ͕ϯ ϭϭ͕ϱ ϭϭ͕ϭ ϭϬ͕ϰ ϭϬ͕Ϯ ϵ͕ϱϰ ϵ͕ϯ ϴ͕ϳϰ ϴ͕ϱϰ ϴ͕Ϭϰ ϳ͕ϴϳ ϳ ϰϮ ϳ Ϯϴ > N ! ǻıN >N3D@ ϭϲ͕ϵ ϭϰ͕ϲ >ϭϴ͕ϰ ϭϴ͕Ϯ N ! ϭϳ͕ϳ ǻı #SO % ϭϱ͕ϴ ϭϲ͕ϯ ϭϲ͕Ϯ ϭϱ͕ϴ ϭϱ͕ϭϭϰ͕ϯ ϭϯ͕ϯ ϭϮ͕ϵ ϭϭ͕ϳ ϭϬ͕ϳ ϵ͕ϳϳ ϴ͕ϵϴ ϴ͕Ϯϳ ϳ͕ϲϰ ϳ Ϭϴ ϭϮ͕ϭ ϭϭ ϭϬ͕ϭ ϵ͕ϯϭ ϴ͕ϱϴ ϳ͕ϵϰ ϳ͕ϯϲ ϲ ϴϰ .gc ϭ͕ϲ ϭ͕ϳ ϭ͕ϴ ϭ͕ϵ Ϯ Ϯ͕ϭ Ϯ͕Ϯ Ϯ͕ϯ Ϯ͕ϰ Ϯϱ ww O " #% (1) L’expression par Boussinesq, est la suivante : de la contrainte verticale, F 3 1 Δσv = 2 . z 2π [(r/z)2 + 1]5/2 La figure 3.26 présente l’évolution de la contrainte verticale en fonction de la profondeur z. La contrainte tend logiquement vers l’infini lorsque la profondeur z et le rayon r tendent vers 0. ϭϯ͕Ϯ ϭϭ͕ϵ ϭϬ͕ϱ ϭϮ͕Ϯ ϭϭ ϵ͕ϴϵ ϭϭ͕Ϯ ϭϬ͕Ϯ ϵ͕Ϯϳ ϭϬ͕ϯ ϵ͕ϱ ϴ͕ϲϴ njсϮŵ ϵ͕ϱ ϴ͕ϴϯ ϴ͕ϭϯ ϴ͕ϳϴ ϴ͕Ϯϭ ϳ͕ϲϮ ϴ͕ϭϰ ϳ͕ϲϱnjсϰŵ ϳ͕ϭϰ ϳ͕ϱϲ ϳ͕ϭϰ ϲ͕ϳ ϳ͕Ϭϯ ϲ͕ϲϳ ϲ͕Ϯϵ #% ϲ ϱϱ ϲ Ϯϰ ϱ ϵϭ ϵ͕Ϯϲ ϴ͕ϳϵ ϴ͕ϯϯ ϳ͕ϴϳ ϳ͕ϰϯ ϳ͕Ϭϭ ϲ͕ϲϭ ϲ͕Ϯϰ ϱ͕ϴϵ ϱ ϱϲ F IGURE 3.26 Évolution de la contrainte verticale en fonction de la profondeur (à gauche) et du rayon (à droite) s:/ /w (2) L’expression précédente reste inchangée. En revanche la profondeur z est fixée. La figure 3.26 présente l’évolution de la contrainte verticale en fonction du rayon. Solution 3.9. (1) Le poids du réservoir se répartit uniformément sous la fondation sur une surface P égale à S = 2πR = 31, 4 m2. La charge vaut donc q = = 79, 6 kPa. R ttp (2) L’abaque en annexe A.1 permet de déterminer les contraintes verticales à partir des rapports r/R et z/R. Le tableau 3.1 résume les valeurs des contraintes verticales et des rapports associés. La contrainte δσv se calcule en fonction du coefficient d’influence I par la relation Δσv = q.I. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 3 • États de contrainte dans les sols er ie. co m 72 Tableau 3.1 Contraintes verticales sous le réservoir et la chaussée '$$ }+ * $ }+ ; ' KBW ǻıKZW Solution 3.10. }+ KBW ǻıKZW alg (1) L’abaque en annexe A.3 permet de déterminer la contrainte verticale d’une charge rectangulaire, au niveau d’un des sommets et en fonction de la profondeur. Aussi pour déterminer la contrainte verticale sous le point A, il suffit de déterminer les rapport B/z et L/z et de lire dans l’abaque la valeur du coefficient d’influence. À partir du coefficient d’influence, la contrainte verticale se détermine simplement par la relation Δσv = q.I. Les résultats sont présentés au tableau 3.2. .gc Tableau 3.2 Contraintes verticales sous le point A du radier en fonction de la profondeur KBW ǻıKZW 0} } ww KW s:/ /w (2) Par principe de superposition, la valeur du coefficient d’influence aux points B, C, et D vaut la somme des coefficients d’influence des sous-domaines schématisés en figure 3.27. Les résultats sont présentés au tableau 3.3. ) ) ) > < ) ) ) ) ) & ) ) ttp F IGURE 3.27 Représentation des sous-domaines du radier https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 73 er ie. co m Solutions des exercices Tableau 3.3 Contraintes verticales sous les points B , C et D à une profondeur z = 4 m 0 & KBW KBW ǻıKZW KBW KBW ǻıKZW KBW "KBW KBW @KBW KBW ǻıKZW Solution 3.11. (1) Les angles αet β se calculent à partir des données géométriques fournies : xM − B2 xM + B2 β = arctan = 14° α = arctan − β = 52° zM zM .gc alg Les contraintes se déterminent à partir des équations fournies : q σz = (α + sin α cos(α + 2β)) = 3, 32 kPa π q σx = (α − sin α cos(α + 2β)) = 2, 46 kPa π q τzx = (sin α. sin(α + 2β)) = 2, 47 kPa π ww (2) Afin de tracer le cercle de Mohr (cf. figure 3.28), on détermine le centre d et le rayon r à partir des valeurs de contraintes : σx + σ z d= = 2, 89 kPa et r = (σz − d)2 + (τzx )2 = 2, 51 kPa 2 ߬ #SO % s:/ /w ı #SO % V ttp F IGURE 3.28 Cercle de Mohr (3) Les contraintes principales se déterminent graphiquement ou à partir des relations suivantes σI = d + r = 5, 40 kPa et σII = d − r = 0, 38 kPa. La première direction principale est inclinée d’un angle θ par rapport à la normale 1 τzx à la facette horizontale θ = arctan = 40°. 2 σz − d https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 3 • États de contrainte dans les sols er ie. co m 74 Solution 3.12. ww .gc alg (1) Pour utiliser l’abaque de Newmark, l’échelle de dessin est proportionnelle à la profondeur où la contrainte verticale est évaluée. La position du centre de l’abaque doit correspondre aux points A et B. La figure 3.29 représente les quatre configurations étudiées. s:/ /w F IGURE 3.29 Diagramme de Newmark des quatre configurations Pour chaque configuration, le nombre de cases c occupées est évalué. La contrainte verticale (cf. tableau 3.4) se détermine par la relation Δσv = q.n.c. Tableau 3.4 Contraintes verticales Δσv sous les points A et B en fonction de la profondeur , 0 ǻıKZW ttp KW https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 75 er ie. co m Solutions des exercices Solution 3.13. (1) L’excavation provoque un déchargement du sol. La forme excavée impose d’utiliser l’abaque d’Österberg avec comme valeur de déchargement : q1 = −20 kPa. D’après les notations de l’abaque, a = 2 m, b = 5 m, z = 5 m. La lecture sur l’abaque donne le coefficient d’influence I = 43, 8 %, à multiplier par deux au vu de la symétrie de la décharge. On obtient I1 = 2I = 87, 6 %. La contrainte en A après excavation vaut ainsi : Δσv,1 = q.I1 = −17, 5 kPa. alg La phase de construction apporte une charge uniformément répartie q2 = 35 kPa. La contrainte verticale générée en A se détermine à partir de l’abaque de Steinbrenner en considérant L = ∞, B = 5 m, z = 5 m. La lecture sur l’abaque donne le coefficient d’influence I = 20, 3%, à multiplier par quatre au vu de la double symétrie de la charge. On obtient I2 = 4I = 81, 2%. La valeur de déchargement vaut ainsi : Δσv,2 = q.I2 = 28, 4 kPa. ttp s:/ /w ww .gc Ainsi, après les deux phases, la contrainte au point A est égale à : Δσv = Δσv,1 + Δσv,2 = 10, 9 kPa https://www.GCAlgerie.com/ ttp s:/ /w ww .gc alg er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Chapitre 4 .gc alg Résistance au cisaillement 4.1 ÉLASTOPLASTICITÉ 4.1.1. Rappels sur l’élasticité s:/ /w ww Le comportement élastique linéaire est caractérisé par une réversibilité des déformations. Communément connue sous le nom de loi de Hooke, cette loi exprime que le comportement du matériaux est entièrement connu à partir de deux paramètres, E module d’Young et ν coefficient de PoissonCoefficient !Poisson : E ν = . + . Tr( ).I 1+ν 1 − 2ν Le tenseur des contraintes peut se décomposer en la somme d’une partie sphérique s et une partie déviatorique d : = s + d = p.I + d avec p = Tr( ) 3 ttp Cette décomposition, souvent utilisée en mécanique des sols, permet de faire intervenir deux paramètres d’élasticité : G module de cisaillement et K module de compressibilité volumique. d = 2.G. d Tr( ) = 3.K. Tr( ) 4.1.2. Comportement élastoplastique Le comportement plastique ou irréversible est précédé d’un comportement élastique pour un niveau de contrainte inférieur ou égal au seuil de plasticité (cf. figure 4.1). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 78 IJ ı F IGURE 4.1 Surface de charge - seuil élastoplastique alg On fait l’hypothèse de la partition des déformations qui décompose les déformations totales en déformations élastiques et déformations plastiques : εt = εe + εp . .gc Toutefois, il est maintenant souvent préféré à cette loi élastoplastique parfaite, une loi élastoplastique avec écrouissage qui, à la rupture, tend vers la plasticité parfaite. Le comportement est modélisé par une loi hyperbolique et est disponible dans la plupart des logiciels de calcul par la méthode des éléments finis. 4.1.3. État limite des sols dans l’espace des contraintes principales ww Dans l’espace des contraintes, le domaine de comportement élastique du milieu est limité par une surface D (correspondant au seuil de plasticité du cas unidimensionnel) définie par f ( ) = 0, ∀ ∈ D. Cette relation, qui exprime un critère de plasticité, doit être vérifiée indépendamment du repère choisi. a) Notion de surface de charge s:/ /w Dans l’espace des contraintes, le concept de surface de charge est substitué à celui de critère de plasticité. La surface de charge limite un domaine à l’intérieur duquel le milieu ne présente que des déformations élastiques linéaires. Ce domaine est en général défini par une fonction scalaire f ( ) de la contrainte appelée fonction de charge du matériau et prenant une valeur négative à l’intérieur du domaine, nulle à la frontière et positive à l’extérieur. Dans le cadre d’un schéma de plasticité, il reste à identifier la loi d’écoulement plastique du sol, pour compléter la loi de comportement. b) Notion de règle d’écoulement ttp Pour un matériau écrouissable, l’état d’écrouissage, représenté par une variable H ne change que lorsqu’il y a évolution de la déformation plastique. Lors de l’écrouissage, le domaine d’élasticité se transforme généralement soit par une homothétie de centre O (cas isotrope), soit par translation (cas cinématique), ou par une combinaison des deux. Si l’état de contrainte est tel que f ( , H) = 0, le tenseur se trouve sur la frontière du domaine. https://www.GCAlgerie.com/ Élastoplasticité 79 er ie. co m 4.1 / https://www.GCAlgerie.com/ Lorsque l’état de contrainte a tendance à sortir de cette surface alors la règle d’écoulement a pour objet d’exprimer comment s’effectue la déformation plastique, c’est-à-dire définir en fonction de et de Δ et de l’état d’écrouissage représenté par H. On postule l’existence d’un potentiel plastique g tel que : d p = dλ ∂g ∂ Avec dλ multiplicateur de plasticité, strictement positif, et g = f lorsque la règle d’écoulement est associée. Le module d’écrouissage est défini par H.dλ = ∂f d . ∂ c) Critère de Coulomb .gc alg La relation liant les déformations incrémentales aux contraintes incrémentales est alors de la forme suivante dans le cas de l’essai de compression uniaxiale : 1 1 ∂g ∂f dε1 = dεe1 + dεp1 = .dσ1 + . . .dσ1 Eini H ∂σ1 ∂σ1 Il s’agit d’un critère d’expression simple, bien adapté aux matériaux de type sol « frottants » et « cohérents ». Dans le plan de Mohr, il s’écrit : ww τ = c + σ. tan ϕ s:/ /w Avec c cohésion et ϕ angle de frottement interne du matériau et σ et τ respectivement contraintes normales et tangentielles. ttp F IGURE 4.2 Courbe intrinsèque du critère de Coulomb et représentation dans l’espace des contraintes principales Ce critère exprime en fait une relation entre le rayon et l’abscisse du centre du cercle de Mohr : les cercles de Mohr limites admettent donc une enveloppe appelée « courbe intrinsèque » (cf. figure 4.2). Ce critère peut être exprimé en contraintes effectives ou en contraintes totales. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 80 Dans l’espace des contraintes principales, il s’écrit : f = sup{σi .(1 − sin ϕ) − σj .(1 + sin ϕ) − 2.c. cos ϕ} = 0 ∀ σi σj i=j C’est une pyramide hexagonale non régulière, symétrique par rapport aux trois plans bissecteurs. Pour définir la loi de Mohr-Coulomb, il est donc nécessaire d’identifier cinq paramètres (E, ν, c, ϕ et ψ) en plus de l’état initial (cf. figure 4.3). Il faut pour cela faire au moins deux essais à des pressions différentes. İ= > L : alg L Vʆ ` V ȥ¶ V ȥ¶ İ .gc İ F IGURE 4.3 Modélisation d’un essai de chargement avec le critère de Coulomb (ψ : angle de dilatance) ww D’autres modes de représentation sont utilisés (cf. figure 4.4). Ces plans contiennent la même information que le plan de Mohr. En particulier, on définit une droite intrinsèque analogue à la droite intrinsèque de la représentation de Mohr. Toutefois, à l’usage, ils sont plus riches pour caractériser le comportement des sols : s:/ /w 3 • Le plan de Lambe dans lequel les axes sont la contrainte moyenne s = σ1 +σ et le 2 σ1 −σ3 déviateur t = 2 . Ces points correspondent aux sommets des cercles de Mohr. La droite intrinsèque obtenue a une pente tan θ et une ordonnée à l’origine t0 . L’équivalence de ces paramètres avec le plan de Mohr-Coulomb est obtenue par les relations suivantes : sin ϕ = tan θ c = t0 cos ϕ ttp 3 • Le plan de Cambridge dans lequel les axes sont la contrainte moyenne p = σ1 +2.σ 3 et le déviateur q = σ1 − σ3 . La droite intrinsèque obtenue a une pente M et une ordonnée à l’origine C. L’équivalence de ces paramètres avec le plan de MohrCoulomb est obtenue par les relations suivantes (en compression) : sin ϕ = 3.M 6+M c = 3 − sin ϕ .Q 6. cos ϕ https://www.GCAlgerie.com/ Élastoplasticité 81 ʏ er ie. co m 4.1 / https://www.GCAlgerie.com/ ! * ș ij ! ı ^ F IGURE 4.4 États de contraintes en un point de rupture selon les trois représentations d) Modèle de Cam-Clay ww .gc alg L’analyse du comportement d’une argile dans l’espace (e, p , q) à l’aide d’essais drainés ou non drainés montre que les chemins d’état forment une surface appelée surface d’état limite. F IGURE 4.5 Différents types d’enveloppe d’état limite ttp s:/ /w Le modèle Cam-Clay modifié possède une enveloppe d’état limite de forme elliptique lorsque celle-ci est projetée sur le plan (p , q). Il est adapté aux sols remaniés sous consolidation isotrope. L’axe de symétrie de l’ellipse se trouve sur l’axe p . Il existe d’autres formes d’enveloppe, plus adaptées aux sols anisotropes et plus spécifiquement aux sols naturels, axés sur la ligne K0 qui correspond à l’axe de contrainte sur lequel le sol a été consolidé ou compacté. En notant pc la pression moyenne de préconsolidation, la surface de charge du modèle Cam-Clay modifié s’exprime : 2 q pc f= +1− M.p p Il s’agit d’un modèle élastoplastique écrouissable. On considère le matériau écrouissable, ce qui implique une dépendance de la surface de charge de l’histoire des déformations plastiques. Cet écrouissage est volumique. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 82 F IGURE 4.6 Différentes surfaces d’état limite alg Le modèle Cam-Clay est complété en faisant l’hypothèse d’une loi associée et en prenant comme variable d’écrouissage dεpV . Les déformations volumiques de compression sont données par : −de λ dp dεV = = . 1 + e0 1 + e0 p .gc Les déformations volumiques élastiques s’expriment : κ dp dεeV = . 1 + e0 p ww Chaque sol présente des caractéristiques de comportement différentes (cf. tableau 4.1) nécessitant le choix d’un modèle et de paramètres adaptés. Tableau 4.1 Comportement et modèle de calcul en fonction de la nature du sol ^$ = ? $ ';$ { G ! ! ! !U| & J ! " { J N ! |U " " "N G U * " ! " L" " U > " GU ($ { G ! "J !U| & ! " { J N ! |U * " ! " V L"U > " GU ($ { J G N !U| & { ! " ! ! !|U * " ! " V L" { ! | ! U s:/ /w 9 ttp 4.1.4. Détermination de la surface d’état limite Les chemins suivis pour la détermination de la surface d’état limite sont des chemins de cisaillement par augmentation du déviateur en condition drainée et/ou non drainée. https://www.GCAlgerie.com/ Essais de laboratoire 83 er ie. co m 4.2 / https://www.GCAlgerie.com/ Pour avoir une description complète, ces chemins doivent être complétés par des chemins radiaux à différents angles (cf. figure 4.7) qui eux ne peuvent être appliqués que par des matériels asservis en contraintes. alg Pour être complets, différents plans seront scrutés pour avoir la forme de la surface de charge à différents indices des vides. .gc F IGURE 4.7 Chemins de contrainte 4.2 ESSAIS DE LABORATOIRE ww 4.2.1. Boîte de cisaillement ttp s:/ /w L’appareil de cisaillement direct, est composé de deux boîtes superposées de forme carrée ou circulaire que l’on déplace horizontalement l’une par rapport à l’autre de manière à cisailler le sol sur un plan imposé. Au cours de l’essai, on passe en phase initiale de déplacements répartis de façon globale dans l’épaisseur totale, à des déplacements concentrés à l’épaisseur de la couche limite. Seuls des essais consolidés drainés peuvent être effectués à la boîte de cisaillement direct. Pour des sols fins, une phase de consolidation doit être respectée. La vitesse de cisaillement est choisie de façon à ce qu’il n’y ait pas de mise en pression de l’eau interstitielle en aucun point de l’éprouvette. Un essai de cisaillement direct à la boîte nécessite au moins trois éprouvettes soumises à des contraintes normales différentes. F IGURE 4.8 Schéma de la cellule d’essai https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 84 l F IGURE 4.9 Courbes d’essai à la boîte de cisaillement - comportement au pic et résiduel alg À la rupture, la connaissance des contraintes tangentielles et normales permet de tracer le cercle correspondant dans le plan Mohr. En refaisant l’expérience sur plusieurs échantillons, sous différentes contraintes normales, on trace ainsi plusieurs cercles de Mohr et il suffit alors de tracer l’enveloppe de ces cercles pour obtenir la courbe intrinsèque du matériau (cf. figure 4.9). On détermine ainsi la pente définissant l’angle de frottement interne ϕ du matériau et l’ordonnée à l’origine correspondant à la cohésion c . 4.2.2. Essai triaxial de révolution .gc L’appareil triaxial de révolution est constitué d’un ensemble d’éléments qui doivent assurer les fonctions suivantes : ww • solliciter une éprouvette cylindrique avec un chargement axial et radial ayant les mêmes axes de symétrie que l’éprouvette, et mesurer ou contrôler les contraintes associées à ces sollicitations ; • mesurer les déformations axiales, éventuellement radiales, et les volumes d’eau absorbés ou expulsés par l’éprouvette ; on doit pouvoir en déduire les variations de volume de l’éprouvette ; • mesurer les variations de pression interstitielle dans l’éprouvette. s:/ /w La figure 4.10 correspond au schéma de principe d’une éprouvette placée dans une cellule triaxiale. La cellule est constituée par une enceinte comportant une embase inférieure, un cylindre et un chapeau transmettant l’effort axial σa = σ1 . L’éprouvette est placée entre l’embase inférieure et une embase supérieure. L’embase comporte des sorties hydrauliques que l’on peut relier soit à un système de remplissage de la cellule, soit au système d’application de la pression cellulaire σr = σ3 . ttp Du fait de la maîtrise du confinement et des conditions de drainage, l’essai triaxial est plus complexe que l’essai de compression simple. L’essai peut être réalisé en compression (C) ou extension (E), sur l’éprouvette en condition isotrope (I) ou anisotrope (K), en l’état non consolidé (U) ou reconsolidée à la contrainte en place (C) et dans des conditions drainées (D) ou non drainées (U) souvent avec mesure de la pression interstitielle (U+u). Les essais les plus souvent réalisés sont les essais CU+u (consolidé non drainés avec mesure de pression) mais ce sont les essais consolidés drainés CD qui sont les plus adaptés pour caler les modèles rhéologiques utilisés dans les calculs aux éléments finis. https://www.GCAlgerie.com/ Essais de laboratoire 85 er ie. co m 4.2 / https://www.GCAlgerie.com/ alg F IGURE 4.10 Schéma de principe d’une cellule triaxiale s:/ /w ww .gc Le critère de rupture peut être défini comme le maximum du déviateur, l’état critique : q = cte et ΔV ou Δu = 0, le maximum du rapport σ1 /σ3 , l’atteinte de l’état résiduel en grand déplacement ou plus simplement une déformation donnée. Comme pour l’essai de cisaillement direct, on détermine la droite enveloppe des cercles à la rupture obtenus par augmentation de l’effort vertical pour différentes pressions de confinements. La figure 4.11 présente la correspondance entre le plan de Mohr et les autres plans pouvant être utilisés pour interpréter ces essais : plan de Lambe et plan de Cambridge mais aussi le plan utilisé pour interpréter l’essai œdométrique. La figure 4.12 présente les résultats de deux essais (CU+u). L’écart entre les cercles en contraintes effectives et totales correspond à la pression interstitielle à la rupture. Les valeurs de cohésion non drainé cu correspondent aux rayons des cercles de Mohr. Ce paramètre évolue linéairement avec la pression de consolidation σ0 . La pente de la droite, obtenue grâce à plusieurs essais, est appelée coefficient d’accroissement λcu . Bishop a montré que la surpression interstitielle due à Δσ1 lors d’un essai non drainée peut être exprimée par l’équation suivante : Δu = B.[Δσ3 + A.(Δσ1 − Δσ3 )] Avec : • Δσ1 et Δσ3 : variation de la contrainte verticale et horizontale qui s’applique sur le sol. ttp • A et B : coefficients de pression interstitielle qui dépendent de l’état de saturation et sont déterminés à partir d’essais triaxiaux. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 86 alg .gc F IGURE 4.11 Résultats de l’essai triaxial selon les plans de représentations IJ ij !" ! !" ww !" ıᬅ ıᬅ ıᬅ ıᬅ ı Ȝ!" !" ıᬅ ıᬆ ı F IGURE 4.12 Résultats d’essais CU+u s:/ /w Il a été démontré que le coefficient A dépend de l’état de pré-consolidation du sol et que sa valeur varie entre −0, 5 à 1, 5 pour un rapport de surconsolidation décroissant. Quant au coefficient B, il dépend de la saturation du sol et varie de 0 à 1 pour une saturation croissante. ttp Dans un essai non drainé, il doit être le plus proche possible de 1 pour permettre la mesure des surpressions interstitielles générées par le cisaillement. https://www.GCAlgerie.com/ Essais in situ 87 er ie. co m 4.3 / https://www.GCAlgerie.com/ 4.3 ESSAIS IN SITU La caractérisation d’un massif de sol en place peut se réaliser par des essais de chargement (cf. figure 4.13) soit en surface (essai de plaque) soit en forage (essais pénétrométrique, scissométrique et pressiométrique). alg | .gc F IGURE 4.13 Essais in situ a) pénétromètre b) scissomètre c) pressiomètre d) plaque 4.3.1. Essai pénétrométrique ww Les essais de pénétration peuvent être réalisés par fonçage à vitesse constante (2 cm/s) d’une pointe conique (pénétromètre statique), par battage à l’aide d’un mouton d’une pointe conique (pénétromètre dynamique) ou par battage à l’aide d’un mouton d’un carottier (essai de pénétration au carottier plus connu sous l’acronyme SPT). ttp s:/ /w { G | | J| F IGURE 4.14 Architecture d’une pointe de pénétromètre électrique et correction de surface à appliquer à l’essai au piézocône https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 88 Qt = qT − σv0 σv0 alg L’essai au pénétromètre statique qui est privilégié pour les études de fondations dissocie la résistance de pointe mesurée à la base du pénétromètre (cône) appelée qc , du frottement latéral sur le manchon de frottement (appelé fs ). Le piézocône intègre un capteur de pression interstitielle au-dessus du cône (position appelée u ou u2 ). La mesure des surpressions interstitielles générées lors du fonçage du cône dans le sol et la mesure du temps de dissipation donnent des informations intéressantes sur la nature des couches qui le constituent et sur l’état de consistance dans lequel cellesci se trouvent. L’analyse des mesures réalisées avec cet essai permet de déterminer rapidement le profil des sols fins et leurs caractéristiques stratigraphiques et offre la possibilité d’aborder l’identification des sols en termes de nature et d’état. Les abaques les plus utilisés sont ceux de Robertson (cf. figure 4.15) où est donnée l’évolution de la résistance au cône normalisé Qt en fonction du rapport de frottement normalisé Fr et du rapport de pression interstitielle Bq . FR = 100 × fs qT − σv0 Bq = Δu qT − σv0 k % j ww ! {L ¤ ıN|Fı¶N f "! ` @ s:/ /w " ` F {L ¤ ıN| #$% ! {L ¤ ıN ı¶N .gc Avec la résistance de qT = qc +(1−a).u, Δu = u−u0 et a le rapport de la surface non soumise à la pression interstitielle à la surface totale du cône (cf. figure 4.14). On peut utiliser l’un ou l’autre graphique selon les préférences. Toutefois, près des enveloppes supérieures, la classification peut être différente entre les deux graphiques. k f ` @ V > ! <L F IGURE 4.15 Abaque de Robertson - 1 : sol fin argileux ou limon sensible - 2 : sol organique et tourbe - 3 : argile à argile limoneuse - 4 : limon argileux à argile limoneuse - 5 : limon sablonneux à sable limoneux - 6 : sable propre à sable limoneux - 7 : sable à sable graveleux - 8 : sol fin intermédiaire très raides - 9 : sables cimentés ou dilatants ttp En complément, l’indice Ic permet d’approcher les frontières des zones par des arcs de cercle. 0,5 Ic = (3, 47 − log Qt )2 + (1, 22 + log FR )2 https://www.GCAlgerie.com/ Essais in situ 89 er ie. co m 4.3 / https://www.GCAlgerie.com/ La frontière séparant le comportement argileux du comportement sableux est ainsi donnée pour Ic = 2, 60. Pour être cohérent avec la classification USCS-LCPC (cf. chapitre 1), il est nécessaire de prendre en compte le pourcentage de fines (cf. tableau 4.2). Tableau 4.2 Frontières des comportements de sol type $ ^$ $ )^ ]$ $( ]$#KBW J G N"` j J _ _ J j _ J J G' ¢ J N! j ! _ _ J J "` j J "` j alg _ J"` j j j _ G " _ J ^ .gc _ G' G " j G "` G G L" "J ww La comparaison d’essais en laboratoire avec les observations effectuées en place sur un grand nombre d’argiles molles a conduit à définir une relation entre la résistance de pointe pénétrométrique qc et la résistance au cisaillement non drainée cu par l’expression suivante : qc = σv0 + Nkt .cu s:/ /w dans laquelle q0 désigne la pression verticale totale des terres au repos et Nkt le facteur de cône pénétrométrique (valant 15 pour les sols NC et 19 pour les sols SC), lequel est déterminé expérimentalement par des corrélations entre la résistance au cisaillement et la cohésion non drainée du sol en fonction du type d’appareillage et de la procédure expérimentale utilisés. 4.3.2. Essai scissométrique ttp Les essais de cisaillement au scissomètre de chantier ont comme objectif d’atteindre les caractéristiques de résistance des sols en imposant une contrainte de cisaillement (cf. figure 4.16). Le cisaillement des parois du forage est réalisé par rotation d’un cylindre autour de son axe. Il est possible d’appliquer une déformation importante et d’observer le comportement résiduel. L’essai de cisaillement au scissomètre de chantier est un moyen fiable pour connaître la résistance au cisaillement non drainé des argiles https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 90 { G ' " | ! "' G ' J" " Y J" " "J G & alg " F IGURE 4.16 Le scissomètre ww .gc molles naturelles (cf. figure 4.16). Cet essai utilise des pales rectangulaires de hauteur 140 mm et d’élancement deux. La résistance résiduelle au cisaillement peut être obtenue après une valeur conventionnelle de 5 à 25 rotations des pales suivant les pays. Il est alors possible d’obtenir la sensibilité des argiles. Plusieurs aspects de l’essai sont à surveiller : le frottement des tiges, un essai à 90° permettra d’en juger la vitesse de l’essai, au maximum de 12°/min, et la rotation possible de l’appareil pendant la pénétration. s:/ /w L’interprétation des essais scissométriques conduit à l’évaluation de la résistance au cisaillement cu du sol étudié en fonction du moment maximum Tm qui lui est appliqué par la formule suivante : cu = 2.Tm π.D 2 .(H 2 + D/a) dans laquelle D désigne le diamètre des pales, H leur hauteur et a un facteur expérimental dépendant de la loi de variation des contraintes de cisaillement sur les parties supérieure et inférieure du moulinet. ttp 4.3.3. Essai pressiométrique Le principe de l’essai pressiométrique Ménard consiste à introduire dans un trou de sondage, à des profondeurs échelonnées, une cellule cylindrique déformable diamétralement, de diamètre correspondant à celui du trou de sondage et sans réaction élastique propre, que l’on gonfle à la demande et conformément à un programme « pression-temps » approprié, avec un fluide incompressible. https://www.GCAlgerie.com/ Essais in situ " 91 er ie. co m 4.3 / https://www.GCAlgerie.com/ G !" G !" " !" G F IGURE 4.17 Pressiomètre Ménard, programme de chargement et courbe de résultat ww .gc alg La pression p mesurée au CPV 1 est augmentée progressivement par paliers de pression de pas constants Δp (δt < 20 s) et voisins du dixième de la pression limite estimée. Il s’agit donc d’un essai piloté en pression. Chaque pression est maintenue constante dans les cellules de mesure et de garde pendant Δt = 60 s. À chaque palier, on enregistre la pression appliquée et le volume injecté dans la sonde à 30 et 60 s. Il s’agit ensuite de déterminer la relation entre la pression appliquée sur le sol et le déplacement de la paroi de la sonde (cf. figure 4.17). Il permet d’obtenir le module pressiométrique EM , la pression limite pL , la pression de fluage pf et la pression de contact avec le terrain pc pouvant être considérée comme le début de la plage pseudo-élastique p1 . La rupture de pente de la courbe de fluage donnant V60-V30 en fonction de p est utilisée pour définir pf souvent assimilée à p2 (cf. figure 4.17). La pression maximale atteinte est appelée pression limite pL (notée aussi pLM ). L’essai peut être considéré comme terminé s’il comporte au moins huit paliers et si une des conditions suivantes est satisfaite : • la pression p de 5 MPa est atteinte, s:/ /w • le volume de liquide injecté dans la cellule centrale est d’au moins 600 cm3 pour les sondes standards (soit environ le doublement du volume Vs de la cavité initiale). On veille à ce qu’il y ait, pour les essais où la pression est inférieure à 5 MPa, au moins trois paliers au-delà de la pression de fluage, au moins quatre paliers avant cette pression de fluage. Les résultats de mesure bruts sont corrigés de la résistance propre de la membrane, de la compressibilité du système et de la hauteur d’eau dans les tubulures. Pour faire ces trois corrections, on détermine : ttp • le volume initial de la sonde Vs = 0, 25.π.Is .d2t − Vm avec Vm ordonnée à l’origine de la tangente asymptotique, Is longueur de la cellule centrale, di diamètre intérieur du tube de calibrage. • Le coefficient a de compressibilité de l’appareillage correspondant à la pente déduite de la courbe 1 de la figure 4.18. 1. Contrôleur Pression-Volume. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 92 Finalement, la courbe corrigée est tracée à partir de : p = pr + ph − pe (Vr ) et V = Vr .a.pr Avec pr pression sur le manomètre du CPV, ph pression correspondant à la hauteur de colonne d’eau et pe (Vr ) relation obtenue lors de l’essai de résistance propre (courbe 2 de la figure 4.18). alg .gc F IGURE 4.18 Essai de compressibilité du système dans un tube métallique et essai de résistance propre à l’air libre Le module Ménard est calculé dans la plage pseudo-élastique délimitée par (p1 ,p2 ) par la formule suivante (courbe 1 de la figure 4.17) : ww EM = 2(1 + ν) Vs + V1 + V 1 2 . p2 − p1 V 2 − V1 Où ν est le coefficient de Poisson pris conventionnellement égal à 0,33 et Vs le volume initial de la sonde (Vs vaut environ 535 cm3 pour une sonde de 60 mm). Il ne s’agit pas d’un module d’Young du sol. Le module Ménard EM est donné en MPa. s:/ /w Le module d’Young E peut être estimé avec le coefficient rhéologique α, tel que EM α2 = . Des valeurs conventionnelles aident à la décision sur la valeur de α en E EM fonction du rapport et de la nature du sol. pL ttp La comparaison d’essais en laboratoire avec les observations effectuées en place sur un grand nombre d’argiles molles a conduit à définir une relation entre la pression limite pressiométrique pL et la résistance au cisaillement non drainée cu par l’expression suivante (valable pour pL < 0, 3 MPa) : cu = pL − p0 5, 5 L’essai pressiométrique Ménard peut être réalisé dans tous les types de sols, saturés ou non, y compris dans les roches tendres (avec plus d’incertitude) et les remblais. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 93 er ie. co m Exercices 4.3.4. Corrélations L’incertitude sur les essais géotechniques est parfois forte. Il est donc primordiale de réaliser des corrélations entre les essais afin de déceler les potentielles erreurs de manipulation et les valeurs adhérentes. Le tableau 4.3 résume quelques corrélations en fonction de la nature du sol. Tableau 4.3 Exemples de corrélations entre essai in situ ݍ ൗݍௗ " j j !U G j j alg ݍௗ ݍௗ ܧெ ൗܧ ൗሺ െ ሻ ெ ெ ݍ െ Ԣ " j j j j j !U G j j j .gc U ! "! $ *( *( ( ݍ െ Ԣ ெ െ EXERCICES ww Exercice 4.1. Solution p. 101 Soit un sable lâche testé en cisaillement à la boîte de Casagrande. Le tableau 4.4 donne trois couples de valeurs en contraintes normales et tangentielles. s:/ /w Tableau 4.4 Valeurs de contraintes normales et tangentielles ı Z ʏ Z (1) Représenter dans le plan de Mohr les résultats de l’essai. (2) Déterminer la cohésion c et l’angle de frottement ϕ . Solution p. 101 ttp Exercice 4.2. Soit un sol sablonneux, non cohérent, amené à rupture par cisaillement. Les valeurs des contraintes principales à la rupture sont σI = 23, 2 kPa et σII = σIII = 7, 5 kPa. (1) Déterminer l’angle de frottement du sable ϕ . https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 94 π ϕ (2) Montrer que les lignes de glissement forment un angle θ = ± + par rapport 4 2 à la facette de la contrainte principale majeure. Exercice 4.3. Solution p. 102 Soit une couche d’argile limoneuse de 10 m d’épaisseur, saturée et normalement consolidée, et de poids volumique γsat = 19 kN.m-3. Deux échantillons A et B peu remaniés, situés respectivement à zA = 2 m et zB = 8 m de profondeur, ont été testés à l’appareil triaxial en condition non consolidé-non drainé (UU). La contrainte isotrope initiale est identique pour les deux essais et vaut σ0 = 150 kPa. Les contraintes axiales à la rupture sont égales à σ1,A = 320 kPa et σ1,B = 360 kPa. alg (1) Déterminer la cohésion non drainée cu des deux échantillons. (2) Les échantillons proviennent de la même couche d’argile, pourquoi les valeurs de cu sont-elles différentes ? ww .gc Exercice 4.4. Solution p. 102 Soit un sable sec, d’angle de frottement ϕS = 35° et de cohésion nulle, et un limon argileux, d’angle de frottement ϕL = 29° et de cohésion cL = 10 kPa. Plusieurs essais triaxiaux sont réalisés sur ces sols en condition consolidé-drainé (CD). Les échantillons sont soumis à un chargement hydrostatique σ0 puis le déviateur augmente jusqu’à la rupture. (1) Déterminer la valeur de contrainte principale σ1 à la rupture pour les deux sols et en considérant deux valeurs de chargement hydrostatique σ0 = [20 ; 100] kPa. s:/ /w (2) Tracer les quatre cercles de Mohr et les droites intrinsèques. Commenter. Exercice 4.5. Solution p. 103 Soit un sable dense testé à la boîte de cisaillement (diamètre D = 10 cm). La figure 4.19 présente les résultats de l’essai. (1) Représenter dans le plan de Mohr les résultats de l’essai. On distinguera le comportement « au pic » et résiduel. (2) Évaluer l’erreur réalisée en considérant une section de cisaillement S constante durant l’essai. L’aire d’un segment circulaire est présentée en figure 4.20. ttp (3) Déterminer la cohésion c et l’angle de frottement ϕ à partir des valeurs de contraintes « au pic » et résiduelles. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 95 er ie. co m Exercices /]] $_KZ9W , z S, , z S, , z S, &'^$] *į;KW ȕ alg F IGURE 4.19 Résultats d’essais à la boîte de cisaillement pour trois efforts normaux différents R2 (β − sin β) 2 d β = 2. arccos R S= Į .gc ww F IGURE 4.20 Segment circulaire s:/ /w Exercice 4.6. Solution p. 104 Soit une argile saturée et normalement consolidée et testée à l’appareil triaxial en condition consolidé-drainé (CD). Le diamètre de l’échantillon est D = 7 cm. La contrainte isotrope de consolidation est σ0 = 220 kPa et l’effort du piston à la rupture est de F = 2, 19 kN. La pression interstitielle reste constante durant tout l’essai u = 20 kPa. (1) Déterminer l’angle de frottement ϕ . (2) Déterminer l’inclinaison θ du plan de rupture par rapport au plan horizontal. ttp (3) Déterminer les valeurs des contraintes normales σ et tangentielles τ sur le plan de rupture. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 96 Exercice 4.7. Solution p. 105 Soit un limon argileux surconsolidé testé à l’appareil triaxial en condition consolidédrainé (CD). Le tableau 4.5 présente les valeurs des contraintes à la rupture de quatre essais. La pression interstitielle est nulle durant chaque essai. Tableau 4.5 Contraintes principales à la rupture pour quatre essais , 0 & ı Z ı Z alg (1) Déterminer les valeurs de contraintes moyennes p et déviatoriques q à la rupture pour les quatre essais. (2) Représenter les différents états de contraintes dans le plan (p - q) et déterminer la pente M et l’ordonnée à l’origine C. .gc (3) En déduire l’angle de frottement ϕ et la cohésion c . ww Exercice 4.8. Solution p. 106 Soit une argile sableuse, saturée et surconsolidée, testée à l’appareil triaxial en condition consolidé-non drainé avec mesure de pression interstitielle (CU+u). La contrainte de préconsolidation du sol à la profondeur de prélèvement est égale à σp = 150 kPa. Le tableau 4.6 donne les résultats des essais. s:/ /w Tableau 4.6 Résultats de trois essais triaxiaux en condition CU+u ı ^ ıg ^ , 0 Z Z Z (1) Tracer les cercles de Mohr en contrainte totale et effective. (2) Déterminer l’angle de frottement ϕ . ttp (3) Déterminer les valeurs de la cohésion non drainée cu et celle du coefficient d’accroissement λcu . https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 97 er ie. co m Exercices Exercice 4.9. Solution p. 107 Soit un massif de sol en milieu marin, composé de deux couches de sol. L’argile limoneuse, qui constitue les sédiments, est normalement consolidée. Un échantillon est testé à l’appareil triaxial en condition consolidé-non drainé avec mesure de pression interstitielle (CU+u). La consolidation a été effectuée sous contrainte isotrope σ0 = 510 kPa. Le tableau 4.7 donne les valeurs de déformation axiale ε1 , de contrainte verticale totale σ1 et de variation de pression interstitielle Δu. Tableau 4.7 Résultats d’un essai triaxial en condition CU+u İ ı Z ǻX Z alg \ (1) Dessiner la courbe de cet essai dans les représentations de Lambe (s ,t ) et (s,t). En déduire la cohésion cu et l’angle de frottement ϕ . .gc (2) Tracer sur ce même graphique la droite représentative de l’état de pression des terres au repos (K0 = 1 − sin ϕ ). Préciser les valeurs de sK0 et tK0 ainsi que σ1 et σ3 pour lesquelles l’échantillon s’est trouvé dans cet état lors de l’essai CU+u. ww (3) En déduire, selon certaines hypothèses à préciser, la valeur de cohésion non drainée en tout point de l’argile limoneuse. En déduire la valeur du coefficient d’accroissement de la cohésion non drainée λcu . G J G İ= #$% ttp L #SO % s:/ /w Exercice 4.10. Solution p. 109 Un échantillon de sol saturé est soumis, au sein d’un appareil triaxial en condition consolidé-drainé (CD), à de petites variations de contraintes Δσ1 et Δσ3 afin de rester en comportement élastique. Les déformations volumique εv et axiale ε1 sont mesurées durant l’essai. Le matériau est considéré homogène et isotrope. La pression interstitielle u est nulle durant les essais. La figure 4.21 présente des résultats d’essais triaxiaux jusqu’à rupture. J İ #$% İ #$% F IGURE 4.21 Évolutions du déviateur q et de la déformation volumique εV en fonction de la déformation axiale ε1 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 98 (1) Avec quel dispositif peut-on déterminer la déformation volumique ? (2) Exprimer le module d’Young E et le coefficient de Poisson ν à partir des données de l’essai. (3) Déterminer le module d’Young E et le coefficient de Poisson ν du sable et de l’argile. Exercice 4.11. Solution p. 110 Soit un sol cohésif testé à l’appareil triaxial en condition consolidé-drainé (CD). La pression interstitielle est nulle durant tout l’essai. alg On s’intéresse ici à la modélisation du comportement élastoplastique. La partie élastique est définie par l’élasticité linéaire isotrope de Hooke. Le modèle est associé et la surface de charge est de type Mohr-Coulomb : f ( ) = (σ1 − σ3 ) − (σ1 + σ3 ) sin ϕ − 2c cos ϕ 0 .gc (1) Tracer l’évolution du déviateur q et de la déformation volumique εv en fonction de la déformation axiale ε1 . Exercice 4.12. Solution p. 112 ww Soit une argile testée en conditions drainée et non drainée avec trois états initiaux différents (cf. tableau 4.8). Tableau 4.8 États initiaux - Contraintes isotropes et indices des vides ^KZW s:/ /w :$ Le comportement en plasticité parfaite est caractérisée par les expressions suivantes : e = 1, 05 − 0, 437. log p et q = 0, 96.p (1) Tracer les réponses probables de ces échantillons lors des essais triaxiaux drainés et non drainés dans les plans (q - p),(e - logp ),(q - ε1 ) et (εV - ε1 ). Solution p. 114 ttp Exercice 4.13. Soit un essai pressiométrique réalisé dans une couche de limon argileux de poids volumique γ = 18 kN.m-3. L’essai est réalisé à 6, 2 m de profondeur avec une sonde de volume Vs = 535 cm3. Le tableau 4.9 présente les valeurs de pression et volume au niveau de la sonde. La courbe en figure 4.22 représente la courbe d’étalonnage (résistance propre de la sonde). L’angle de frottement est évalué à ϕ = 27°. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 99 er ie. co m Exercices Tableau 4.9 Essai pressiométrique Z f sĂƌŝĂƚŝŽŶĚĞǀŽůƵŵĞ Đŵϯ alg ^ WƌĞƐƐŝŽŶĚĂŶƐůĂƐŽŶĚĞƉŬWĂ F IGURE 4.22 Courbe d’étalonnage .gc (1) Déterminer la pression de recompression p1 . Comparer cette valeur à la contrainte horizontale à cette profondeur. (2) Déterminer la pression de fluage, le module de Ménard, et la pression limite. s:/ /w ww Exercice 4.14. Solution p. 115 Soit un massif sans nappe constitué uniquement de sable lâche (γ = 18 kN.m-3), testé au pénétromètre dynamique. La masse du mouton est égale à M = 64 kg. La masse totale frappée est initialement de M = 24 kg, puis s’ajoute 6 kg par mètre de profondeur franchie. La section de la pointe vaut A = 20 cm2. Les frottements latéraux sont négligés. La formule des Hollandais permet de déterminer la contrainte de résistance du sol : M.g.H M qd = . A.e M + M La courbe 4.23 représente l’enfoncement moyen e par coup sur 10 cm de profondeur. (1) Déterminer la résistance de pointe dynamique qd aux profondeurs : z = [0 ; 0, 5 ; 1 ; 1, 5 ; 2 ; 2, 5]. (2) Évaluer approximativement, par corrélation, la résistance de pointe statique qc . ttp Exercice 4.15. Solution p. 116 Soit un massif présentant des alternances de couches sableuses et argileuses. Un essai au piézocône est réalisé afin d’avoir une reconnaissance fine des couches. La résistance de pointe qc et la surpression interstitielle créée par le passage de la sonde Δu sont représentées en figure 4.24. Le rapport a des surfaces est égal à 0, 66. La nappe libre est située à 3 m de profondeur. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 100 : ! ! " #% O " #% alg F IGURE 4.23 Enfoncement moyen par coup en fonction de la profondeur ! L" L!#*O % V s:/ /w ww O " #% ;" ȴƵ#SO % .gc #*O % F IGURE 4.24 Résultats d’essai au piézocône (1) Repérer les différentes couches de sol ainsi que leur nature (pulvérulent ou fin). ttp (2) Préciser la classification des sols aux profondeurs z = [2 ; 6 ; 10 ; 14] m sachant que les contraintes verticales totales sont égales à σv0 = [36 ; 108 ; 190 ; 273] kPa. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 101 er ie. co m Solutions des exercices SOLUTIONS DES EXERCICES Solution 4.1. ϯϬϬ ϮϱϬ ϮϬϬ ϭϱϬ ϭϬϬ ϱϬ Ϭ Ϭ ϭϬϬ alg $$$($ ʏ KZW (1) Dans le repère de Mohr, les contraintes normales et tangentielles sur le plan horizontal correspondent à un point par essai. La figure 4.25 représente ces points ainsi que la droite intrinsèque de Mohr-Coulomb du sol. ϮϬϬ ϯϬϬ ϰϬϬ ϱϬϬ .gc &RQWUDLQWHQRUPDOHı>N3D@ F IGURE 4.25 Droite de Mohr-Coulomb à partir des résultats à la boîte de cisaillement ww (2) La droite intrinsèque passe par ces points et est définie par la cohésion, l’ordonnée à l’origine, et l’angle de frottement, calculé à partir de la pente de la droite : c = 0 kPa et ϕ = 31°. Solution 4.2. (1) Le cercle de Mohr se dessine directement à partir des contraintes principales (cf. figure 4.26) ttp s:/ /w ߬ #SO % ij¶ ʌF }ij¶ ı #SO % F IGURE 4.26 Droite de Mohr-Coulomb et cercle de Mohr du sable à la rupture https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 102 On détermine ensuite l’angle de frottement graphiquement ou analytiquement à partir de l’étude du triangle OAB : sin ϕ = 1 2 (σI 1 2 (σI − σIII ) = 29, 3° + σIII ) (2) Sur le cercle de Mohr, le point correspondant à la facette de la première contrainte π principale se situe à un angle 2θ = ± + ϕ des points de rupture. 2 π ϕ Ainsi : θ = ± + 4 2 Solution 4.3. alg (1) Dans un essai UU, l’état de contrainte effectif à la rupture est indépendant de la valeur de contrainte isotrope initiale. La cohésion non drainée est exprimée à σ1 − σ3 σ1 − σ 0 partir des contraintes totales ou effectives par : cu = = 2 2 AN : cu,A = 85 kPa et cu,B = 105 kPa .gc (2) La cohésion non drainée d’un sol fin dépend de la contrainte effective maximale subie par le sol. La profondeur des deux échantillons étant différente, il est logique de trouver une valeur de cu supérieure à une plus grande profondeur. Solution 4.4. ww (1) À la rupture, et pendant la phase de chargement déviatorique, la contrainte principale mineure σ3 correspond à σ0 . À la rupture, le cercle de Mohr touche la droite intrinsèque. Ainsi, d’après la figure 4.27 : s:/ /w ߬ #SO % F¶ ij¶ 0 < ı șz ʌF } ij¶ ı ı #SO % > F IGURE 4.27 Droite de Mohr-Coulomb et cercle de Mohr - Cas général σ1 − σ3 σ1 + σ3 = c . cos ϕ + 2 2 1 + sinϕ cos ϕ Ainsi : σ1 = σ3 + 2c 1 − sinϕ 1 − sinϕ ttp AC = AB + BC ⇒ https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 103 er ie. co m Solutions des exercices Tableau 4.10 Valeur de contraintes σ1 [kPa] ı ij Z " ( Z Z * $ alg (2) Les quatre cercles de Mohr sont représentés en figure 4.28. On remarque que pour de faibles valeurs de contraintes, et grâce à sa cohésion, le limon possède un déviateur plus important. Pour de fortes valeurs de contraintes, cette tendance s’inverse car l’angle de frottement du sable est plus grand que celui du limon. .gc ߬ #SO % J ww > F IGURE 4.28 Cercles de Mohr des deux sols pour deux valeurs de contrainte hydrostatique s:/ /w Solution 4.5. (1) Les contraintes normales et tangentielles s’expriment à partir des efforts normaux, tangentiels et de la surface de rupture : σ = N/S et τ = T /S. ttp Le tableau 4.11 donne les valeurs de contraintes « au pic » et résiduelles. La section est de S = 7, 85.10-3 m2. La figure 4.29 représente les résultats dans le plan de Mohr ainsi que la droite intrinsèque pour les deux couples de valeurs de contraintes. Tableau 4.11 Contraintes normales et tangentielles à la rupture ı Z ʏ^ Z ʏ' Z https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m $$$($ ʏ KZW 104 " ! " &RQWUDLQWHQRUPDOHı>N3D@ F IGURE 4.29 Droites intrinsèques du sable (au pic et résiduelle) .gc į alg (2) Les valeurs de contraintes « au pic » sont évaluées pour des déplacements axiaux inférieurs à δh = 4 mm au maximum. ww z dž F IGURE 4.30 Section corrigée s:/ /w À partir de relations géométriques sur la figure 4.30, la surface de rupture corrigée Sc s’exprime par : 2 R d δh Sc = 2. (β − sin β) avec β = 2. arccos et d = 2 R 2 AN : Sc = 7, 45.10-3 m2 soit environ 0, 94 % d’erreur, ce qui est négligeable. (3) Les deux droites intrinsèques sont définies par les paramètres suivants : AN : cpic = 0, cres = 0, ϕpic = 35, 0°, ϕres = 26, 6°. Solution 4.6. ttp (1) L’argile étant normalement consolidée, sa cohésion est donc supposée nulle c = 0 kPa. Lors d’un essai triaxial, les contraintes principales totales sont égales à : σ3 = σ0 = 220 kPa. F σ1 = σ0 + = 570 kPa S https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 105 er ie. co m Solutions des exercices Les contraintes effectives s’évaluent par la loi de Terzaghi : σ3 = σ3 − u = 200 kPa et σ1 = σ1 − u = 550 kPa Pour un sol non cohésif, l’angle de frottement peut se déterminer par la relation : (σ − σ3 ) ϕ = arcsin 1 = 26, 7° (σ1 + σ3 ) (2) Lors d’un essai triaxial, l’angle que fait le plan de rupture avec le plan horizontal est de : π ϕ θ=± + = ±58, 4° 4 2 (3) Les contraintes sur le plan de rupture se déterminent à partir des coordonnées du centre du cercle de Mohr et de son rayon : alg σ1 + σ3 σ 1 − σ3 + cos(2θ) = 347 kPa 2 2 σ1 − σ 2 τ= .sin(−2θ) = ±226 kPa 2 .gc σ= Solution 4.7. ww (1) La pression interstitielle étant nulle durant tout l’essai, les contraintes totales et effectives sont égales. Les contraintes moyenne p et déviatorique q s’expriment σ1 + 2σ3 par définition : p = et q = σ1 − σ3 (cf. figure 4.12) 3 Tableau 4.12 Contraintes p et q à la rupture pour les quatre essais , 0 & Z Z s:/ /w ^ (2) L’état de contrainte en un point dans le plan de Mohr (σ - τ ) se représente par un cercle. Dans le plan (p - q), il se représente par un point. La figure 4.31 représente les quatre états de contraintes. La droite passant par ces points est de pente M = 0, 998 et d’ordonnée à l’origine C = 22, 6 kPa. ttp (3) En repartant de la démonstration indiquée à la question 1) de l’exercice 4, la relation entre les contraintes principales d’un sol en rupture est : σ1 = 1 + sinϕ cos ϕ .σ + 2c 3 1 − sinϕ 1 − sinϕ Cette expression doit être exprimée en fonction des paramètres p et q. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 106 &' Ƌ KZW $$)$$^KZW F IGURE 4.31 Droites intrinsèques dans le repère de Cambridge p−q p + 2q et σ1 = 3 3 alg σ3 = Ce qui permet d’obtenir la relation q = M.p + C 6. sin ϕ 6.c . cos ϕ et C = 3 − sin ϕ 3 − sin ϕ .gc avec M = La résolution de ce système permet de déterminer la cohésion c et l’angle de frottement ϕ . AN : c = 10, 7 kPa et ϕ = 25, 3°. ww Solution 4.8. (1) Les valeurs sont données en contraintes totales. Les contraintes effectives à la rupture s’évaluent par le principe de Terzaghi (cf. tableau 4.13) : σ1 − σ1 − u et σ3 − σ3 − u s:/ /w Tableau 4.13 Contraintes principales totales et effectives à la rupture pour les trois essais , ^ Z g ^ Z ^ Z g ^ Z ı g ı Z ^ ıg ı 0 ttp Les cercles de Mohr à la rupture se tracent à partir des contraintes principales. Le sol est surconsolidé initialement mais les valeurs des contraintes isotropes σ0 sont supérieures à la contrainte de préconsolidation σp . Ainsi, on peut tracer une droite intrinsèque dans le domaine normalement consolidé, qui correspond à la tangente aux cercles en contraintes effectives. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 107 ߬ #SO % ij !" z SO !" z SO !" z SO er ie. co m Solutions des exercices ! N ı #SO % > F IGURE 4.32 Cercles de Mohr en contrainte totale et effective - Droite intrinsèque alg On détermine graphiquement l’angle de frottement à partir de la pente de la droite de Mohr-Coulomb. AN : ϕ = 31° σ1 − σ 3 2 .gc (2) La cohésion non drainée s’exprime : cu = Ce paramètre varie linéairement en fonction de la contrainte de consolidation σ0 (cf. figure 4.33). La pente de la droite correspond au taux d’accroissement λcu = 0, 36. ww !" #SO % s:/ /w >" z ı #SO % > F IGURE 4.33 Cercles de Mohr en contrainte totale et effective - Droite intrinsèque Solution 4.9. ttp (1) Le paramètres s et t du repère de Lambe se calcule à partir des relations suivantes : s = σ1 + σ3 σ − σ3 et t = 1 2 2 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 108 Les contraintes σ1 et σ3 se déterminent par la relation de Terzaghi : σ1 = σ1 − u et σ3 = σ3 − u Le tableau 4.14 résume les résultats obtenus, et la figure 4.34 présente les courbes relatives à cet essai dans les représentations (s - t ) et (s - t). Tableau 4.14 Contraintes de la représentation de Lambe İ \ ı Z ǻX Z ı Z ı Z Z Z Z Z ww .gc Z alg ı ƚŬWĂ ! N s:/ /w ƐŬWĂ F IGURE 4.34 Chemin des contraintes totales et effectives ttp Par définition, la cohésion non drainée cu correspond à la valeur maximale de t (ou t). Ainsi, cu = 187 kPa. L’argile étant normalement consolidée, la cohésion c est nulle. L’angle de frottement ϕ est relié à l’angle α de la droite intrinsèque dans le repère de Lambe par la relation : tan α = sin ϕ AN : ϕ = 31, 2°. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 109 er ie. co m Solutions des exercices (2) Le coefficient des terres au repos vaut K0 = 1 − sin ϕ = 0, 48. La figure 4.35 représente la courbe intrinsèque et celle des terres au repos. Les valeurs s et t correspondants à l’état au repos sont : sK0 = 415 kPa et tK0 = 143 kPa σ3,K = 272 kPa 0 alg ƚŬWĂ Ou encore : σ1,K = 568 kPa et 0 .gc ƐŬWĂ F IGURE 4.35 Droite intrinsèque (Mohr-Coulomb) et droite représentative de l’état de pression des terres au repos (K0 ) ww (3) En considérant qu’il y a homothétie entre le chemin de contrainte de l’essai, situé entre les deux droites, et le chemin de contrainte entre l’état au repos et la rupture cu du sol, on peut déterminer un rapport homothétique rh = = 0, 34. σ1,K0 s:/ /w Pour déterminer la valeur de cu sur toute la hauteur de la couche d’argile limoneuse, il suffit de multiplier la valeur de contrainte effective verticale in situ σv par le rapport homothétique. Et ceci car le sol est normalement consolidé. σv (z = 12 m) = 36 kPa σv (z = 23 m) = 124 kPa ⇒ cu = 12 kPa ⇒ cu = 42 kPa Le rapport homothétique correspond au coefficient d’accroissement : λ = 0, 34. Solution 4.10. ttp (1) Par définition, la déformation volumique εv est définie comme le rapport entre la variation de volume sur le volume initiale de l’éprouvette. En mécanique des sols, le squelette est souvent considéré comme incompressible. En condition drainée, le départ de l’eau est responsable de la perte de volume. Aussi, à partir d’un contrôleur pression-volume connecté à l’intérieur de l’échantillon, la variation de volume d’eau qui s’insère ou s’échappe peut être mesurée aisément. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 110 (2) En tenant compte de la symétrie de révolution (Δσ2 = Δσ3 ), la loi de comportement de l’élasticité selon Hooke permet d’écrire : Δσ1 − 2νΔσ3 Δσ3 − ν(Δσ1 + Δσ3 ) et ε2 = ε3 = E E (1 − 2ν)(Δσ1 + 2Δσ3 ) εv = ε1 + ε2 + ε3 = E ε1 = En résolvant ce système d’équation, on exprime E et ν par : 1 εv .Δσ1 − ε1 .(Δσ1 + 2Δσ3 ) (Δσ3 − Δσ1 ).(Δσ1 + 2Δσ3 ) ν= . et E = 2 εv .Δσ3 − ε1 .(Δσ1 + 2Δσ3 ) εv .Δσ3 − ε1 .(Δσ1 + 2Δσ3 ) alg En considérant Δσ3 = 0, ces expressions se simplifient sous une forme bien connue : 1 εv − ε1 ε3 Δσ1 ν=− . =− et E = 2 ε1 ε1 ε1 .gc G İ #$% s:/ /w G J İ= #$% ww L #SO % (3) Les caractéristiques élastiques sont déterminées par les tangentes à l’origine. Dans le repère (ε1 - q), la pente à l’origine est le module d’Young E puisque Δq = Δσ1 durant l’essai (Δσ3 constant). Dans le repère (ε1 - εV ), la pente à l’origine est égale à 1 − 2ν (cf. figure 4.36). J İ #$% F IGURE 4.36 Représentation des pentes évaluées pour le calcul de E et ν AN : sable : E = 30 MPa et ν = 0, 232, argile : E = 12 MPa et ν = 0, 286. Solution 4.11. ttp (1) On cherche à représenter, par modélisation, l’évolution du déviateur q et de la déformation volumique εV en fonction de la déformation axiale ε1 . Par définition : q = σ1 − σ3 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 111 er ie. co m Solutions des exercices Comportement élastique - La pente initiale de la courbe (q,ε1 ) est égale au module d’Young E. En effet, σ3 ne varie pas. Seule la contrainte principale σ1 fait varier le déviateur. Δq Δσ1 = =E ε1 ε1 alg La loi de comportement permet de relier les contraintes et déformations principales : ⎧ 1 ⎪ ⎪ ε = (σ1 − ν.σ2 − ν.σ3 ) 1 ⎪ ⎪ E ⎨ 1+ν ν 1 − .T r .I = ε2 = (σ2 − ν.σ1 − ν.σ3 ) ⎪ E E E ⎪ ⎪ ⎪ ⎩ ε3 = 1 (σ3 − ν.σ1 − ν.σ2 ) E La déformation volumique correspond à la trace du tenseur des déformations : 1 εV = ε1 + ε2 + ε3 = (σ1 + σ2 + σ3 ) E .gc À nouveau, seule la contrainte σ1 varie durant le chargement, on peut donc écrire : 1 − 2ν dεV = dσ1 = (1 − 2ν)dε1 E Ainsi, en partie élastique, la pente de la courbe (εV ,ε1 ) est égale à 1 − 2ν. ww Comportement plastique - Au niveau de la frontière du domaine élastique, on peut écrire que : 1 + sinϕ cos ϕ σ3 + 2c − σ3 1 − sin ϕ 1 − sinϕ 2σ3 sin ϕ + 2c cos ϕ = 1 − sin ϕ q = qmax = σ1 − σ3 = Ou encore : qmax s:/ /w Le modèle ne prévoit pas d’écrouissage, le déviateur q reste donc constant jusqu’à la fin de l’essai. Il en est de même pour la contrainte σ1 et la déformation volumique élastique εeV : εV = εeV + εpV = εpV ttp La loi d’écoulement est associée : ⎛ ⎞ 0 1 − sin ϕ 0 ∂f ⎠ 0 0 0 = dλ ⎝ d p = dλ ∂ 0 0 −1 − sin ϕ dεpV = T r(d p ) = −2dλ sin ϕ https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement dε1 = dεe1 + dεp1 = dλ(1 − sin ϕ ) er ie. co m 112 Ainsi en phase d’écoulement plastique (cf. figure 4.37) : dεpV dεV −2 sin ϕ = p = dε1 1 − sin ϕ dεV İ= L L Vʆ ` : İ alg İ V ij¶ V ij¶ Solution 4.12. .gc F IGURE 4.37 Modélisation du comportement élastoplastique d’un sol (1) Il faut différencier le comportement en condition drainée de celui en condition non drainée. ww Condition drainée - Dans le plan (p - q), la pente M est connue et le chemin de chargement se trace en deux phases : • Consolidation isotrope jusqu’à p0 . Seule la contrainte moyenne p évolue positivement. • Chargement déviatorique jusqu’à la plasticité parfaite. Le chemin de contrainte suit une pente de 3/1. ttp s:/ /w On repère les valeurs des contraintes moyennes et déviatoriques sur la droite M . Dans le plan (e - log p ), on trace la droite de plasticité parfaite. Puis, on repère la position des points correspondants aux trois états initiaux des échantillons. Notons que le premier point est dans un état surconsolidé. Connaissant les valeurs des contraintes moyennes à la rupture, on positionne également les points de fin d’essai. Pour tracer l’évolution au cours de l’essai, la tangente initiale doit correspondre au comportement élastique de l’argile. Comme ordre de grandeur, on choisit une pente initiale égale au dixième de la pente de plasticité parfaite. Puis, il suffit de tracer un chemin, non linéaire, vers le point final. Dans le plan (q - ε1 ), le déviateur q évolue de zéro à la valeur finale précédemment déterminée. La pente initiale est égale au module d’Young, ici inconnu. Néanmoins, ce module varie avec la contrainte de consolidation. Pour le point initialement surconsolidé, la valeur de q peut atteindre un pic, non figuré ici. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 113 er ie. co m Solutions des exercices Enfin pour le plan (ε1 - εV ), l’évolution suit celle de l’indice des vides puisque : Δe εV = . 1 + e0 &N " L #SO % & > ¦ #*O % ` İ #$% .gc ) ! N alg > ¦ #SO % ww ) ! N dž & N " L" İ= #$% &N " L #*O % Notons que le premier échantillon, surconsolidé, a un comportement dilatant. Les deux autres sont contractants. Les courbes sont tracées en figure 4.38. & ` İ #$% & ` İ #$% V V V s:/ /w F IGURE 4.38 Comportement probable des trois essais sur argile en condition consolidé-drainé ttp Condition non drainée - Il faut à présent différencier le comportement en contrainte totale et effective. La pression interstitielle évolue durant l’essai. Il n’y a pas de déformation volumique, l’indice des vides reste donc constant. Dans le plan (e - log p ), seul p évolue pour atteindre la droite de plasticité. On note les valeurs finales. Dans le plan (p-q), on trace le chemin des contraintes totales (pente de 3/1). Connaissant les valeurs finales de p , on trace l’évolution des contraintes effectives jusqu’au point final sur la droite M . On note les valeurs finales du déviateur q. L’écart entre les contraintes totales et effectives correspond aux évolutions de pressions interstitielles Δu. Les courbes sont tracées en figure 4.39. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m ) ! N 114 " L #SO % &N &N " L #*O % > ¦ #*O % > ¦ #SO % alg & ` İ #$% F IGURE 4.39 Comportement probable des trois essais sur argile .gc Solution 4.13. ww sĂƌŝĂƚŝŽŶĚĞǀŽůƵŵĞ Đŵϯ (1) La figure 4.40 représente les courbes pressiométriques V60 et (V60 -V30 ). s:/ /w WƌĞƐƐŝŽŶĚĂŶƐůĂƐŽŶĚĞƉŬWĂ F IGURE 4.40 Courbe d’étalonnage La pression de recompression correspond à celle au début de phase linéaire, soit 100 kPa (volume V1 = 105 cm3). Cette valeur doit être corrigée avec la courbe d’étalonnage. Pour un volume de 105 cm3, la pression associée est de 41 kPa donc p1 = 105 − 41 = 59 kPa. ttp L’essai est réalisé à 6, 2 m de profondeur. La contrainte verticale à cette profondeur est de : σv0 = 6, 2.γ = 112 kPa. Le coefficient des terres au repos est égal à : K0 = 1 − sin ϕ = 0, 55. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 115 er ie. co m Solutions des exercices La contrainte horizontale est égale à : σh0 = K0 .σv0 = 61, 8 kPa Cette valeur est très proche de la pression p1 déduite de l’essai pressiométrique. (2) La pression de fluage s’évalue à partir de la dernière rupture de pente de la courbe (V60 -V30 ), soit 340 kPa (volume : V2 = 160 cm3). Après correction, on obtient une pression de fluage de : p2 = 282 kPa. Le module de Ménard a pour expression : V 1 + V2 (p2 − p1 ) EM = 2(1 + ν) Vs + 2 (V2 − V1 ) alg Le coefficient de Poisson peut être estimé à partir du coefficient des terres au ν repos : K0 = ⇒ ν = 0, 35. 1−ν AN : EM = 7307 kPa .gc La pression limite se détermine sur la courbe pour un volume de Vs +2.V1 = 735 cm3. Elle est égale à 510 kPa, puis après correction : pL = 366 kPa. Solution 4.14. (1) La formule des Hollandais permet de calculer la résistance de pointe dynamique et s’adapte bien au sol pulvérulent. M.g.H M . A.e M + M ww qd = s:/ /w Les données sont toutes fournies. Notons toutefois que deux valeurs d’enfoncement moyen peuvent être indiquées pour une même profondeur. On choisira arbitrairement la plus faible des deux. Le tableau 4.15 résume les valeurs d’enfoncement moyen, de masse frappée et de résistance dynamique de pointe. Tableau 4.15 Résistance dynamique de pointe en fonction de la profondeur et des paramètres expérimentaux = Z( = ttp (2) D’après le tableau 4.3, le rapport qc /qd varie entre 1 et 2, 6 donc on obtient une valeur de qc = [4, 43 ; 11, 5] MPa. Le sable est lâche d’après l’énonce, donc le rapport qc /qd tend vers 1. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 4 • Résistance au cisaillement er ie. co m 116 Solution 4.15. • [0 ; 4] : sol pulvérulent. alg (1) La variation significative d’un des paramètres est un des indicateurs de changement de couche. La résistance de pointe ne peut, à elle seule, donner suffisamment d’informations sur le sol. Le piézocône permet de mesurer la pression interstitielle u = u0 + Δu générée par la pénétration de la sonde. Une variation significative de la surpression interstitielle Δu est un indicateur de sol fin saturé. Lorsque cette variation est négative, le sol est surconsolidé. Enfin, le rapport de frottement Rf permet de repérer les sols pulvérulents (frottants). Un sol pulvérulent possède généralement un rapport de frottement proche de 1 et une surpression interstitielle nulle. On distingue ici assez aisément les couches suivantes : • [4 ; 9] : sol fin + passée drainante à 7 m. • [9 ; 12] : sol fin, surconsolidé. .gc • [12 ; 14] : sol pulvérulent à tendance fine ou l’inverse. (2) Il faut utiliser l’abaque de Robertson (cf. figure 4.15). Le tableau 4.16 résume les valeurs des paramètres de l’abaque pour les quatre profondeurs. ww Tableau 4.16 Paramètres de classification pour l’abaque de Robertson =^ ] = ǻX Z V ı Z Z s:/ /w ı Z +] B = 0 \ V V #+ $ _ ttp D’après l’abaque de Robertson, la classification est la suivante : • [0 ; 4] : sable propre à sable limoneux (6). • [4 ; 9] : argile à argile limoneuse (3) + passée drainante à 7 m. • [9 ; 12] : limon sablonneux à sable limoneux (5), surconsolidé. • [12 ; 14] : limon sablonneux à sable limoneux (5). https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Chapitre 5 .gc alg Tassements 5.1 CONSOLIDATION ww 5.1.1. Phénomène de consolidation La consolidation est un phénomène qui se traduit par un tassement progressif des couches de sols fins au cours du temps. La perméabilité de ces sols étant faibles, les surpressions interstitielles, notées Δu et générées par une mise en charge des couches, se dissipent plus ou moins vite. s:/ /w Un transfert de charge de l’eau au squelette est constaté. L’augmentation de contrainte effective est responsable du tassement observé. a) Approche macroscopique ttp À partir de l’appareil œdométrique, on peut tracer l’évolution du tassement d’une couche de sol fin, saturé et drainé des deux faces, en fonction du temps. La charge appliquée a pour effet d’augmenter la pression interstitielle d’une valeur notée Δu puis progressivement un transfert de charge est réalisé et se traduit par une augmentation de la contrainte effective. Ce phénomène se distingue par une consolidation primaire, causée par la dissipation des pressions interstitielles et le départ de l’eau, puis une consolidation secondaire, causée par un réarrangement progressif du squelette. La consolidation primaire est généralement prépondérante à la seconde hormis pour certains sols organiques (tourbe) et certaines vases. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements O er ie. co m #% 118 ;! : O O " N ( L" J J W! < G" § L" O " #% ,^^ ' alg F IGURE 5.1 Courbe de consolidation (à gauche) - Description de l’appareil œdométrique (à droite) En un point donné, le degré de consolidation Uv traduit le pourcentage de tassement réalisé. On le définit par : Δu(t) s(t) = Δui s∞ .gc Uv = 1 − Avec : • Δui : l’augmentation de pression interstitielle initiale due à la charge appliquée, notée Δσv , ww • Δu(t) : valeur moyenne de la surpression interstitielle, à l’instant t, définie sur toute la hauteur H0 de la couche par : Δu(t) = 1 H0 H0 Δu(t)dz 0 • s(t) : tassement à l’instant t, s:/ /w • s∞ : tassement final. Initialement Δu(t) = Δui , donc le degré de consolidation est nul. Après consolidation, les surpressions interstitielles sont nulles, donc le degré de consolidation vaut 100 %. b) Équation de consolidation La consolidation est un phénomène de diffusion étudié dans la théorie Terzaghi et Fröhlich. Les hypothèses sont les suivantes : ttp • sol homogène et saturé, • écoulement et déformation unidimensionnels, • amplitude des tassements proportionnelle au chargement appliqué, • incompressibilité de l’eau et du squelette, • sol où la loi de Darcy est applicable. https://www.GCAlgerie.com/ Consolidation 119 er ie. co m 5.1 / https://www.GCAlgerie.com/ Cette théorie conduit à l’équation de consolidation suivante : ∂Δu(z, t) ∂ 2 Δu(z, t) = Cv ∂t ∂z 2 2 avec Cv coefficient de consolidation (variable entre 1.10-6 et .10-9 m2.s-1). La solution de l’équation de consolidation est : 4 Δu(z, t) = Δσv π ∞ n=1,3,5,... 1 −n2 π2 .Tv nπz e 4 . sin n 2H Ou encore : 8 π2 ∞ alg Uv = 1 − n=1,3,5,... Cv .t . H2 .gc avec : Tv facteur de temps défini par Tv = 1 −n2 π2 .Tv e 4 n La hauteur H, appelée chemin de drainage, dépend des conditions limites. En cas de drainage par les deux faces, cette hauteur est égale à la moitié de la hauteur de couche. En cas de drainage par une seule face, elle est égale à la hauteur totale. ww La fonction Uv = f (Tv ) est tracée sur l’abaque de Barron (cf. figure 5.4). Elle peut être approchée par les expressions suivantes : ∀ Tv < 0, 2827 ou Uv > 60 % : Uv = π2 4.Tv 8 − Tv sinon Uv = 1 − 2 e 4 π π s:/ /w À noter que l’on peut exprimer le coefficient de consolidation Cv en fonction de la perméabilité kv et du module œdométrique Eoed par la relation : Cv = kv .Eoed γw La détermination expérimentale de ce coefficient est présentée en annexe B.. 5.1.2. Réduction des temps de consolidation ttp L’enjeu consiste généralement à se fixer un degré de consolidation pour un temps donné (ex. : Uv = 90 % pour un temps maximal t = 2 mois). À l’inverse, on peut se fixer un temps, et évaluer les tassements engendrés après le délai écoulé. Lorsque les temps de consolidation sont trop importants, ou que les degrés de consolidation sont trop faibles, diverses méthodes existent pour accélérer la consolidation. Trois de ces méthodes sont détaillées par la suite. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 120 a) Pré-chargement Y } ǻY Y alg Y " " La cinétique du tassement est indépendante de la valeur de la charge appliquée en surface. En revanche, le tassement final varie en fonction de cette charge. Ainsi, à un temps t donné, deux systèmes de chargement différents donneront des valeurs de tassements différentes. La méthode des surcharges consiste à placer une surcharge sur un massif pendant quelques mois, et ceci avant la construction définitive. Cette surcharge, un remblai de 1 à 3 m de hauteur généralement, a pour effet de démarrer la consolidation, et donc de tasser en partie le sol. La figure 5.2 permet d’illustrer le procédé. Y Y } ǻY .gc ww F IGURE 5.2 Méthode des surcharges. Le tassement s∞,1 est atteint plus rapidement grâce à la hauteur de remblai supplémentaire ΔHR b) Drains verticaux ttp s:/ /w Lorsque la seule consolidation verticale est inefficace, un système de drains verticaux peut être prévu. L’écoulement radial s’ajoute à l’écoulement vertical. Lorsque la distance entre les drains est suffisamment faible, les chemins de drainage se raccourcissent, et les dissipations interstitielles se font plus rapidement. $ ^ J & & & ( ( > & z U( G" & z U( F IGURE 5.3 Consolidation par des drains. Diamètre D d’influence https://www.GCAlgerie.com/ Consolidation 121 er ie. co m 5.2 / https://www.GCAlgerie.com/ Dans ces conditions, l’équation de consolidation s’écrit : 2 ∂Δu(z, r, t) ∂ 2 Δu ∂ Δu 1 ∂Δu = Cv + Cr . + ∂t r ∂r ∂z 2 2 ∂r 2 2 alg avec Cr coefficient de consolidation radial (ou horizontal). De manière similaire à la consolidation verticale, la consolidation radiale fait intervenir un degré de consolidation Ur qui évoluera en fonction d’un facteur de temps Tr et d’un facteur n = D/d (avec D zone d’influence et d diamètre des drains). L’abaque de Barron (cf. figure 5.4) trace différentes fonctions Ur = f (Tr , n). Le facteur de temps Tr est relié au coefficient de consolidation radial Cr et au diamètre d’influence des drains par la relation : Cr .t Tr = 2 D On définit un degré de consolidation global U par la relation : (1 − U ) = (1 − Ur )(1 − Uv ) .gc #$% &G ! ww s:/ /w ? z { | ?N z { N| ! " F IGURE 5.4 Abaque de Barron - évolution des degrés de consolidation en fonction des facteurs de temps. c) Consolidation atmosphérique ttp La consolidation atmosphérique consiste à utiliser la pression atmosphérique comme surcharge d’un remblai de pré-chargement. On place une membrane étanche en surface du sol et un vide est crée par pompage de l’air sous la membrane. La consolidation est isotrope et l’augmentation de contrainte effective est égale à la pression atmosphérique, au rendement près (soit entre 60 et 80 kPa). Diverses considérations technologiques complexifient le processus, notamment par la remontée de la nappe qui déjauge le remblai. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 122 5.2 COMPRESSIBILITÉ Ce paragraphe présente les méthodes de détermination du tassement final d’un massif en fonction des charges qui lui sont appliquées. ; G { J| Y " " Y Y " " Y alg ; {" J| .gc F IGURE 5.5 Tassement instantané d’un sol grossier et tassement final après consolidation d’un sol fin Le tassement total, noté s, se décompose en plusieurs termes : avec : ww q = si + sc + sα + slat • si : tassement initial instantané. • sc : tassement de consolidation. • sα : tassement de compression secondaire. s:/ /w • slat : tassement dû au déplacement latéral du sol. En général, la majeure partie du tassement est due au tassement de consolidation. La suite de ce paragraphe s’attarde sur les méthodes de détermination de ce tassement. 5.2.1. Essai œdométrique ttp L’essai œdométrique permet de caractériser un sol vis-à-vis de sa compressibilité (ou déformabilité). Cet essai permet d’étudier l’évolution du tassement, ou de l’indice des vides, d’un échantillon de sol en fonction de la charge appliquée en tête. La nature du sol et son état de saturation jouent un rôle important sur la déformabilité. La figure 5.6 montre le comportement d’un sol pulvérulent et celui d’un sol fin. Par convention, on représente l’évolution de l’indice des vides en fonction de la contrainte verticale effective. Pour un échantillon de sol en condition œdométrique, d’indice des vides initial e0 et de hauteur initiale H0 , les variations associées Δe et https://www.GCAlgerie.com/ Compressibilité 123 er ie. co m 5.2 / https://www.GCAlgerie.com/ ) ! N ) ! N O > &! GF! G ı¶N O >! &! GF! G ı¶ ı¶N {! G| F IGURE 5.6 Courbes œdométrique d’un sol grenu (à gauche) et d’un sol fin (à droite) ΔH sont reliées par l’expression : a) Paramètres de compressibilité alg ΔH Δe = 1 + H0 1 + e0 .gc La courbe œdométrique représentée en figure 5.6 est caractérisée par les paramètres suivants : • Indice de gonflement (ou de recompression) Cs : valeur absolue de la pente moyenne de la zone de décharge/recharge. En cas de sol non remanié, Cs correspond également à la première pente de la courbe. ww • Indice de compression Cc : valeur absolue de la pente de la zone finale de la courbe (au-delà de σp ). Δe Cs ou Cc = Δ log σ v • Contrainte de préconsolidation σp : contrainte effective correspondant au point d’intersection P des deux pentes. s:/ /w : contrainte initiale de l’échantillon in situ. • Contrainte initiale σv0 • Indice des vides e0 : indice des vides initial de l’échantillon in situ. et σ permettent de déterminer l’état de consolidation du sol : Les contraintes σv0 p = σ . • Sol normalement consolidé lorsque σv0 p < σ . On définit le rapport de consolidation R • Sol surconsolidé lorsque σv0 oc p σp . σv0 ttp par : Roc = https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 124 En exploitant la courbe œdométrique en échelle linéaire (cf. figure 5.6), on peut également définir plusieurs paramètres : • Coefficient de compressibilité av : rapport des variations autour d’un point d’indice des vides et de contrainte verticale effective : av = Δe Δσv • Module œdométrique Eoed : pente de la courbe contrainte-déformation σv = f (εv ) : Eoed = 1+e (1 + e0 ).Δσv 1+e Δσ v = = . av Δe Cs ou Cc log σv +Δσ v σv 5.2.2. Calcul des tassements .gc a) Méthode œdométrique alg Ce module n’est pas intrinsèque au matériau et dépend de l’état de contrainte σv et de l’indice des vides e du point considéré. ww À partir des résultats fournis par des essais œdométriques, le tassement s d’une couche de sol de hauteur H0 soumise à un chargement Δσv se détermine par l’une des expressions suivantes : H0 σv0 + Δσv • sol normalement consolidé : s = .Cc . log 1 + e0 σv0 H0 σv0 + Δσv • sol surconsolidé avec σv0 + Δσv < σp : s = .Cs . log 1 + e0 σv0 + Δσ > σ : • sol surconsolidé avec σv0 v p s:/ /w σp H0 σv0 + Δσv s= . Cs . log + Cc . log 1 + e0 σv0 σp b) Couches fictives ttp Les paramètres de compressibilité d’un sol peuvent varier avec la profondeur. La valeur de la charge verticale Δσv peut également varier avec la profondeur en fonction du chargement (cf. annexe A.). Ainsi, il est conseillé de discrétiser le massif de sol en différentes couches. Celles-ci peuvent être réelles, dans le cas d’un massif hétérogène, ou fictives dans le cas d’un massif homogène mais de grande hauteur. Pour chaque couche, les paramètres en milieu de couches seront pris en compte et considérés constants sur toute la hauteur. Le tassement total correspond à la somme des tassements de chacune des couches considérées. https://www.GCAlgerie.com/ Compressibilité 125 er ie. co m 5.2 / https://www.GCAlgerie.com/ c) Autres méthodes alg Il existe d’autres méthodes adaptées au type d’ouvrage et aux essais réalisés sur le massif. On peut citer la méthode élastique dans le cadre des fondations superficielles. Le tassement s d’un massif homogène, de paramètres caractéristiques élastiques E et ν, sous une fondation de largeur B, et soumis à la base de la fondation à une charge Δσv s’exprime : 1 − ν2 s = Δσv . .B.Cf E Avec Cf coefficient de la forme et de la rigidité de la fondation, ainsi que de la position du point étudié. Tableau 5.1 Valeurs du coefficient Cf de la méthode élastique }0 +( $ 0 @ ` f k % j ` " .gc ^ " ww Il existe également des méthodes basées sur les résultats d’essais pressiométriques et pénétrométriques. d) Limites autorisées ttp s:/ /w L’amplitude absolue du tassement smax doit être limitée mais la distorsion angulaire wd , définie ci-après, fait l’objet d’une attention plus particulière. On définit la distorsion angulaire comme le rapport entre la différence de tassement et la distance qui sépare ces points. Les valeurs admissibles sont fonction du type d’ouvrage et du niveau de désordres autorisés. En guise d’exemple, un bâtiment d’habitation peut tasser au maximum de 2 à 3 cm (maçonnerie) jusqu’à 5 à 10 cm (acier, BA). Pour des constructions industrielles, ce tassement peut dépasser 10 cm, notamment si les éléments de remplissage ne sont pas fragiles. Concernant la distorsion angulaire maximale, elle peut varier de 1/2000 pour les ouvrages sensibles jusqu’à 1/250 pour les ouvrages rigides. Ce ne sont que des ordres de grandeur, et à chaque projet sont définies des exigences particulières. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 126 EXERCICES Exercice 5.1. Solution p. 134 Soit un massif composé d’une couche d’argile saturée de 2 m d’épaisseur, drainée par ces deux faces. Suite à un chargement en surface, la couche a réalisée 50 % du tassement final en 85 h. (1) Déterminer le temps nécessaire pour atteindre 70 % du tassement final. (2) Évaluer la degré de consolidation Uv au bout de 10 h. Exercice 5.2. Solution p. 134 alg Soit un massif composé d’une couche d’argile saturée de 3 m d’épaisseur et de coefficient de consolidation Cv = 2.10-7 m2.s-1. Une couche de remblai est déposée en surface de la couche engendrant un tassement final sf = 45 cm. .gc (1) En considérant un drainage par une seule face, tracer l’évolution théorique du tassement moyen de la couche d’argile en fonction du temps. Exercice 5.3. Solution p. 135 ww Soit un massif composé de deux couches, sableuse et argileuse, reposant sur un substratum imperméable (cf. figure 5.7). Dans ce massif est placé un piézomètre crépiné au centre de la couche argile. Le coefficient de consolidation de l’argile est Cv = 2.10-6 m2.s-1. O s:/ /w YO ' ; J 0G ttp F IGURE 5.7 Massif à deux couches + piézomètre (état à t = 0+ ) (1) Calculer la hauteur HP dans le piézomètre, juste après application d’une surcharge répartie et infiniment étendue q = 25 kPa en surface. La figure 5.8 présente l’évolution de la surpression interstitielle Δu en fonction du temps et de la profondeur. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 127 ȴƵŬWĂ WƌŽĨŽŶĚĞƵƌnjŵ z } z z z z z z z er ie. co m Exercices z z alg F IGURE 5.8 Évolution de la surpression interstitielle en fonction du temps. Les valeurs de temps t H sont en jours. Les valeurs de J correspondent aux intégrales 0 Δu.dz (unité : [kPa.m]) .gc (2) Déterminer le degré de consolidation pour chaque temps considéré ainsi que le coefficient de consolidation Cv de l’argile. ww (3) En considérant que le tassement de la couche à t = 10 j est de 12 cm, évaluer le tassement de l’argile pour chaque temps considéré. Exercice 5.4. Solution p. 135 s:/ /w Des mesures de tassement ont été réalisées sur toute la vie d’un ouvrage. Le tassement après trois ans de construction est de s(3 ans) = 12 cm et le tassement final est de sf = 20 cm. Le sol est constitué d’une couche d’argile de 15 m de hauteur confinée entre deux couches de sable drainant, considérées incompressibles (cf. figure 5.9). ttp (1) Par les mesures in situ, déterminer le coefficient de consolidation Cv de l’argile. ; J 0G O ; J F IGURE 5.9 Couche argileuse homogène (à gauche) et comportant des passées drainantes (à droite) https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 128 Des mesures en laboratoire ont été réalisées pour évaluer la cinétique de consolidation de cette couche argileuse. Un échantillon d’argile de 23 mm de hauteur est placé dans une cellule œdométrique. Sous chargement constant, les tassements mesurés sont indiqués en tableau 5.2. Tableau 5.2 Essai de consolidation à l’œdomètre K $'W KW k k k alg (2) Déterminer le coefficient de consolidation de l’argile par la méthode de Casagrande (cf. annexe B.2.). Comparer. La présence de passées sableuses intercalées tous les 5 m dans l’argile modifie les conditions de drainage (cf. figure 5.9). .gc (3) Les épaisseurs de ces passées étant faibles, évaluer à nouveau le coefficient Cv . Conclure. ww Exercice 5.5. Solution p. 137 Soit un massif composé d’une couche de limon argileux de 6 m de profondeur reposant sur un substratum rocheux imperméable. Le coefficient de consolidation Cv est évalué à 2, 5.10-7 m2.s-1. On dépose ensuite un remblai de hauteur HR = 3 m (γR = 19 kN.m-3) pour pré-charger la couche de limon. Le remblai est considéré perméable vis-à-vis de la consolidation du limon. (1) Calculer le temps nécessaire pour obtenir 80 % du tassement final. s:/ /w (2) Afin de diminuer ce temps de moitié, on applique une surcharge. Donner l’épaisseur de remblai supplémentaire. On supposera que l’amplitude du tassement est proportionnelle à la charge appliquée. Y J ǻY Y ( G "` ttp J F IGURE 5.10 Remblai de pré-chargement sans surcharge (à gauche) et avec surcharge (à droite) Une autre solution, en remplacement du remblai supplémentaire, est la consolidation atmosphérique. La pression absolue sous la membrane étanche atteint 60 kPa. Pour rappel, la pression atmosphérique est égale à 1013 hPa. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 129 *J ! J er ie. co m Exercices ! L" ( G "` F IGURE 5.11 Remblai de pré-chargement + pompe à vide (3) Déterminer le gain de temps apporté par cette solution. .gc alg Exercice 5.6. Solution p. 138 Soit deux massifs de sol A et B composés d’une couche d’argile limoneuse de même nature mais d’épaisseur différente. Le massif B est 20 % plus épais que la massif A. On considère un chargement q en surface des deux massifs. Le tassement de la couche du massif A est de 24 cm en 1 an. Son tassement final est de 30 cm. (1) Évaluer le tassement final et celui au bout de 8 mois du massif B. ww (2) Déterminer les temps nécessaires aux couches des deux massifs pour se tasser de 5 cm et 25 cm. Commenter. s:/ /w Exercice 5.7. Solution p. 140 Un essai œdométrique a été réalisé sur sol fin saturé, drainé par les deux faces, d’épaisseur H0 = 18 mm et soumis à une charge Δσv = 15 kPa. Les résultats sont présentés dans le tableau 5.3. Tableau 5.3 Essai de consolidation à l’œdomètre KW KW (1) Par la méthode de Taylor (cf. annexe B.1.), déterminer le coefficient de consolidation Cv . ttp (2) Évaluer le module œdométrique Eoed,0 en fin de consolidation pour ce palier de chargement, puis en déduire la perméabilité verticale kv . https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 130 Exercice 5.8. Solution p. 141 Un remblai de grande surface est placé sur un massif composé d’une couche d’argile de 8 m de hauteur située entre deux couches sableuses drainantes. Des essais à l’œdomètre ont permis de déterminer le coefficient de consolidation vertical et radial Cv = 2, 4.10-7 m2.s-1 et Cr = 1, 8.10-7 m2.s-1. Le degré de consolidation exigé doit être au minimum de U = 90 % au bout d’un temps t = 9 mois. (1) Montrer qu’à elle seule, la consolidation verticale ne permet pas d’atteindre cet objectif. alg Des drains de diamètre d = 25 cm sont ainsi prévus sur toute la hauteur de la couche d’argile. On cherche à déterminer le diamètre de la zone d’influence des drains D, sachant qu’ils sont positionnés en carré. (2) Déterminer le degré de consolidation radial Ur à partir des degrés de consolidation Uv et U . .gc (3) En posant n = D d = 5, et en utilisant l’abaque de Barron, déterminer le facteur de temps radial Tr , puis le diamètre de la zone d’influence D. (4) Calculer le facteur n à nouveau, puis itérer jusqu’à atteindre la convergence. ww (5) Déterminer la distance minimale entre axes des drains, notée L. Exercice 5.9. Solution p. 142 9 N Ȗ !"# Ȗ$ !"# ttp s:/ /w Soit un massif de sol composé d’une couche de gravier partiellement saturée et d’une couche d’argile normalement consolidée (cf. figure 5.12). Suite à une forte période de sécheresse, le niveau de la nappe diminue de 2 m dans la couche de gravier. 0G Ȗ$ % !"# &&' & (& * F IGURE 5.12 Baisse du niveau de la nappe https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 131 er ie. co m Exercices (1) La baisse du niveau de la nappe engendre-t-elle une diminution (tassement) ou une augmentation (gonflement) de l’épaisseur de la couche d’argile ? (2) Évaluer cette variation de hauteur par la méthode œdométrique. Exercice 5.10. Solution p. 142 Soit un massif composé de deux couches compressibles et entièrement saturées (cf. figure 5.13). Deux échantillons de sol, très peu remaniés, ont été prélevés au centre de chaque couche puis ont été soumis à un essai de compressibilité à l’appareil œdométrique. Les résultats sont présentés en tableau 5.4. alg ; J G "` Ȗ$ & !"# (& &* .gc 0G " Ȗ$ % !"# (& & F IGURE 5.13 Massif compressible à deux couches saturées ww Tableau 5.4 Résultats d’essais œdométriques w * ( ,( $ Z ttp s:/ /w $$ (1) Tracer les courbes de compressibilité des deux sols puis en déterminer les paramètres Cc , Cs et σp . (2) Les couches sont-elles normalement consolidées ? https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 132 Un remblai, de poids volumique γR = 20 kN.m-3 et de hauteur HR = 3, 5 m, est ensuite déposé sur une grande étendue en surface du massif. (3) Évaluer le tassement du massif après consolidation. Exercice 5.11. Solution p. 144 Soit un massif de sol composé d’une couche d’argile limoneuse saturée et normalement consolidée de 15 m d’épaisseur. Son indice de compression est de Cc = 0, 40, considéré constant sur l’ensemble de la couche. Son poids volumique saturé est de γsat = 17 kN.m-3. On étudie le tassement de la couche, après consolidation, soumise à une charge uniformément répartie de Δσv = 120 kPa. alg (1) Déterminer le tassement moyen de la couche en considérant un indice des vides initial e0 = 1, 4. (2) Réévaluer le tassement du massif en sommant les tassements de trois couches fictives de 5 m de hauteur. Comparer. .gc (3) En considérant que chaque couche fictive possède un indice des vides initial différent, i.e. de haut en bas e0 = [1, 6 ; 1, 4 ; 1, 2]. Déterminer à nouveau le tassement du massif. Comparer. Solution p. 145 ww Exercice 5.12. ; J Ȗ + !"# Ȗ$ !"# s:/ /w Soit un massif composé de deux couches sur lesquelles doit se construire un immeuble d’habitation R + 4. Le tassement de la couche de limon argileux, normalement consolidée, est étudié ici en fonction du phasage suivant : ( G "` Ȗ$ + !"# , &., && .(& &% F IGURE 5.14 Coupe du terrain avant travaux ttp • Phase 1 : rabattement de nappe de 3 m. • Phase 2 : création d’une fouille sur 4 m de profondeur. • Phase 3 : construction du radier et du sous-sol, soit une contrainte en fond de fouille de 100 kPa. • Phase 4 : relâchement de la nappe. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 133 er ie. co m Solutions des exercices • Phase 5 : construction du reste de l’immeuble, soit une contrainte supplémentaire en fond de fouille de 200 kPa. On considérera que la distribution des contraintes est uniforme pour chaque phase (fouille et emprise du bâtiment étendues) et que le temps de chaque phase est suffisamment long pour atteindre la fin de consolidation. (1) Évaluer le tassement, ou gonflement, moyen de la couche de limon argileux pour chaque phase. (2) Représenter la courbe de compressibilité du sol. Exercice 5.13. Solution p. 147 > " ww W .gc alg Les éoliennes sont fondées généralement sur des semelles circulaires (avec ou sans pieu). On étudie les tassements générés par une éolienne de 1100 t (poids de la fondation superficielle compris) et de diamètre à la base D = 10 m (cf. figure 5.15). Cette dernière se trouve à proximité d’une chaussée existante de largeur B = 7 m. Le tassement maximal sous la chaussée est limité à s = 20 mm. La distorsion angulaire entre les deux bords de la chaussée est limitée à wd = 5.10-4. ; J G "` Ȗ + !"# , &.(& &% 9 N "` Ȗ + !"# , &&+.(& & % ( G "` Ȗ$ % !"# , & .(& &% s:/ /w F IGURE 5.15 Coupe du terrain (éolienne + chaussée) Les couches sont normalement consolidées. Le calcul des tassements devra considérer que la couche de limon est discrétisée en deux couches fictives de 2 m de hauteur et de mêmes caractéristiques. La chaussée apporte une contrainte verticale en tête de massif de qc = 25 kPa. Le projet prévoit de placer l’éolienne à une distance entre axes r = 11 m de la chaussée. ttp (1) Déterminer les valeurs des contraintes verticales effectives initiales nécessaires pour le calcul des tassements. (2) Évaluer les tassements moyen et différentiel. (3) Les limites de tassement sont-elles dépassées ? Si oui, proposer différentes solutions. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 134 SOLUTIONS DES EXERCICES Solution 5.1. (1) Le temps de consolidation se détermine à partir de la relation : t = Avec : Tv .H 2 Cv • Tv : facteur de temps déterminé partir de la courbe Tv = f (Uv ). • H : chemin de drainage, égal ici à la moitié de l’épaisseur de la couche car le drainage se réalise par les deux faces. Ainsi H = 1 m. • Cv : coefficient de consolidation. Tv .H 2 = 6, 4.10-7 m2.s-1 t .gc Cv = alg Le coefficient de consolidation se détermine à partir des valeurs à Uv = 50 %. En effet, dans cet état, le facteur de temps vaut Tv = 0, 196 et le coefficient de consolidation : Pour un degré de consolidation Uv = 70 %, le facteur de temps vaut Tv = 0, 403, ainsi le temps de consolidation est de t = 175 h. Cv .t = 0, 023 H2 ww (2) Au bout de 10 h, le facteur de temps est égal à Tv = On en déduit le degré de consolidation : Uv = 17 % Solution 5.2. s:/ /w (1) On relie le tassement au temps par l’intermédiaire du degré de consolidation et du facteur de temps. Tv .H 2 s(t) = Uv .sf et t = Cv Ainsi, la figure 5.4 trace la fonction reliant le facteur de temps Tv au degré de consolidation Uv , l’évolution temporelle du tassement se trace aisément. Cette fonction n’étant pas linéaire, il est conseillé de choisir une échelle adaptée pour le temps. ttp La figure 5.16 trace cette évolution avec une échelle logarithmique. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 135 :} KW :} :} KW er ie. co m Solutions des exercices :} :} alg F IGURE 5.16 Évolution du tassement de la couche en fonction du temps Solution 5.3. .gc (1) En considérant que l’augmentation de pression interstitielle dans la couche est instantanée, on peut écrire qu’en tout point de l’argile : Δu(t = 0+ ) = q = 25 kPa Cette augmentation de pression se traduit par une augmentation de hauteur dans Δu le piézomètre HP = = 2, 5 m. γw ww (2) Le degré de consolidation, déterminé pour chaque temps considéré (cf. tableau 5.5), s’exprime en fonction de la surpression interstitielle par la relation suivante : H Δu.dz J Uv = 1 − 0 =1− H.Δσv H.q Tableau 5.5 Degré de consolidation en fonction du temps s:/ /w } B Le coefficient de consolidation de l’argile se détermine par la relation : Tv .H 2 Cv = t ttp En prenant t = 10 j = 8, 64.105 s, le degré de consolidation correspondant est égal à Uv = 25 % ce qui équivaut à un facteur de temps : π.Uv2 Tv = = 0, 04 4 Le chemin de drainage H est égal ici à la hauteur totale de la couche (drainage par une seule face). Ainsi : Cv = 2, 02.10-6 m2.s-1. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 136 Solution 5.4. (1) À partir des mesures fournies, le degré de consolidation au bout de trois ans est de : s(3 ans) Uv = = 60 % sf À partir de la relation Tv = f (Uv ), le facteur de temps est égale à Tv = 0, 286. Enfin, les conditions de drainage imposant un chemin de drainage H égal à la moitié de la hauteur de la couche, le coefficient de consolidation se détermine Tv .H 2 par la théorie de Terzaghi Cv = = 1, 70.10-7 m2.s-1. t :} :} :} :} :} ww KW KW :} :} .gc :} alg (2) L’évolution du tassement, lors de l’essai œdométrique, est représentée en figure 5.17. Par la méthode de Casagrande, les paramètres à déterminer graphiquement sont s100 = 95, 8.10-2 mm et sc = 1, 0.10-2 mm. s:/ /w F IGURE 5.17 Construction graphique par la méthode de Casagrande à partir de l’évolution des tassements œdométriques en fonction du temps ttp Par calcul, la moyenne des tassements précédents donne s50 = 47, 4.10-2 mm ce qui correspond, par lecture sur la courbe d’essai, à un temps t50 = 1260 s. La hauteur de l’éprouvette au temps t50 est égal à 22, 53 mm, le chemin de drainage vaut donc H = 11, 3 mm. Ainsi, le coefficient de consolidation est estimé par cette méthode à : 0, 197.H 2 Cv = = 1, 98.10-8 m2.s-1 t50 La différence entre les deux valeurs de coefficient est très forte. La valeur tirée de l’essai œdométrique est environ égale au dixième de la première valeur. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 137 er ie. co m Solutions des exercices (3) La présence de passées sableuses contribue à diminuer fortement les chemins de drainage. Chaque sous-couche fait 5 m d’épaisseur. En considérant un drainage par les deux faces, le chemin de drainage vaut H = 2, 5 m (au lieu de H = 7, 5 m précédemment). Les couches d’argiles sont toutes de même nature et épaisseur. Aussi, la cinétique de consolidation sera identique pour les trois couches. Le tassement final est de 20 cm donc chaque couche se tasse au final de 6, 7 cm. De même, au bout de trois ans, chaque couche se tasse de 4 cm. Le degré de consolidation et le facteur de temps au bout de trois ans restent égaux à Uv = 60 % et Tv = 0, 286. Solution 5.5. alg Ainsi en prenant en compte l’effet des passées drainantes, le coefficient de consolidation est égal à Cv = 1, 89.10-8 m2.s-1. Cette valeur est en adéquation avec l’essai œdométrique, l’erreur est de 5 % environ. .gc (1) Le degré de consolidation étant égal à U1 = 80 %, on calcule le facteur de temps (Uv,1 < 60 %) : 2 4 π Tv,1 = − 2 ln (1 − Uv,1 ) = 0, 57 π 8 Tv,1 .H 2 Cv Avec Cv = 2, 5.10-7 m2.s-1et H = 6 m (couche drainée sur une seule face). ww Puis le temps t1 à partir de la relation suivante : t1 = AN : t1 = 8, 16.107 s = 945 j Le tassement au temps t1 et le tassement final seront notés respectivement s1 et sf,1 . ttp s:/ /w (2) On cherche à diminuer ce temps par deux, donc à obtenir un tassement égal à s1 en un temps t2 = 4, 08.107 s. Cv .t2 Ce temps correspond à un facteur de temps de Tv,2 = = 0, 28 puis un H2 degré de consolidation de Uv,1 = 59, 7 %. En considérant que l’amplitude du tassement est proportionnelle à la charge appliquée en surface (hypothèse forte), le tassement final après surcharge s’exprime : HR + ΔHR sf,2 = .sf,1 HR s1 HR + ΔHR s1 Ou encore : = . Uv,2 HR Uv,1 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 138 On détermine ainsi la hauteur de la surcharge ΔHR : Uv,1 ΔHR = HR . − 1 = 1, 02 m Uv,2 (3) La diminution de pression dans le remblai permet de se servir de la pression atmosphérique pour charger le sol. La différence de pression Δp entre l’extérieur et l’intérieur du remblai correspond à la surcharge appliquée : p = (1, 013 − 0, 60).105 = 0, 41.105 Pa Cette pression est équivalente à une hauteur de surcharge de : p ΔHR = = 2, 2 m γR alg En suivant le cheminement inverse à la question précédente, on remonte au degré de consolidation, noté Uv,3 : HR Uv,3 = .Uv,1 = 46, 4 % HR + ΔHR Solution 5.6. .gc Le facteur de temps associé est égal à Tv,3 = 0, 169 et le temps t3 nécessaire pour atteindre le tassement s1 s’exprime : Tv,3 .H 2 t3 = = 2, 43.107 s = 282 j Cv ww (1) Le sol est de même nature dans les deux massifs, aussi le coefficient Cv est identique. Ce dernier est inconnu, tout comme l’épaisseur de la couche. En considérant que l’amplitude du tassement final est proportionnelle à l’épaisseur de la couche, le tassement final du massif B est égal à : sB,∞ = 1, 2.sA,∞ = 36 cm s:/ /w On peut calculer le rapport αA = αA = Cv 2 à partir des données fournies : HA Tv,A Cv = 2 tA HA La massif A a tassé en 1 an de sA,(tA =1 an) = 24 cm et son tassement final est de sA,∞ = 30 cm donc son degré de consolidation à 1 an est égal à : sA,(tA =1 an) Uv,A = = 80 % sA,∞ ttp Ce degré de consolidation correspond à un facteur de temps Tv = 0, 54. On détermine enfin le coefficient αA = 1, 71.10-8 s-1. On définit ensuite le paramètre αB : Cv Cv αA αB = 2 = = = 1, 19.10-8 s-1 2 (1, 2.HA ) 1, 22 HB https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 139 er ie. co m Solutions des exercices Grâce à ce paramètre, on peut évaluer la cinétique de tassement du massif B. Au bout de 8 mois, le facteur de temps Tv,B est égal à : Cv .tB Tv,B = 2 = αB .tB = 0, 56 HB 4.Tv,B Ce facteur de temps correspond à un degré de consolidation UB = = 56 %. π Le tassement au bout de 8 mois est donc de : sB,(tB =8 mois) = Uv,B .sB,∞ = 20, 3 cm alg (2) Pour un tassement de sA,(tA ) = sB,(tA ) = 5 cm, les degrés de consolidation des massifs sont égaux à : sA,(tA ) sB,(tA ) Uv,A = = 16, 7 % et Uv,B = = 13, 9 % sA,∞ sB,∞ Les facteurs de temps associés valent respectivement Tv,A = 2 π.Uv,B 2 π.Uv,A 4 = 0, 022 .gc et Tv,B = = 0, 015. Cette dernière relation peut être utilisée lorsque 4 Tv < 0, 28 ou encore U < 60 % ce qui est le cas ici. Ainsi on détermine les temps associés à partir des relations suivantes : Tv,A Tv,B tA = = 14, 7 j et tB = = 14, 7 j αA αB ww Si l’on suit le même raisonnement pour un tassement sA,tA = sB,tA = 25 cm, on obtient successivement : sA,tA sB,tA UA = = 83, 3 % et UB = = 69, 4 % sA,∞ sB,∞ s:/ /w Le degré de consolidation étant supérieure à 60 %, le facteur de temps se détermine par la relation 2 : 4 π Tv = − 2 ln (1 − U ) π 8 Ainsi Tv,A = 0, 64 et Tv,B = 0, 40 ce qui correspond aux temps de consolidation suivants : Tv,A T tA = = 433 j et tB = αv,B = 384 j B αA En commentaire, on peut constater que : ttp • Pour de faibles valeurs de tassements les temps de consolidation sont identiques. En effet la fonction Uv = f (Tv ) peut être approchée à une fonction racine carrée pour de faibles degrés de consolidation. En revanche, en fin de consolidation, cette relation n’est plus valable, les temps obtenus sont donc différents. • La couche la moins épaisse met plus de temps pour atteindre 25 cm de tassement. Ceci est logique, compte tenu du fort degré de consolidation Uv = 83, 3 %. En fin de consolidation, le tassement évolue très lentement. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements Solution 5.7. er ie. co m 140 (1) La √ méthode de Taylor impose de tracer l’évolution du tassement en fonction de t (cf. figure 5.18). }" K}"W KW alg .gc F IGURE 5.18 Construction graphique par la méthode de Taylor à partir de l’évolution des tassements œdométriques en fonction de la racine carrée du temps ww Graphiquement, la droite D1 a pour origine corrigée sc = 0, 082 mm et une 1 pente 0, 084 mm.s- /2 . D’après la méthode, la droite D2 a une pente 15 % 1 plus faible, soit 0, 073 mm.s- /2 . La temps à 90 % de consolidation vaut ainsi t90 = 412 = 179, 6 s. On en déduit ainsi le coefficient de consolidation : 0, 848.H 2 Cv = t90 s:/ /w L’échantillon étant drainé par ses deux faces, le chemin de drainage est égal à la moitié de la hauteur de l’échantillon H = H20 = 9 mm. AN : Cv = 3, 83.10-7 m2.s-1 (2) Le module œdométrique initial Eoed,0 s’exprime : Eoed,0 = Δσv ΔH H0 ttp Le tassement final pour ce palier de chargement est approximativement de ΔH = 1, 2 mm. Ainsi, le module est égal à : Eoed,0 = 225 kPa. La perméabilité verticale est déduite de la théorie de la consolidation, par la relation : Cv .γw kv = = 1, 7.10-11 m.s-1 Eoed,0 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 141 er ie. co m Solutions des exercices Solution 5.8. (1) À partir du temps fixé t = 9 mois, du degré de consolidation Cv = 2, 4 m2.s-1 et du chemin de drainage H = 4 m (drainage par les deux faces), on détermine le facteur de temps Tv : Cv .t Tv = = 0, 089 H2 Le degré de consolidation correspondant à ce facteur est égal à Uv = 33, 5 % ce qui est largement inférieur à l’objectif fixé. (2) Le degré de consolidation, dans le cas d’un massif avec drains, s’exprime : (1 − U ) = (1 − Ur )(1 − Uv ) alg Avec U = 90 % et Uv = 33, 5 % donc : Ur = 85 % .gc (3) L’abaque de Barron permet de lire la valeur du facteur de temps radial Tr en fonction du degré de consolidation radial Ur et de du facteur n : Tr = 2, 2 % Le facteur de temps et le diamètre d’influence des drains sont également reliés par la relation : Cr .t Cr .t Tr = 2 ou encore : D = = 1, 39 m D Tr ww (4) La procédure itérative consiste à calculer successivement le facteur n, le facteur de temps Tr et le diamètre d’influence des drains D. Le tableau 5.6 donne les valeurs de ces paramètres jusqu’à convergence. Tableau 5.6 Itérations successives de n, Tr et D $ s:/ /w _ & Ͳ Ͳ ŵ (5) Lorsque les drains sont positionnés en carré, le diamètre d’influence des drains est égale à 1, 13 fois la distance entre axes des drains L. On en déduit ainsi cette distance : D ⇒ L = 1, 17 m 1, 13 ttp L= https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 142 Solution 5.9. (1) Lorsque la contrainte effective verticale augmente, le sol se tasse. À l’inverse, il gonfle lorsque cette contrainte diminue. Les contraintes verticales totales au centre de la couche d’argile avant (σv0 ) et après (σv ) valent : σv0 = 117 kPa et σv = 111 kPa Les pressions interstitielles valent u0 = 50 kPa et u = 30 kPa. Ainsi, par la formule de Terzaghi σ = σ − u, les contraintes effectives sont = 67 kPa et σ = 80 kPa. estimées à : σv0 v Ainsi la baisse du niveau de la nappe fait augmenter la contrainte verticale effective de Δσv = 27 kPa, donc le sol se tasse. Solution 5.10. alg (2) Dans le cas d’un sol normalement consolidé, le tassement s de la couche de hauteur initiale H0 = 4m s’exprime par : + Δσ H0 σv0 H0 σv v s= .Cc . log = .Cc . log = 6, 3 cm 1 + e0 σv0 1 + e0 σv0 ww .gc (1) La courbe de compressibilité représente l’évolution de l’indice des vides d’un sol en fonction de la contrainte effective verticale (échelle semi-logarithmique). Pour chaque palier de chargement l’indice des vides se détermine à partir de la relation suivante : ΔH Δe = H 1+e s:/ /w Ainsi, après le premier palier (σv = 10 kPa), l’indice des vides e1 s’exprime : H0 − H1 e1 = e0 − (1 + e0 ). H0 Hi−1 − Hi Ou plus généralement : ei = ei−1 − (1 + ei−1 ). Hi−1 ttp Le tableau 5.7 résume les valeurs des indices des vides des deux échantillons. La figure 5.19 représente les courbes de compressibilité. Les indices de gonflement Cs et de compression Cc se déterminent graphiquement, par régression linéaire sur les deux portions des courbes. Le tableau 5.8 résume les résultats obtenus. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 143 er ie. co m Solutions des exercices Tableau 5.7 Indices des vides des deux échantillons $ $$ Z \ \ ϭ͕Ϯ .gc Ϭ͕ϴ Ğ ,( $ alg ϭ * ( 0G " Ϭ͕ϲ Ϭ͕ϰ Ϭ ϭ ww ; J G "` Ϭ͕Ϯ ϭϬ (ʍΖǀ ŬWĂ ϭϬϬ ϭϬϬϬ s:/ /w F IGURE 5.19 Courbes de compressibilité Tableau 5.8 Indices de gonflement, de compression et contrainte de préconsolidation * ( ,( $ \ \ ı^ Z ttp (2) Pour connaître l’état de consolidation, il faut évaluer les contraintes effectives au niveau du point de prélèvement des échantillons. Pour le sable argileux, la contrainte effective verticale au centre de la couche est = 30 kPa. La couche est donc surconsolidée puisque la contrainte de égale à σv0 préconsolidation vaut σp = 89 kPa. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 144 Pour l’argile, la contrainte effective verticale au centre de la couche est égale à = 95 kPa. Ainsi, la contrainte de préconsolidation valant σ = 175 kPa, la σv0 p couche est également surconsolidée. (3) La couche de remblai est suffisamment étendue, donc elle crée une augmentation de contrainte Δσv , identique au sein des deux couches du massif, égale à : Δσv = γR .HR = 70 kPa alg +Δσ , Les contraintes effectives après mise en place du remblai, exprimée σv = σv0 v sont égales à 100 kPa pour le sable argileux et 165 kPa pour l’argile. Le tassementde la couche de sable argileux se détermine par la relation : H0 σc σv s= . Cs . log + Cc . log = 3, 3 cm 1 + e0 σv0 σc La contrainte effective dans la couche d’argile ne dépasse pas la contrainte de préconsolidation, ainsi s’exprime par : le tassement H0 σc s= .Cs . log = 1, 6 cm 1 + e0 σv0 Solution 5.11. .gc Soit un tassement total : s = 4, 9 cm ww (1) La couche d’argile fait 15 m de hauteur. Il faut s’attendre à de fortes erreurs si l’on ne considère qu’une seule couche. À mi-hauteur, la contrainte effective initiale est égale à : = 7, 5.γ = 52, 5 kPa σv0 s:/ /w La couche est normalement consolidée, donc le tassement se détermine par la relation : H0 σv0 + Δσv s= .Cc. log 1 + e0 σv0 La charge se transmet uniformément dans le massif et la phase de consolidation est terminée, donc Δσv = Δσv . AN : s = 1, 29 m ttp (2) En considérant trois couches fictives de même nature, seules les contraintes initiales varient. Hormis cela, la démarche est identique et les résultats sont présentés dans le tableau 5.9. Le tassement total est égal à la somme des tassements : s = 1, 48 m Soit plus de 10 % d’erreur par rapport à la première étude. À noter que ce calcul est également une approximation. Dans ces conditions, avec une infinité de couches fictives, le tassement est environ égal à 1, 6 m. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 145 er ie. co m Solutions des exercices Tableau 5.9 Valeurs de contraintes effectives verticales et tassements par couche ; ;" ; # © % # © % ]$ #©% ʍ Z _$ alg (3) Séparer en couches fictives permet de prendre en compte les différences de caractéristiques géométriques ou mécaniques, qui peuvent évoluer avec la profondeur. Ici à titre d’exemple, l’indice est différent en fonction des couches. Le tableau 5.10 présente les résultats. \ Tableau 5.10 Valeurs de contraintes effectives verticales, d’indice des vides, et de tassements par couche. ; ;" ; #©% # © % # © % ʍ Z _$ .gc ]$ ww Le tassement total vaut ainsi s = 1, 46 m, soit moins de 2 % d’erreur par rapport à la configuration précédente. Solution 5.12. s:/ /w (1) Afin d’évaluer le tassement moyen de la couche de limon argileux pour chaque phase, il faut évaluer l’augmentation ou la diminution de contrainte effective verticale au centre de la couche. Phase 0 : avant rabattement de nappe, la contrainte effective verticale se calcule avec le poids des terres. = 2.γ +4.γ +1, 5.γ = 2.γ +4.(γ σv0 1 1 sat,1 −γw )+1, 5.(γsat, −γw ) = 96, 3 kPa 1 2 Cette valeur est proche de la contrainte de pré-consolidation σp = 96 kPa, le limon est donc normalement consolidé. ttp Phase 1 : le rabattement modifie la hauteur de sable déjaugé. = 5.γ + 1.γ + 1, 5.γ = 120, 3 kPa σv1 1 1 2 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 146 Cette augmentation de contrainte engendre un tassement qui, lorsque le sol est normalement consolidé, par la relation suivante : s’évalue H0 σv1 s1 = .Cc . log = 2, 4 cm 1 + e0 σv0 Après tassement, la hauteur de la couche est égale à : H1 = H0 − s1 = 2, 976 m L’indice des vides diminue également : σv1 e1 = e0 − Δe = e0 − Cc . log = 0, 785 σv0 alg Phase 2 : le déblaiement de la fouille soulage la couche de limon donc engendre est égale à la contrainte préun gonflement. La contrainte verticale effective σv2 cédente à laquelle on retire le poids de 4 m de sol humide. = σ − 4.γ = 44, 3 kPa σv2 1 v1 H1 σv2 D’où le gonflement : s2 = .Cs . log = −2, 2 cm 1 + e1 σv1 H2 = H1 − s2 = 2, 997 m σv2 e2 = e1 − Δe = e1 − Cs . log = 0, 798 σv1 .gc La sol est surconsolidé après cette étape. La contrainte de pré-consolidation est = 120, 3 kPa égale à la valeur maximale, évaluée précédemment σp = σv1 ww Phase 3 : la distribution de contrainte de charge étant uniforme, la contrainte effective verticale, après construction d’une partie du bâtiment, est égale à : = σ + 100 = 144, 3 kPa σv3 v2 s:/ /w Le sol, surconsolidé avant cette étape, subit une charge dépassant la contrainte de pré-consolidation. Le tassement s’exprime donc : σp H2 σv3 s3 = Cs . log + Cc . log = 4, 2 cm 1 + e2 σv2 σp H3 = H2 − s3 = 2, 956 m σp σv3 e3 = e2 − Δe = e2 − Cs . Cs . log + Cc . log = 0, 773 σv2 σp ttp Phase 4 : le relâchement de la nappe a pour unique effet de déjauger le sol sableux sur 1 m. Ainsi la contrainte effective verticale dans le limon est de : = 100 + 2.γ + 1, 5.γ = 136, 3 kPa σv4 1 2 Le relâchement de la nappeengendre un gonflement, d’où l’expression : H3 σv4 = −0, 1 cm s4 = .Cs . log 1 + e3 σv3 H4 = H3 − s4 = 2, 957 m σv4 = 0, 774 e4 = e3 − Δe = e3 − Cs . log σv3 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 147 er ie. co m Solutions des exercices Le sol est surconsolidé après cette étape. La contrainte de pré-consolidation = 144, 3 kPa devient σp = σv3 Phase 5 : la fin de construction de l’ouvrage fait augmenter uniformément la contrainte dans le massif. = σ + 120 = 156, 3 kPa σv5 v4 alg Cette contrainte dépasse la contrainte de pré-consolidation donc le tassement engendré s’exprime : σp H4 σv5 s5 = Cs . log + Cc . log = 6, 4 cm 1 + e4 σv4 σp H5 = H4 − s5 = 2, 957 m σp σ e5 = e4 − Δe = e4 − Cs . log + Cc . log v5 = 0, 736 σv4 σp (2) La courbe de compressibilité (cf. figure 5.20) représente l’évolution de l’indice des vides moyen de la couche en fonction de la contrainte verticale à mi-hauteur. .gc ůŽŐʍΖǀŬWĂ s:/ /w ww Ğ F IGURE 5.20 Courbes de compressibilité Solution 5.13. ttp (1) Pour déterminer les tassements, il faut évaluer l’évolution de la contrainte verticale effective dans les couches. Le tassement maximal se produira logiquement sous le bord de la chaussée à proximité de l’éolienne. La distorsion angulaire correspond au rapport entre la différence de tassement entre les deux bords de la chaussée et sa largeur. Ainsi les contraintes effectives verticales seront déterminées sous les deux bords. L’état initial des contraintes dans le massif s’évalue à partir du poids des terres dans et de la chaussée. Le poids des terres apporte des contraintes uniformes σv1 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 5 • Tassements er ie. co m 148 le massif. La chaussée est répartie sur une largeur donnée, ainsi elle apporte une contrainte variable en fonction de la profondeur. L’abaque A.3 permet de déterminer les coefficients d’influence en fonction de la géométrie donnée. Le rapport L/z tend vers l’infini tandis que B/z varie. La chaussée est supposée infiniment longue donc le coefficient d’influence totale I est égal au double de la valeur indiquée dans l’abaque. = σ + σ les contraintes verticales effectives initiales au centre On notera σv0 v1 v2 des quatre couches (cf. tableau 5.11). Tableau 5.11 Valeurs de contraintes verticales effectives initiales ı Z 0} ı " ı alg \ B Z Z .gc 4 ww (2) La fondation apporte un poids de 11000 kN sur une surface circulaire de diamètre D = 10 m. La contrainte qe sous la fondation est donc égale à : 11000 qe = π.D2 = 140 kPa s:/ /w À partir de l’abaque A.1, on évalue les contraintes verticales Δσv apportées par l’éolienne au centre de chaque couche et au niveau des deux bords de la chaussée. Le tassement des couches normalement consolidées s’évalue à partir de la relation : H0 σv0 + Δσv s= .Cc . log 1 + e0 σv0 Le tableau 5.12 résume les valeurs des contraintes et tassements pour chaque couche. (3) Le tassement maximal total est égal smax = 39, 2 mm. La distorsion angulaire (39, 2 − 2, 8).10-3 est égale à wd = = 5, 2.10-3. 7 Le tassement maximal total et la distorsion angulaire dépassent leur limite. Les solutions possibles pour pallier ce problème : ttp • Éloigner l’éolienne : en augmentant le coefficient r/R la contrainte Δσv diminue. • Enfouir l’éolienne : en diminuant le coefficient z/R, la contrainte Δσv diminue. Une profondeur hors gel est de toute façon nécessaire en réalité. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 149 er ie. co m Solutions des exercices Tableau 5.12 Contraintes verticales effectives finales et tassements par couche * <kg` }+g` }+ ı \ B Z V ¢ & ?* <@g` }+"gj ı B Z V ¢ alg • Ajouter des pieux : en ajoutant des pieux, les charges seront transmises en profondeur. La hauteur de couches sujette aux tassements est ainsi plus faible. ttp s:/ /w ww .gc À noter enfin qu’une solution de consolidation, par remblai ou autre, avant construction de l’éolienne semble être une solution inadéquate puisqu’elle engendrerait des tassements de la chaussée. https://www.GCAlgerie.com/ ttp s:/ /w ww .gc alg er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Chapitre 6 .gc alg Soutènement 6.1 TYPES D’OUVRAGES DE SOUTÈNEMENT ww Pour l’étude du comportement des ouvrages de soutènement, de leur dimensionnement et des vérifications de stabilités internes et externes, il convient de distinguer trois types d’ouvrages : murs-poids, rideaux et ouvrages de soutènement composites. 6.1.1. Murs-poids s:/ /w Les murs-poids sont majoritairement constitués de pierre ou de béton (armé ou non), et présentent une semelle à la base avec ou sans talon, épaulement ou contrefort. Le poids du mur permet généralement d’apporter une force stabilisatrice et inclut parfois une masse supplémentaire de sol, rocher ou remblai. 6.1.2. Rideaux (murs encastrés) ttp Les rideaux sont constitués de parois minces en acier, béton armé ou bois. Leur stabilité peut être assurée par la présence d’ancrages, de butons et de butée des terres. Les rideaux de palplanches autostables, ancrés ou butonnés et les parois moulées entrent dans cette catégorie. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement er ie. co m 152 6.1.3. Ouvrages de soutènements composites Lorsqu’un ouvrage de soutènement comporte des éléments structuraux appartenant aux deux types précédents, il entre dans cette troisième catégorie. Les batardeaux, les ouvrages en terre renforcés par des ancrages ou des géotextiles, et les parois clouées en sont des exemples courants. O ! " " < * ! ! G <" > " ; +"N G ! alg "` *"V F IGURE 6.1 Types d’ouvrages de soutènement .gc 6.2 ÉTATS LIMITES ww Les pathologies des murs de soutènement, et leurs effets sur les ouvrages existants, sont très nombreux. Aussi pour tout type de murs de soutènement, il est impératif de prendre en compte des états limites (cf. tableau 6.1). Tableau 6.1 États limites des ouvrages de soutènement ( ?$$ + ^ ) J J " " "! " { ! G " J" !U| " " ! J F "! " " " "'N " L" " G N * "N "N G "! J N L" " " ! " " ! "N G N " !! J j N " " " " " !! J !" j N " " " * ! !! J ! " " " " " " L" J N ! & " ! " " "N G " " " " " G " N s:/ /w = \^ ttp Durant la vie de l’ouvrage, de nombreuses situations, dites « de calcul », peuvent modifier le comportement de l’ouvrage. Avec plus ou moins de variabilité en fonction des ouvrages, dans l’espace et au cours du temps, il est important de considérer des variations des propriétés des sols, du niveau d’eau, de la pression interstitielle, des actions, des effets de futurs travaux (excavation, affouillement, remblai, compactage), etc. https://www.GCAlgerie.com/ États limites 153 er ie. co m 6.2 / https://www.GCAlgerie.com/ 6.2.1. Poussée des terres La poussée des terres sur les ouvrages de soutènement dépend de la nature du sol, de sa stratification, de son état de consolidation, et de sa résistance au cisaillement. Les déplacements, la rigidité et la rugosité de l’ouvrage ont aussi un rôle essentiel. a) États au repos Lorsque les déplacements relatifs du mur, ou du rideau, par rapport au terrain sont faibles, le sol est considéré en état de contraintes au repos. Si le terrain est incliné vers le haut à partir de la tête du mur, avec un angle β < ϕ par rapport à l’horizontale, le coefficient de pression des terres au repos K0 s’exprime : K0 = (1 − sin ϕ ) Roc .(1 + sin β) alg La direction de la force résultante est considérée parallèle à la surface du terrain. Lorsque les déplacements relatifs sont importants, des états limites d’équilibre plastique de poussée et de butée apparaissent. .gc b) Équilibres limites de poussée et de butée Il existe plusieurs théories permettant d’évaluer les valeurs de poussée et butée des terres. Les plus connues (cf. figure 6.2) sont : ww • Théorie de Coulomb : le sol est apparenté à un bloc qui glisse sur une surface. L’équilibre des forces en jeu (poids, réaction et frottement à la base du bloc, inclinaison de la force sur la paroi) permet de déterminer les forces de poussées et butées. La méthode complète ne sera pas détaillée ici bien qu’elle donne des résultats acceptables dans le cas des sols homogènes et frottants. s:/ /w • Théorie de Rankine : tout le massif est considéré en équilibre plastique et l’état d’équilibre est identique pour tous les points situés à une même profondeur. Les lignes de glissement sont considérées rectilignes. Lorsque les déplacements de la paroi sont suffisants, le sol peut entrer en état d’équilibre de poussée active, s’il participe au mouvement du mur, et de butée passive s’il s’y oppose (cf. figure 6.3). ttp • Théorie de Boussinesq : la rugosité de l’ouvrage est prise en compte via l’angle de frottement δ compris entre 0 (pas de frottement) et ϕ (frottement maximal). Le sol est considéré en partie en équilibre de Rankine et en partie en équilibre de Boussinesq. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement er ie. co m 154 !| J| | F IGURE 6.2 Représentation des surfaces de glissement suivant les théories de a) Coulomb b) Rankine c) Boussinesq Les contraintes horizontales de poussée σa et de butée σp sont évaluées à partir des relations suivantes : Avec : .gc • γ.z : poids du sol depuis la surface, alg σa = Ka .[γ.z + q] − 2c Ka et σp = Kp .[γ.z + q] + 2c Kp • q : surcharge uniforme en surface, • c : cohésion du terrain, ww • Ka et Kp : coefficients de poussée et de butée des terres, déterminés par les abaques en annexe C. s:/ /w W V͛Ă Ɏ െ ɔ ʹ Ɏ ɔ ʹ V͛,Ϭс<Ϭ͘VΖsϬ O " ij V͛sϬ ı V͛Ɖ <" ttp F IGURE 6.3 États limites de poussée et butée dans la représentation de Mohr Dans le cas d’écrans verticaux avec surface libre horizontale, ces coefficients s’expriment : π ϕ π ϕ 1 Ka = tan2 − et Kp = tan2 + = 4 2 4 2 Ka https://www.GCAlgerie.com/ Murs-poids 155 er ie. co m 6.3 / https://www.GCAlgerie.com/ Les efforts de poussée et butée se déterminent par intégration des contraintes sur la hauteur de sol considérée en état limite. alg En cas de présence de nappe, l’expression est valable en contraintes effectives en prenant en compte le poids volumique déjaugé du sol γ . Les contraintes totales horizontales qui s’appliquent sur le mur s’évaluent à partir du principe de Terzaghi. Dans le cas où le mur retient des sols cohérents, il est nécessaire de s’assurer que les calculs ne conduisent pas à des contraintes effectives de poussées négatives. Le cas échéant, il convient d’annuler la contrainte effective calculée à l’interface sol-écran. Lorsqu’un calcul en contraintes totales est effectué, les propriétés du terrain en conditions non drainées cu et ϕu sont à utiliser. Dans le cas de sols saturés, on considère cu = 0 et ϕu = 0. 6.3 MURS-POIDS 6.3.1. Fonctionnement mécanique ttp {J" | į { ! | { "| ȕ į YN s:/ /w ww .gc La distribution de la poussée est supposée linéaire dans le cas des murs-poids. Cette hypothèse suppose que le mur est rigide et qu’il se déplace suffisamment pour solliciter la poussée. En revanche, la butée nécessite que le mur se déplace notablement pour pouvoir être activée, elle n’est donc généralement pas prise en compte pour les vérifications de stabilité. En fonction du type de mouvement du mur (translation ou rotation) et de la densité du sol, le déplacement relatif v/h (avec v déplacement maximal et h hauteur de la zone en poussée ou en butée) est compris entre 0, 05 et 1 % (poussée) et entre 3 et 25 % (butée). į X { | < < į F IGURE 6.4 Actions sur un mur-poids et représentation de la ligne fictive dans le cas des murs en T renversé https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement er ie. co m 156 6.3.2. Vérifications de stabilité alg La figure 6.4 représente de manière simplifiée les actions qui s’appliquent sur un mur-poids. Dans le cas d’un mur en T renversé, on définit couramment un écran fictif vertical. La force, de poids ou de surcharge, appliquée sur ce mur est inclinée d’un angle δ déterminé à partir des relations suivantes : 1 • si Hv Bt . tan θ alors δ = β (poids) ou δ = sup β; ϕ (surcharge), 3 Bt . tan θ • si Hv Bt . tan θ alors δ = β + (δ0 − β) 1 − (poids et surcharge). Hv 2 π ϕ y − β sin β Avec : δ0 = sup β; ϕ θ= + + y = arctan 3 4 2 2 sin ϕ | J| X X !| X X | X ww .gc La figure 6.5 représente les différents mécanismes de ruine possibles dans le cas des murs-poids. Seules les vérifications au poinçonnement, au renversement et au glissement seront traitées dans cette partie. F IGURE 6.5 Mécanismes de ruine à considérer : a) Poinçonnement b) Renversement c) Glissement d) Rupture de la structure e) Instabilité générale s:/ /w a) Poinçonnement Le principe de justification consiste à vérifier que la contrainte de référence qref appliquée par les actions sur le sol est inférieure à la contrainte limite du sol qlim . La contrainte de référence est calculée suivant la méthode employée pour les fondations superficielles (cf. figure 8.8). b) Renversement ttp Un mur-poids est susceptible de se renverser si les actions motrices (poussée, surcharge) apportent un moment global supérieur à celui des actions stabilisatrices (poids, butée). La vérification de renversement est faite si le coefficient de sécurité Frenv respecte la condition suivante : Frenv = Mi/A(stab) < 1, 5 Mi/A(mot) https://www.GCAlgerie.com/ Rideaux 157 er ie. co m 6.4 / https://www.GCAlgerie.com/ Hormis pour les murs fondés sur massif rocheux, les murs-poids sont rarement dimensionnés selon ce critère. c) Glissement La vérification au glissement consiste à s’assurer que la résultante des forces horizontales à la base de la semelle est plus faible que la force maximale qui peut être mobilisée. Cette dernière s’estime à partir de la résultante des forces verticales et du critère de Coulomb. On définit ainsi le coefficient de sécurité Fgliss suivant : Fgliss = FV . tan δ FH alg Avec δ l’angle de frottement à l’interface entre le mur et le sol. 6.4 RIDEAUX L’étude des rideaux comporte les phases suivantes : .gc • détermination d’une valeur de fiche compatible avec la sécurité de l’ouvrage, • si elle existe, détermination de la force d’ancrage et dimensionnement du tirant, • détermination du moment fléchissant maximal et dimensionnement du rideau. ww Différentes méthodes existent pour déterminer ces inconnues, celles dites « classiques » (butée simple, rideau encastré), auxquelles s’ajoutent les méthodes récentes (module de réaction, méthode des éléments finis). 6.4.1. Méthodes classiques a) Méthode de la butée simple s:/ /w Dans cette méthode, on suppose que la fiche est suffisamment faible et l’écran suffisamment rigide pour ne pas solliciter de contre-butée en pied, uniquement une butée maximale en aval. Une première fiche f est obtenue en faisant l’équilibre en moment par rapport au point d’ancrage, ce qui permet d’obtenir une équation au troisième degré. L’effort dans le tirant FT est obtenu par équilibre avec les efforts de poussée Fa et de butée Fp : FT = Fa − Fp . ttp La fiche ainsi calculée correspond à un coefficient de sécurité de F = 1. Afin√de prendre une sécurité sur la butée, il est conseillé de choisir une fiche réelle f = f . 2 pour un rideau battu dans du sol pulvérulent, et f = 2.f dans un sol purement cohérent. Si le rideau est plus flexible, une contre-butée peut apparaître, il faut alors utiliser la méthode du rideau encastré (cf. figure 6.6). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement er ie. co m 158 + > VJ" <" ! " ! alg F IGURE 6.6 Représentation des diagrammes poussée-butée des méthodes de la butée simple et du rideau encastré b) Rideau encastré non ancré en tête .gc Si le rideau n’est pas ancré en tête, les inconnues sont la hauteur de fiche f et la valeur de contre-butée Fc . La première étape revient à chercher le centre de rotation O situé à une distance x du fond de fouille. Cette distance se détermine par un équilibre en moment en supposant que la contre-butée est en O. En pratique, on affecte un coefficient de sécurité F = 2 sur la butée. L’expression de la fiche est : f = 1, 2.(x − x1 ) + x1 = x + 0, 2.f0 ww Avec x1 la distance entre le fond de fouille et le point de contrainte résultante nulle et f0 = x − x0 . La contre-butée s’obtient alors par équilibre avec les autres forces : Fc = Fp − Fa . c) Rideau encastré ancré en tête s:/ /w Le système présente trois inconnues : la fiche f , la contre-butée Fc et la force d’ancrage FT . Bien que l’hypothèse soit souvent trop forte, on admet que le diagramme de poussée-butée est identique au cas sans ancrage. Par ailleurs, cette méthode n’est applicable que dans le cas de sol pulvérulent. ttp • Méthode de la « poutre équivalente » : on considère que la position de contrainte résultante nulle est confondue avec celle du moment nul (au point d’inflexion). Le rideau peut être étudié comme deux poutres sur appuis simples. Les équations d’équilibre de la partie supérieure permettent de déterminer FT et R. Celles de la Fp 2 partie inférieure donnent les relations Fc = et R = . La distance f0 se déduit 3 3 directement de la force Fp . • Méthode de Blum : on considère une relation entre la position du point de moment nul, l’angle de frottement (cf. figure 6.7). Le rideau peut ensuite être décomposé en deux poutres que l’on étudie séparément selon la méthode ci-dessus. https://www.GCAlgerie.com/ Rideaux 159 @ Y @UY O ! " er ie. co m 6.4 / https://www.GCAlgerie.com/ $QJOHGHIURWWHPHQWij¶ | F IGURE 6.7 Relation entre la cote du point d’inflexion et l’angle de frottement 6.4.2. Méthodes d’interaction sol-structure alg Ces méthodes sont classées en deux catégories (cf. figure 6.8). Ȟ1ij¶2 Ȟ 1 ij¶ 2 * 0 .gc / * "` ! ! ! ww F IGURE 6.8 Méthodes d’interaction sol-structure a) Méthodes du module de réaction ttp s:/ /w Dans cette méthode, le rideau est assimilé à une poutre continue, sur appuis élastiques, d’inertie I, de module E qui se déforme sous l’effet des actions p(y, z) auxquelles elle est soumise. O ƵƚĠĞ͗<Ɖ͘VΖs O WŽƵƐƐĠĞ͗<Ă͘VΖs 0 <Ϭ͘VΖsϬ & ! / F IGURE 6.9 Module de réaction https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement er ie. co m 160 En notant y(z) la déformée du rideau, l’équation d’équilibre statique à résoudre dans le cas de rideau à rigidité flexionnelle EI constante, est la suivante : EI d4 y + p0 (z) + kh .y(z) = 0 dz 4 La loi de mobilisation de la réaction frontale du terrain en fonction du déplacement de l’écran est représentée en figure 6.9. Le coefficient de réaction horizontal du sol vis-à-vis de l’écran kh s’exprime : 4 3 1 (EI) 3 alg kh = 2 EM α Avec EM le module Ménard et α le coefficient empirique fonction de la nature du terrain (cf. tableau 8.6). .gc ww 0G ͕ij #% L’abaque de Chadeisson (cf. figure 6.10) fournit la valeur de kh en fonction de l’angle de frottement du sol et de sa cohésion. > ! #SO % s:/ /w F IGURE 6.10 Abaque de Chadeisson : valeur de kh [MN.m-3] La résolution de ce problème est numérique. Les constantes d’intégration sont en général des données en déplacement y, rotation y , moment fléchissant M et effort tranchant T en haut et bas de l’écran. Le calcul est itératif et la pression p est bornée par les contraintes de poussée et butée maximale. b) Méthode aux éléments finis ttp La méthode aux éléments finis permet d’obtenir des solutions approchées des déplacements, des contraintes et déformations en tout point du massif et de l’écran afin d’en justifier la résistance et la stabilité. Cette méthode permet de prendre en compte des lois de comportement élasto-plastique (Cam-Clay, loi hyperbolique) et des géométries plus complexes (paroi, buton, ancrage). Des lois d’interfaces (frottement avec coefficient de réduction) permettent d’enrichir le modèle. Les calculs peuvent être réalisés en contraintes totales et effectives. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 161 er ie. co m Exercices EXERCICES Exercice 6.1. Solution p. 165 Soit un ouvrage de soutènement de type mur-poids construit dans une couche de grave limoneuse, le tout reposant sur un substratum rocheux (cf. figure 6.11). Le poids volumique du béton est γb = 25 kN.m-3. On négligera l’effet de rugosité sur les parois verticales (équilibre de Rankine). alg 9 N " Ȗ z S,UV Ȗ z S,UV 0 .gc ! z SO ij z F IGURE 6.11 Mur de soutènement ww (1) Déterminer les efforts de poussée et de butée dans le cas d’un massif sans nappe à partir des abaques en annexe C. (2) Comparer ces valeurs avec celles de poussée des terres au repos. s:/ /w (3) Évaluer le degré de stabilité du mur vis-à-vis du renversement par rapport au point A et du glissement sous la semelle en tenant compte de la butée, puis sans en tenir compte. L’interface béton/grave sous le mur est caractérisé par un angle de frottement δb/g = 23 °. ttp Exercice 6.2. Solution p. 166 Soit un ouvrage de soutènement composé d’un mur-poids en T renversé et d’un matériau de remblai sablonneux, le tout reposant sur un substratum rocheux (cf. figure 6.12). L’épaisseur du mur est de 50 cm et le poids volumique du béton est γb = 25 kN.m-3. L’interface béton/roche est caractérisée par un angle de frottement δb/r = 30 °. Le volume de sol au-dessus du talon sera considéré solidaire du mur. On supposera au-delà que le sable est en état actif de Rankine. Un système de drainage permet d’empêcher toute stagnation d’eau. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement L z SO ; J Ȗ z S,UV !z SO ij z 0 er ie. co m 162 < alg F IGURE 6.12 Mur de soutènement (1) Calculer les efforts de poussée du sable Fa et de la charge répartie Fq , le poids du mur Wm et du sol sur le talon Wt . .gc (2) Déterminer la position de l’excentricité de la résultante des forces sur la base AB. (3) Évaluer le degré de stabilité du mur vis-à-vis du poinçonnement, du renversement par rapport au point A, et du glissement sur la base de la semelle. s:/ /w ww Exercice 6.3. Solution p. 168 Soit un ouvrage de soutènement composé d’un mur-poids et d’un sol pulvérulent saturé, de poids volumique γsat = 21 kN.m-3, le tout reposant sur un substratum rocheux imperméable (cf. figure 6.13). Une nappe est située en surface en amont du mur. L’angle de frottement du sol est ϕ = 40 ° et celui à l’interface sol/mur est δ = 2/3.ϕ . | & N ! < J ! J| !| ttp F IGURE 6.13 Mur-poids : a) sans drainage b) avec drainage vertical c) avec barbacane La différence de charge entre chaque équipotentielle est de Δh = 0, 5 m https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 163 er ie. co m Exercices (1) Déterminer, pour les trois configurations, les valeurs de pressions interstitielles sur le mur tous les 0, 5 m et l’effort résultant Fu par la méthode des rectangles : Fu = 0, 5. n−1 i=0 u(zi ). (2) Calculer dans la configuration a) le coefficient de poussée Ka puis l’effort de poussée Fa en vous aidant de l’annexe C. " Ɂ alg (3) Par la méthode du coin de Coulomb (cf. figure 6.14), exprimer la force de poussée du bloc F en fonction des forces Fu , W et U et des angles δ, ϕ et θ. La force R correspond à la réaction d’appui. La force U est la résultante des pressions interstitielles sur la ligne de glissement. Pour un angle θ = 45 °, ces résultantes valent respectivement U = 33 kN et U = 71 kN pour les configurations b) et c). X ? .gc Ʌ ɔԢ F IGURE 6.14 Équilibre des efforts ww (4) Déterminer l’effort de poussée horizontale Fa dans les configurations b) et c) en prenant un angle θ = 45 °. Comparer. ttp s:/ /w Exercice 6.4. Solution p. 169 ȕ z ; J "` Ȗ z S,UV ! z SO ij z į z { "| į z V FUij {J" | F IGURE 6.15 Rideau de palplanche autostable Soit un ouvrage de soutènement composé d’un rideau de palplanche autostable encastré dans un sol homogène (sans nappe) et présentant une légère pente (cf. figure 6.15). On cherche à déterminer la hauteur de fiche. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement er ie. co m 164 (1) Évaluer les coefficients de poussée et butée en prenant compte de l’inclinaison de la surface β et des angles de frottement δ (cf. annexe C.) (2) Tracer l’évolution des contraintes de poussée et de butée sur l’écran en choisissant un coefficient de sécurité de Fbut = 2 pour la butée. (3) Évaluer la fiche f et la valeur de contre-butée. (4) Calculer la valeur maximale du moment fléchissant. alg Exercice 6.5. Solution p. 169 Soit un ouvrage de soutènement composé d’une paroi moulée, considérée rigide, et d’un niveau de tirant d’ancrage. Le massif est constitué d’un limon argileux purement cohérent, légèrement surconsolidé, et d’un sol sablonneux purement frottant (cf. figure 6.16). ; J .gc L z SO Ȗ z S,UV ! z SO ij z į z FUij ww ( G "` Ȗ z S,UV ! z SO ij z įz F IGURE 6.16 Paroi moulée et tirant d’ancrage s:/ /w (1) Évaluer les coefficients de poussée et butée par couche à partir de l’annexe C. (2) Tracer le diagramme de poussée-butée des terres en supposant que le déplacement de la paroi est suffisant pour atteindre les états limites. ttp (3) Évaluer la fiche f et l’effort dans le tirant. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 165 er ie. co m Solutions des exercices SOLUTIONS DES EXERCICES Solution 6.1. (1) Lorsqu’un massif, homogène et non saturé, est en équilibre limite de Rankine, les contraintes de poussée et de butée varient linéairement avec la profondeur, et ne présentent pas d’obliquité. Si le mur se déplace suffisamment, les forces résultantes associées à chaque état s’expriment : 1 1 Fa = .γ.Ha2 .Ka Fp = .γ.Hb2 .Kp 2 2 Avec : • Ha = 6 m, hauteur de sol en poussée. .gc alg • Hb = 1 m, hauteur de sol en butée. π ϕ 2 • Ka = tan − = 0, 28, coefficient de poussée. 4 2 π ϕ 2 • Kp = tan + = 3, 54, coefficient de butée. 4 2 ww AN : Fa = 96, 7 kN ; Fp = 36, 3 kN Si le mur ne se déplace pas, ou très peu, les coefficients des terres Ka et Kp sont remplacés par le coefficient K0 = 1 − sinϕ = 0, 44 (on suppose Roc = 1). AN : F1 = 150, 8 kN (amont) ; F2 = 4, 2 kN (aval) L’effort de poussée des terres en amont est plus important au repos qu’à l’état limite. L’effort de poussée en aval est lui beaucoup plus faible que celui de butée. (2) La stabilité au renversement et de glissement s’évalue à partir du facteur de sécurité suivant : Mi/A(stab) = Fa .b1 − Fp .b2 − W.b3 Mi/A(mot) Fi(stab) W. tan δb/g = Fi(mot) Fa − Fb s:/ /w Frenv = Fgliss = Avec : • b1 = 2 m, bras de levier de la force de poussée par rapport à A. • b2 = 0, 33 m, bras de levier de la force de butée par rapport à A. • W = V.γb = 9, 5 × 25 = 237, 5 kN, poids du mur. ttp • b3 = 0, 824 m, bras de levier du poids W par rapport à A. AN : avec/sans butée : Frenv = 1, 52/1, 46 et Fgliss = 1, 60/1, 04. La butée n’est activée complètement qu’à partir d’un déplacement de mur significatif (δ > H2/100 ). Ainsi, elle est souvent négligée dans les calculs. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement Solution 6.2. er ie. co m 166 (1) L’ensemble des calculs suivants sont réalisés pour une tranche d’un mètre de mur et de remblai. La zone de terre sur le talon de la semelle est supposée en partie solidaire du mur. On considère un état d’équilibre actif de Rankine sur la ligne fictive BC (cf. figure 6.17). L > X L X & > X < .gc 0 alg F IGURE 6.17 Bilan des forces appliquées ww Le mur est en T renversé donc les inclinaisons des forces Fa et Fq sur la ligne fictive se calculent à partir de la méthode suivante. sin β π ϕ y − β y = arctan = 0 m ⇒ θ = + + = 58, 9 ° sin ϕ 4 2 2 s:/ /w Hv Bt . tan θ = 1, 65 m 2 Bt . tan δ δ0 = sup β; ϕ = 20 ° ⇒ δ = β + (δ0 − β) 1 − = 13, 4 ° 3 Hv D’après l’abaque en annexe C. on peut déterminer les coefficients de poussée pour le poids du sol et la surcharge. Ils sont égaux et valent : Ka = Ka,q = Ka,γ = 0, 31 Par intégration des contraintes sur la hauteur H1 = 5, 5 m, le sol est homogène donc les efforts de poussée du sol et de surcharge ont pour expression : Fa = 1 .γ.H12 .Ka,γ et Fq1 = q.H1 .Ka,q 2 ttp Les valeurs projetées des forces calculées sont indiquées en tableau 6.2. La surcharge engendre un effort stabilisateur vertical, noté Fq1 = 1.q au-dessus du talon (sur 1 m). Les poids du mur et des terres sur le talon s’évaluent simplement à partir des volumes et poids volumiques associés : Wi = Vi .γi . On distinguera le poids de la paroi mur Wm1 et celui de la semelle Wm2 . https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 167 er ie. co m Solutions des exercices Tableau 6.2 Valeurs des forces, bras de levier et moments # #; Z9 # # " =}0 *}, =}, =},* Z9[ Z9 Z9[ Z9[ # *}0 alg " _ .gc (2) Le système de forces extérieures se réduit à une force unique F , de composante verticale FV , équilibrée au point M par la réaction du sol (cf. figure 6.18). & > * 0 < ( ww N F IGURE 6.18 Résultante des forces à la base du mur s:/ /w Afin de déterminer la distance L, on écrit que le moment en B est égal au produit de chaque force Fi par son bras de levier bi : Fi .bi MC = (Fi .bi ) = FV .L = (Fi(vert) ).L ⇒ L = (Fi(vert) ).L Le tableau 6.2 résume les valeurs de bras de levier et moments. AN : L = 1, 39 m La force verticale se situe dans le tiers central, position conseillée pour limiter les concentrations de contraintes et donc les tassements différentiels de chaque côté de la semelle. ttp (3) D’après le calcul précédent, la force verticale résultante FV se situe à une distance e = L − 0, 5B = 0, 24 m du centre de la semelle. Cette excentricité étant inférieure à B/6, la contrainte de référence s’exprime : FV 3.e qref = . 1+ = 135 kPa < 6 MPa B B https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement er ie. co m 168 Il n’y a donc pas de risque de poinçonnement sous la fondation. Le coefficient de sécurité vis-à-vis du renversement Frenv par rapport à A s’évalue à partir des moments moteurs et stabilisateurs. Le tableau 6.2 résume les valeurs de bras de levier par rapport à A et des moments. Mi/A(stab) Frenv = = 2, 02 > 1, 5 Mi/A(mot) Le coefficient de sécurité vis-à-vis du glissement Fgliss s’évalue à partir des caractéristiques en frottement à l’interface béton/roche (δb/r = 30 °). FV . tan δb/r (Fi(vert) ). tan δb/r Fgliss = = = 1, 19 > 1, 5 FH (Fi(horiz) ) alg Il y a un risque de glissement non négligeable qui nécessite un redimensionnement du système pour être en sécurité. Solution 6.3. ww .gc (1) Pour la première configuration, la nappe est statique donc la pression interstitielle augmente linéairement : u = (4 − z).γw u La charge hydraulique s’exprime : h = + z. γw Dans ce cas, elle est donc constante et vaut h = 4 m. Pour les deux autres configurations, les valeurs de charge se lisent sur le réseau d’écoulement. Puis les valeurs de pression interstitielle se déduisent de l’expression : u = (h − z).γw . Les résultats sont résumés en tableau 6.3. Tableau 6.3 Valeurs de charge et pression interstitielle pour les trois configurations Ă ; Đ ; Z s:/ /w ď ; Z Z ttp L’effort résultant Fu correspond à l’intégrale de u(z) en fonction de la hauteur. Par pas de 0, 5 m, on obtient par la méthode des rectangles : AN : a) Fu = 80 kN b) Fu = 0 kN c) Fu = 30, 6 kN (2) À partir de l’abaque C. le coefficient de poussée vaut : Ka = 0, 18. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 169 er ie. co m Solutions des exercices Dans cette configuration, la force de poussée vaut donc : 1 Fa = Ka .γ .H 2 = 15, 8 kN 2 (3) L’équilibre des forces permet d’établir deux équations : F. cos δ+Fu −U. cos θ−R. cos(θ+ϕ ) = 0 F. sin δ−W +U. sin θ+R. sin(θ+ϕ ) = 0 En exprimant la réaction d’appui à partir de la première équation et en l’injectant dans la seconde, on obtient : W − U (sin θ − cos θ. tan(θ + ϕ )) − Fu . tan(θ + ϕ ) sin δ + cos δ. tan(θ + ϕ ) 21 × 42 (4) Le poids du sol est égal à W = = 168 kN. 2 En se fixant θ = 45 °, on obtient donc respectivement F = 38, 5 kN et F = 32, 2 kN pour les configurations b) et c). La force de poussée totale correspond à la somme : Fa = F. cos δ + Fu AN : a) F = 98, 8 kN b) Fu = 34, 4 kN c) Fu = 59, 3 kN alg F = ww Solution 6.4. .gc Il est donc primordial de drainer pour réaliser un calcul de stabilité sécurisant et économique. La barbacane, souvent utilisée, est une solution intermédiaire économique. Notons enfin que la méthode serait plus précise en estimant l’angle θ pour lequel la force est maximale. (1) La lecture sur les abaques de l’annexe donne : • Poussée : δ = 0 et β/ϕ = 0, 8 donc Ka = 0, 5. • Butée : δ = 2/3.ϕ et β = 0 donc Kp = 5. s:/ /w (2) Le sol est homogène, le diagramme de poussée-butée est linéaire de chaque côté de l’écran (cf. figure 6.19). Les contraintes s’expriment en fonction des profondeurs z et z = z − 2, 5 : • z ∈ [ 0 ; 2, 5 + f ] : σa = Ka .γ.z = 8.z • z ∈ [ 0 ; f ] : σp = Kp .γ.z Fbut = 47, 5.z ttp (3) On détermine la hauteur de fiche à partir de l’équilibre en moment par rapport au centre de rotation O. On exprime ensuite les bras de levier des forces et les moments en fonction de x la distance entre le fond de fouille et le centre O (cf. tableau 6.4). L’équation à résoudre est la suivante : (1, 6 − 7.9).x3 + 11, 9.x2 + 29, 7.x + 24, 7 = 0 ⇒ x = 3, 1 m Le point de contrainte résultante nulle, à une distance x1 du fond de fouille, s’évalue par la relation suivante : (47, 5 − 9, 5).x1 = 23, 8 ⇒ x1 = 0, 62 m. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement ı { | ı{ | #SO % > V } U #% U O " V er ie. co m 170 + ! F IGURE 6.19 Diagramme poussée-butée et représentation des efforts # Z9 # #" ` #^ ` F 0 V `F =$} Z9[ } ` } ` ` `ª ` ` ` V ` .gc # alg Tableau 6.4 Valeurs des forces, de leur bras de levier et du moment par rapport au centre O ww La fiche des palplanches vaut donc : f = 1, 2.(x − x1 ) + x1 = 2, 95 m. On choisit ainsi des palplanches de 5, 5 m. En ajoutant la contre-butée à l’équilibre en effort et en considérant x = 3, 1 m, on obtient : Fc = Fp1 − Fa1 − Fa2 − Fa3 = 79, 1 kN. s:/ /w (4) Le moment fléchissant maximal se situe au point d’effort tranchant nul, noté x2 : x2 (47, 5 − 9, 5). − 23, 8.x2 − 29, 7 = 0 ⇒ x2 = 2, 02 m 2 À partir du tableau 6.4, le moment maximal vaut : Mmax = 81, 1 kN.m Solution 6.5. (1) Par lecture directe sur l’abaque, on obtient : • sable : Ka,s = 0, 23, • limon : Ka,l = 0, 42 (poussée), Kp,l = 2, 37 (butée). ttp (2) Les contraintes de poussée et butée s’expriment : √ σa = Ka .[γ.z + q] − 2c Ka σp = Kp .[γ.z + q] + 2c Kp https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 171 er ie. co m Solutions des exercices L’interface sable/limon présente un saut dû à la variation de cohésion et d’angle de frottement. La figure 6.20 représente le diagramme de poussée-butée. La méthode de la butée simple consiste à déterminer une fiche f puis d’en déduire la fiche réelle f par application d’un coefficient de sécurité. > ı { | ı{ | #SO % V } U O " V alg #% } U .gc F IGURE 6.20 Diagramme poussée-butée (3) Le tableau 6.5 résume les expressions des forces et de leurs bras de levier par rapport à l’ancrage. Ces expressions sont déterminées par intégration sur une partie ou toute la hauteur du mur : f 5 0 f Fa2 = 0 f 0 Fq,1 = Ka,l .5.γ.dz Fa3 = 0 f 0 5 Ka,l .q.dz Fa1 = Ka,l .γ.z.dz Fc = 0 f 0 Ka,s .γ.z.dz 2.c.(Ka + Kp ).dz Kp,l .γ.z.dz s:/ /w Fp = Ka,s .q.dz ww Fq,1 = ttp Tableau 6.5 Valeurs des forces, de leur bras de levier et du moment par rapport à l’ancrage # # # 0 =$}$( Z9 Z9[ " U } }ª # #" } }ª # F } ª} # V } VVª #^ VªF } VªV https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 6 • Soutènement er ie. co m 172 La somme des expressions des moments donne l’équation du troisième degré suivante : −28, 78f 3 − 170, 38f 2 + 18, 93f + 159, 97 = 0 La résolution aboutit à : f = 0, 95 m. Lorsque la paroi est fichée dans un sol cohérent, on prend une marge de sécurité en doublant la fiche calculée :f = 2f = 1, 9 m. En reprenant les expressions du tableau 6.5, et en remplaçant f par f , on détermine les différents efforts. La valeur de l’effort FT est ainsi calculée en faisant l’équilibre. ttp s:/ /w ww .gc alg FT = Fq1 + Fq2 + Fa1 + Fa2 + Fa3 − Fc − Fp = 184, 6 kN https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Chapitre 7 .gc alg Pente et talus ww Ce chapitre traite de l’étude de l’équilibre mécanique des masses de sol pouvant être mises en mouvement par des phénomènes naturels ou anthropiques. Dans la plupart des cas, l’objectif est d’estimer la sécurité vis-à-vis du risque de rupture d’un massif en intégrant au maximum des données de reconnaissances géologiques et géotechniques. s:/ /w 7.1 MOUVEMENTS DE TERRAINS 7.1.1. Mécanismes de ruine On distingue différents types de mouvements de terrains : • écroulements : chutes soudaines de masses rocheuses ; • glissements plan : translation d’une masse de sol meuble le long d’une surface de rupture plane ; ttp • glissements rotationnels : basculement d’une masse de sol meuble le long d’une surface de rupture courbée ; • fluages et solifluxions : mouvements lents engendrés par les déformations d’un massif dans le temps ; • coulées : écoulements de masses de sol très liquides, généralement rapides. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus | er ie. co m 174 J| !| F IGURE 7.1 Mouvements de terrains a) écroulements b) glissement plan c) glissement rotationnel 7.2 CALCUL DE STABILITÉ alg Cet ouvrage présente l’analyse de stabilité par des calculs à la rupture dans un espace à deux dimensions. Chaque étude sera faite en considérant une tranche de pente ou talus de largeur unité. Les calculs consistent à évaluer sur une surface de glissement les contraintes de cisaillement τmot provoquées par les actions motrices, puis de les comparer à la résistance au cisaillement du sol τres . Les méthodes proposées permettent une résolution simplifiée manuelle, le comportement du sol est considéré rigide-plastique. Les calculs aux éléments finis permettent d’enrichir le modèle en affectant au sol et à l’interface de glissement des lois de comportement adaptées. .gc On cherche ainsi à évaluer le coefficient de sécurité F vis-à-vis du glissement : F = τres τmot • F < 1 : l’instabilité est quasi inévitable, ww • F > 1, 5 : la stabilité est toujours assurée. s:/ /w La géométrie de la surface de rupture est souvent inconnue. L’idée générale consiste à rechercher la surface qui correspond au coefficient de sécurité le plus faible. Notons que la fiabilité de ce coefficient de sécurité est impactée par les hypothèses et méthodes de résolutions choisies. 7.2.1. Glissement plan a) Pente infinie ttp Une pente de dimension infinie peut être étudiée en isolant une tranche ABCD de largeur b, ou dx. La figure 7.2 représente les caractéristiques géométriques de la pente, la surface de rupture, et, si elle existe, la position de la nappe dont les lignes de courants sont parallèles à la pente. On considère généralement que les forces sur les faces latérales opposées s’équilibrent. L’expression générale du poids de la tranche comportant n couches de poids volumique γi et de hauteur hi a pour expression : n γi .hi W = b. 0 https://www.GCAlgerie.com/ Calcul de stabilité 175 0 er ie. co m 7.2 / https://www.GCAlgerie.com/ 0 ȕ < < ={`| K ; " Ȗd _ Ȗ _ Ȗ ; " Ȗ z Ȗ Ȗ z Ȗ {! & J z ` > Y{`| Y{` } `| X ={` } `| & ! | > ij alg F IGURE 7.2 Pente infinie et représentation des forces agissant sur une tranche La projection de cette force sur la surface de glissement donne une force normale N et une force tangentielle motrice T = Tmot d’expression : N = W. cos β et T = W sin β .gc On peut également définir les contraintes correspondantes à ces deux efforts qui se répartissent sur une surface d’aire 1 × cosb β : n 2 σ = cos β n γi .hi et τmot = sin β cos β γi .hi 0 ww 0 La pression interstitielle u en tout point de la surface s’exprime u = γw .hw . cos2 β. Le critère de Coulomb permet de définir la contrainte de cisaillement maximale que peut subir l’interface : τres = c + σ tan ϕ Avec : s:/ /w • c : cohésion le long du plan de glissement (c en drainé, cu en non drainé). • ϕ : angle de frottement le long du plan de glissement (ϕ en drainé, ϕu en non drainé). ttp Ceci permet donc de calculer le coefficient de sécurité. À long terme, en condition drainée, son expression est la suivante : Tres τres F = = = Tmot τmot n c + γi .hi − γw .hw cos2 β. tan ϕ 0 n sin β cos β γi .hi 0 Le coefficient de sécurité d’une pente diminue lorsque le niveau de la nappe augmente. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus b) Pente ou talus de dimensions finies er ie. co m 176 Lorsque les dimensions du massif en mouvement sont finies, il convient de réaliser un équilibre global. Ainsi, des efforts de poussée Fa et de butée Fp peuvent participer à l’équilibre 1 (cf. figure 7.3). 0 X & ȕ alg < > F IGURE 7.3 Glissement plan d’un massif aux dimensions finies .gc On note respectivement Fa et Fp les composantes des efforts de poussée Fa et butée Fp suivant la direction de la pente. La résultante des forces de pressions sur la longueur L est notée U . Le bilan des forces motrices et résistantes permet de déterminer le coefficient de sécurité suivant : c .L + (W cos β − U ) tan ϕ + Fp Tres = Tmot W sin β + Fa ww F = 7.2.2. Glissement rotationnel s:/ /w Le glissement rotationnel est une instabilité qui peut apparaître dans de nombreuses situations : des pentes plus ou moins raides, des talus, des remblais sur sol compressibles, etc. La méthode des tranches est couramment employée pour déterminer le facteur de sécurité vis-à-vis du basculement. Les étapes de la méthode sont résumées ci-dessous : • définir un cercle quelconque de centre O et de rayon R, • découper le massif en m tranches verticales, • étudier l’équilibre de chaque tranche j de largeur bj et d’inclinaison αj à la base (cf. figure 7.4), ttp • déterminer les moments moteurs et stabilisateurs par rapport au centre O, • calculer le coefficient de sécurité F , • itérer en changeant la position et/ou le rayon du cercle. 1. Se reporter au chapitre 6. https://www.GCAlgerie.com/ Calcul de stabilité 177 + er ie. co m 7.2 / https://www.GCAlgerie.com/ =k Yk Yk} X Įk f =k} ! ij Į ; ¢ ! ij¶ Ȗ ; ¢ ! ij¶ Ȗ Jk ` @ Į " alg Į Į Į Į F IGURE 7.4 Méthode des tranches .gc Chaque tranche repose sur une partie du plan de glissement, caractérisée par la cohésion ci et l’angle de frottement ϕi de la couche i cisaillée. Le poids de la tranche Wj se décompose en un effort normal Nj = Wj cos αj et un effort tangentiel moteur Tj = sin αj . La longueur de l’arc en glissement est confondue avec la corde : ww lj = bj cos αj En présence de nappe, et éventuellement d’un écoulement, on définit par tranche u.bj l’effort résultant des pressions interstitielles Uj = . cos αj Concernant les efforts latéraux, deux hypothèses sont couramment définies : s:/ /w • Hypothèses de Fellenius : Vj = Vj+1 et Hj = Hj+1 • Hypothèse de Bishop : Vj = Vj+1 ttp Ainsi le coefficient de sécurité F , à long terme, s’exprime : m F = F = m 1 . m Tj (ci .lj + (Nj − Uj ). tan ϕi ) j=1 j=1 Fellenius m Tj j=1 (Wj − uj .bj ) tan ϕi + ci .bj tan ϕi cos αj + sin αj . F Bishop simplifié j=1 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus er ie. co m 178 La méthode Bishop simplifiée impose de déterminer ce coefficient par itérations successives mais donne des résultats plus réalistes que par la méthode de Fellenius. Toutefois, cette dernière va dans le sens de la sécurité en donnant des coefficients de sécurité plus faible. On notera que d’autres méthodes plus récentes existent et notamment les méthodes aux éléments finis qui s’adaptent bien au géométries complexes. EXERCICES alg Exercice 7.1. Solution p. 183 Soit une pente infinie d’inclinaison β et reposant sur un substratum rocheux parallèle. Le sol est composé d’un limon argileux surconsolidé (γ = 20, 5 kN.m-3) avec des caractéristiques mécaniques au pic (cp = 10 kPa, ϕp = 26 °) et résiduelles (cr = 0 kPa, ϕr = 20 °). .gc (1) Exprimer les contraintes normale et tangentielle sur une facette parallèle à la pente, à la profondeur z. (2) Pour des valeurs d’inclinaison (en degrés) β = [10 ; 20 ; 30], déduire le coefficient de sécurité de la pente naturelle en considérant soit les caractéristiques au pic, soit celles résiduelles. ww Exercice 7.2. Solution p. 184 Des désordres ont été observés sur un chemin départemental au bas d’une colline (cf. figure 7.5). s:/ /w 9 ! !" )! ' ȕ z Ϯ < " :L" 9 ! !" ttp F IGURE 7.5 Coupe de glissement de terrain Une reconnaissance géologique et géotechnique du site a été organisée. La mise en place de tubes inclinométriques permet de mesurer la rotation d’une sonde lors de son passage dans le tube. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 179 er ie. co m Exercices La surface de glissement a été estimée sur la base des résultats inclinométriques, en tenant compte des fissures d’arrachement observées au sommet du glissement et du bourrelet de pied visible en contrebas. Cette surface coïncide avec le contact d’une couche superficielle de matériaux d’éboulis et d’un substratum plus résistant. Le poids volumique des éboulis est égal à γe = 18 kN.m-3 au dessus de la nappe et de γe,sat = 21 kN.m-3 dans la nappe. La surface libre est à la profondeur hw = 3 m (verticalement) par rapport au substratum. Des essais à la boîte de cisaillement ont montré que le critère de plasticité de Coulomb est adapté aux éboulis, avec une cohésion c = 0 kPa et un angle de frottement ϕ = 30 °. Tableau 7.1 Résultats des mesures inclinométriques $$( ɽK W ]$ ~ g` V:V g` :V "g` V:V $$?" alg $$? f~ ~ f~ V:V V:V V:V V:V :V :V V:V V:V V:V V:V V:V V:V V:V :V :V :V :V `g` :V :V :V :V fg` :V :V :V :V kg` .gc g` @g` ww , ¢ V " G"" z © V " ! " " ' j "U (1) À partir des mesures inclinométriques (cf. tableau 7.1) donner approximativement la hauteur H de la couche sujette au glissement. s:/ /w (2) En supposant la pente infinie, déterminer les contraintes normales totales et effectives et la pression interstitielle en tout point de la surface de glissement. (3) Déterminer le coefficient de sécurité vis-à-vis du glissement. On supposera que l’interface de glissement a les mêmes caractéristiques que les éboulis. Solution p. 186 ttp Exercice 7.3. Soit un talus en bordure de canal (cf. figure 7.6) composé d’un sable limoneux de poids volumique sec γd = 18, 5 kN.m-3 et d’angle de frottement ϕ = 33 ° et de cohésion c = 0. Sa teneur en eau varie de w = 6 % (canal vide) à w = 17 % (canal rempli). On supposera dans la première partie que le sol est homogène. Un remblai, de poids volumique γR = 20 kN.m-3, est construit en tête de talus. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus er ie. co m 180 + J @ Į z " Į z alg Į z ` f W! Į z Į z Į z .gc F IGURE 7.6 Rupture circulaire - Représentation des tranches et valeurs des hauteurs d’interfaces Alors que le canal est vide, une rupture circulaire est constatée lorsque le remblai atteint une hauteur de 1, 5 m de hauteur. ww (1) À partir du mode de rupture constaté, déterminer la cohésion non drainée cu du massif. (2) Déterminer le coefficient de sécurité à court terme du massif sans remblai. (3) Déterminer le coefficient de sécurité à long terme du massif sans remblai et avec présence de l’eau du canal. ttp s:/ /w Exercice 7.4. Solution p. 188 Soit un ouvrage constitué d’un remblai de sable retenu par un mur de soutènement reposant sur une couche de limon argileux de 6 m d’épaisseur qui, elle-même, repose sur une couche de sable (cf. figure 7.7). Les caractéristiques des couches sont indiquées dans le tableau 7.2. Le poids volumique du mur est γb = 25 kN.m-3. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 181 0 @ er ie. co m Exercices @ : < > * & , * * ! , * , « alg , ! * , ! ! .gc F IGURE 7.7 Rupture circulaire et plane - Réseau d’écoulement - Représentation des tranches Tableau 7.2 Caractéristiques des couches - Talus et remblai * * Z9} Z9} {!| { "| ww Ȗ Ȗ $ ( Z ij (' Z s:/ /w On étudie tout d’abord la stabilité globale du talus le long de la ligne XY (glissement plan). La surface de rupture est inclinée de β = 19, 7 °. Le sable de remblai est considéré dans un état de poussée sur la ligne XX’. (1) En utilisant le réseau d’écoulement, déterminer les pressions interstitielles aux points X, M1, M2, M3, M4, M5, Y. En déduire la force qui s’exerce sur XY. Les équipotentielles ont été tracées de façon à ce que la différence entre deux équipotentielles successives soit constante. ttp (2) Déterminer le coefficient de sécurité à court terme. (3) Déterminer le coefficient de sécurité à long terme. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus er ie. co m 182 On s’intéresse à présent à la stabilité du massif suivant un cercle de glissement passant par les points X et Y et de rayon 18 m. L’effet de la poussée sur la ligne XX’ sera à présent négligé. (4) Déterminer les pressions interstitielles aux points N1, N2, N3, N4, N5. (5) Déterminer le coefficient de sécurité à long terme. Exercice 7.5. Solution p. 190 Soit un massif de limon de 15 m d’épaisseur reposant sur un substratum rocheux. Un trajet routier nécessite de mettre en place un remblai infiniment long et dont les caractéristiques sont indiquées en figure 7.8. alg .gc J Ȗ z S,UV ww O'N ( Ȗ z S,UV ! z SO ij z !" ı¶ F IGURE 7.8 Coupe du terrain - Remblai et massif s:/ /w Un prélèvement de limon a été réalisé à 9, 2 m de profondeur puis testé à l’œdomètre et à l’appareil triaxial (condition CU+u). La contrainte de préconsolidation est évaluée à σp = 80 kPa. (1) Évaluer l’évolution de la cohésion non drainée en fonction de la profondeur. (2) Montrer que la cohésion non drainée moyenne du sol peut être estimée à cu = 29 kPa. ttp La mise en place du remblai sur ce sol compressible présente un risque d’instabilité au glissement. La figure 7.9 présente le mécanisme de ruine à considérer. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 183 er ie. co m Solutions des exercices + Į F IGURE 7.9 Mécanisme de rupture considéré alg (3) En négligeant la résistance propre du remblai, évaluer la stabilité à court terme du massif. (4) Compte tenu de la géométrie du cercle de rupture, et de la distribution de la cohésion non drainée, réévaluer la cohésion non drainée moyenne et le coefficient de sécurité. .gc Afin d’améliorer la stabilité de l’ouvrage, un géotextile est disposé entre le remblai et le massif. ww (5) Calculer l’effort à reprendre par le géotextile afin d’avoir un coefficient de sécurité de F = 1, 5. SOLUTIONS DES EXERCICES s:/ /w Solution 7.1. (1) On considère l’équilibre d’une tranche de sol de largeur b, d’un mètre d’épaisseur, et dont les réactions sur les faces latérales s’équilibrent. Le poids de sol compris entre la surface et la profondeur z s’exprime : W = γ.b.z. En considérant une facette inclinée à la profondeur z, le poids a pour composantes normale et tangentielle : N = γ.b.z. cos β et T = γ.b.z. sin β. ttp Ces efforts se répartissent sur la surface, de largeur b/ cos β à la profondeur z, pour donner les contraintes normales et tangentielles : σ(z) = γ.z. cos2 β et τ (z) = γ.z. cos β sin β https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus er ie. co m 184 (2) Le facteur de sécurité F correspond au rapport entre forces résistantes et forces motrices. En contraintes, et à H = 10 m, cela correspond à : τres c + σ. tan ϕ F = = τmot τ cp + γ.z. cos2 β tan ϕp tan ϕr Fp = et Fr = γ.z. cos β sin β tan β Le coefficient de sécurité au pic varie en fonction de la hauteur de la couche. Le coefficient de sécurité le plus faible est obtenu pour la profondeur la plus grande : z = 10 m. Les valeurs sont indiquées en tableau 7.3. Tableau 7.3 Coefficient de sécurité en fonction de l’inclinaison de la pente # alg " .gc Solution 7.2. ȕ #^ (1) La sonde fait une longueur de l = 1 m ce qui signifie que la différence de déplacement relatif δ entre le haut et le bas est : δ = l. arctan θ ww La figure 7.10 représente les valeurs de δ. Le pic observé autour de 5, 5 m de profondeur indique qu’il y a un mouvement relatif donc un glissement entre couches. La hauteur de la couche en glissement sera prise égale à H = 5, 5 m (verticalement). O " #% s:/ /w V & ! į #% ttp F IGURE 7.10 Différence de déplacement δ en fonction de la profondeur (2) En supposant que la pente est infinie, on peut se restreindre à l’étude d’un tronçon de pente de largeur dx (cf. figure 7.11). On considère que les efforts horizontaux et verticaux sur les faces latérales du tronçon se compensent : H(x) = H(x+dx) et V (x) = V (x + dx). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 185 er ie. co m Solutions des exercices ȕ z ={`| Y{`| 0 Y{` } `| X K ȕ ={` } `| J alg < ` F IGURE 7.11 Équilibre d’un tronçon avec a = dx dx et b = cos β cos2 β .gc Le poids du tronçon (pour un mètre d’épaisseur) est égal à : W = [γe .(H − hw ) + γe,sat .hw ].dx = 108.dx kN s:/ /w ww En projection sur la pente, on définit un effort normal N et un effort tangentiel T : N = W. cos β et T = W. sin β. dx L’aire de la surface de glissement du tronçon est exprimée (pour un mètre cos β d’épaisseur). Les contraintes totales sur la surface de glissement sont donc : W cos2 β W. sin β. cos β σ= = 88, 7 kPa et τ = = 41, 4 kPa dx dx La pression interstitielle se détermine à partir du réseau d’écoulement. En faisant l’équilibre des charges hydrauliques hA = hB sur une des équipotentielles (cf. figure 7.11). Le point A est sur la surface libre donc la pression uA est nulle : uA uB + zA = + zB ⇒ uB = γw .(zA − zB ) = 24, 6 kPa γw γw On peut ainsi exprimer les contraintes effectives par le principe de Terzaghi σ = σ − u = 64, 1 kPa et τ = τ = 41, 4 kPa ttp (3) Le coefficient de sécurité correspond au rapport entre les forces résistantes Tres et motrices Tmot : Tres F = Tmot Seule la force T est motrice dans notre cas : Tmot = T = W. sin β. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus er ie. co m 186 Seule la force de frottement à l’interface apporte de la résistance vis-à-vis du glissement. Elle s’estime à partir du critère de Coulomb. cos β dx = c + σ . tan ϕ et Tres = . c + σ . tan ϕ dx cos β Ainsi le coefficient de sécurité se simplifie : σ . tan ϕ F = = 0, 89 [γe .(H − hw ) + γe,sat .hw ]. sin β cos β =T τres res . Le coefficient de sécurité étant inférieur à 1, la rupture est quasi inévitable. Les mouvements constatés in situ sont donc logiques. Solution 7.3. alg (1) La méthode des tranches consiste à évaluer l’impact de chaque tranche sur la stabilité vis-à-vis du glissement circulaire. .gc La formule générale du coefficient de sécurité dans ce cas est : c. li + tan ϕ (Wi + Qi ) cos αi F = (Wi + Qi ) sin αi Pour déterminer la cohésion non drainée, on considère le comportement à court terme (c = cu et ϕ = ϕu = 0) : cu . li F = (Wi + Qi ) sin αi ww Le poids Wi se détermine à partir du volume d’une tranche d’un mètre d’épaisseur et du poids volumique du sol : Wi = γ.Vi = γd (1 + w).Vi Le poids Qi correspond au poids du remblai situé au dessus de chaque tranche. Le tableau 7.4 résume les valeurs de calcul en fonction des tranches. s:/ /w Tableau 7.4 Caractéristiques des tranches - Valeurs à court terme _$; Į Z9 (' Z9 V " V ` f ttp @ https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 187 er ie. co m Solutions des exercices Pour se rapprocher au mieux de la réalité, on fixe le coefficient de sécurité à 1. La cohésion non drainée s’exprime ainsi : (Wi + Qi ) sin αi cu = = 15, 6 kPa li (2) Le coefficient de sécurité à court terme se détermine de la même façon mais en considérant des charges de remblais Qi nulles : cu . li F = = 1, 38 (Wi ) sin αi alg (3) À long terme, il est nécessaire de choisir les paramètres de résistance au cisaillement effectifs. Le coefficient de sécurité a pour expression : c . li + tan ϕ ( (Wi + Qi + Pi ) cos αi − ui .li F = (Wi + Qi + Pi ) sin αi .gc Avec Pi le poids de l’eau au-dessus de chaque tranche et ui la pression interstitielle sur la surface de rupture au centre de chaque tranche. Pour le poids des tranches Wi , on considèrera que le massif est entièrement saturé (effet de la capillarité). Le poids volumique saturé vaut : γsat = γd (1 + wsat ) = 21, 6 kN.m-3 Le tableau 7.5 résume les valeurs de calculs. Tableau 7.5 Caractéristiques des tranches - Valeurs à long terme Į Z9 Z9 (' Z ww _$; Z9 V " V ` f s:/ /w @ AN : F = 0, 93 ttp Le canal est susceptible à lui seul de provoquer une rupture circulaire à long terme. Notons toutefois que le calcul est réalisé suivant l’hypothèse de Fellenius, qui peut engendrer une erreur non négligeable. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus er ie. co m 188 Solution 7.4. (1) Afin de déterminer les pressions dans la couches de limons, on utilise le réseau d’écoulement qui permet d’obtenir la charge hydraulique h en tout point. D’après la définition de la charge, l’expression de la pression interstitielle est : ui = γw (h − z) La différence de charge Δh entre l’amont et l’aval s’évalue à partir des charges au point B (amont) et I (aval). Ces points se situent sur la surface libre donc les pressions interstitielles uB et uI sont nulles : uB uI hB = + zB = zB = 6 m et hI = + zI = zI = 4, 75 m γw γw alg Δh = hB − hI = 1, 25 m soit entre chaque équipotentielle : δh = 0, 25 m Tableau 7.6 Pressions interstitielles sur la surface de rupture plane $ @ = = Z Z9 V = * * .gc * ;= « ww * * Le tableau 7.6 présente les résultats des calculs menant aux pressions interstitielles. s:/ /w Les efforts U correspondent aux résultantes normales à la surface de rupture dues à la pression interstitielle. De manière simplifiée, elles sont calculées en faisant la moyenne des pressions entre le point de ligne et son précédent, puis en la multipliant par la distance qui les sépare. (2) Le calcul du coefficient de sécurité vis-à-vis du glissement plan a pour expression : Tm F = Tr Avec : ttp • Tm effort moteur évalué à partir du bilan des forces motrices (cf. figure 7.12). • Tr effort résistant apporté par la cohésion. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 189 @ O @ X X* er ie. co m Solutions des exercices X( « F IGURE 7.12 Bilan des forces motrices alg 1 2 Ka .γR .HR = 18, 7 kN 2 Avec Ka coefficient de poussée évalué à partir de l’angle de frottement π ϕ Ka = tan2 − = 0, 26 4 2 .gc P = WR = VR .γR = 18x16 = 288 kN WM = VM .γb = 162, 5 kN (poussée d’Archimède négligée) ww WL = VL .γsat = 389, 5 kN s:/ /w L’effort vertical global est égal à W = WR + WM + WL = 840 kN. On constate que l’effort horizontal P est très faible comparé aux autres efforts, il sera négligé par la suite. En supposant que les forces verticales se répartissent uniformément sur la surface de rupture, l’effort moteur T vaut : T = Fv . sin(β) = 282, 5 kN. Le calcul à court terme fait intervenir la cohésion non drainée cu sur la surface de rupture. La longueur de rupture est évaluée graphiquement à L = 15, 7 m. En considérant le critère de Coulomb, et pour un mètre d’épaisseur de talus, l’effort résistant vaut : Tr = cu .L = 942 kN. AN : F = 3, 33 (3) À long terme, les efforts moteurs ne changent pas. En revanche, l’expression du critère de Coulomb fait intervenir à présent des paramètres effectifs. (U ).L) tan ϕ = 451, 6 kN ttp Tr = c .L + (Fv . cos(β) − AN : F = 1, 6 (4) Les pressions interstitielles se détermine, de la même façon que précédemment, sur la surface de rupture et au centre de chaque tranche (cf. tableau 7.7). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus er ie. co m 190 Tableau 7.7 Pressions interstitielles sur la surface circulaire ;= = Z @ , , , , , « $ = alg (5) L’expression du coefficient de sécurité vis-à-vis du glissement circulaire est : 4 [c .li + (Wi cos αi − Ui ) tan ϕ ] F = 1 = 1, 26 4 1 (Wi sin αi ) .gc Le tableau 7.8 résume les valeurs de calcul par tranche. Tableau 7.8 Caractéristiques des tranches - Valeurs à long terme _$; Į (' Z Z9 =g +g Z9 Z9 Z9 Z9 g ww s:/ /w Solution 7.5. (1) La cohésion non drainée dépend de l’état de consolidation. La contrainte de préconsolidation du sol est égale à σp = 80 kPa à 9, 2 m de profondeur. La contrainte verticale effective, avant mise en place du remblai, vaut à cette profondeur : σv0 = 9, 2.γsat − (9, 2 − 2).γw = 79, 8 kPa Ce calcul suppose qu’il y a saturation par capillarité sur les 2 m au-dessus de la nappe. Le sol est donc normalement consolidé. L’évolution de la cohésion non drainée en fonction de la profondeur s’exprime : ttp (z) cu (z) = 6, 4 + 0, 34.σp (z) = 6, 4 + 0, 34.σv0 La figure 7.13 représente les distributions de contraintes verticales, de pression interstitielle et de cohésion non drainée. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 191 O " #% ıN ıN #SO % " !" er ie. co m Solutions des exercices , u et c avec la profondeur. F IGURE 7.13 Évolution de σv0 , σv0 u alg (2) En première approche, la valeur de la cohésion non drainée moyenne peut être évaluée en intégrant la distribution de cohésion non drainée sur l’ensemble de la couche : 17,6+46,2 2. 6,4+17,6 + 13. 2 2 cu = = 29 kPa 15 F = Mres Mmot .gc (3) L’étude de stabilité en glissement revient à calculer un coefficient de sécurité s’exprimant : ww À court terme, le moment résistant est apporté par la cohésion qui agit sur toute la surface de rupture passant à travers le limon. Le remblai étant infiniment long dans la direction hors plan, la surface de rupture s’exprime S = α.R par mètre de massif. Géométriquement, on trouve aisément la valeur de l’angle α = 120 °. s:/ /w Le moment résistant, en mécanisme circulaire, s’exprime donc : Mres = (cu .α.R).R = 6074 kN.m ttp En dessinant un axe vertical passant par le centre du cercle, on constate un équilibre entre le poids de limon à gauche et celui à droite de l’axe. Ainsi seule la partie en remblai engendrera un moment. On peut évaluer ce moment en divisant en trois parties le remblai en mouvement (cf. figure 7.14). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus J J er ie. co m 192 J + " F IGURE 7.14 Découpage en tranche du remblai alg Chaque bloc i pèse Wi = Vi .γR , engendrant un moment en fonction du bras de levier li . Le tableau 7.9 résume les valeurs de calculs. .gc Tableau 7.9 Caractéristiques des tranches - Ici sont indiquées les valeurs exactes. Une simplification en triangle pour le bloc 3 permet de trouver une valeur approchée acceptable. _$; * = Z9 Z9[ ww " Ainsi : Mmot = 4349 kN.m et F = 1, 4 ttp s:/ /w (4) La cohésion drainée moyenne engendre une erreur importante dans la mesure où le cercle de rupture ne se situe que sur une hauteur de 5 m de limon (et non 15 m). De plus, l’intégration doit se faire suivant la ligne de rupture, ici cirπ π culaire. Soit l’angle θ ∈ [ ; +α], exprimé en fonction de la profondeur z par : 6 6 z+5 θ = arcsin R https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 193 er ie. co m Solutions des exercices + ș ʌ Į F IGURE 7.15 Calcul de cu - Angle θ .gc alg L’expression de cu (z) change au passage dans la nappe : 17, 6 − 6, 4 z ∈ [0 ; 2] : cu (z) = 6, 4 + .z 2 π θ ∈ [ ; 0, 77] : cu (θ) = 21, 6 + 56 sin θ 6 46, 2 − 17, 6 z ∈ [2 ; 5] : cu (z) = 17, 6 + (z − 2) 13 π θ ∈ [0, 77 ; ] : cu (θ) = 2, 2 + 22 sin θ 2 Le glissement dans la couche de limon présente un plan de symétrie. La cohésion moyenne peut ainsi être évaluée sur une moitié seulement : 0,77 21, 6 + 56 sin θR.dθ + π/ 6 ww cu = π/ 2 2, 2 + 22 sin θR.dθ 0,77 Ainsi : cu = 20 ⇒ F = 0, 96 ttp s:/ /w (5) En cas de glissement circulaire, le géotextile se déformera de façon à travailler en traction (cf. figure 7.16). En effet, il ne présente pas de rigidité flexionnelle ni tangentielle. 9 ` F IGURE 7.16 Géotextile https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 7 • Pente et talus er ie. co m 194 L’effort de traction, noté Fg , est donc tangent à la surface de glissement. Le coefficient de sécurité s’exprime : F = Mres + Fg .R = 1, 5 ⇒ Fg = 233, 4 kN Mmot Il faut toutefois vérifier que le géotextile adhère à l’interface remblai/limon. En notant L la longueur d’ancrage du géotextile, le critère de Mohr-Coulomb impose : Fg < c + σ tan ϕ L alg Les valeurs minimales de cohésion et d’angle de frottement sont choisies par sécurité c = 0 et ϕ = 32, 4 °. La contrainte normale effective correspond au poids du remblai σ = 5.γR . ttp s:/ /w ww .gc La longueur d’ancrage du géotextile doit être au minimum de L > 3, 7 m, ce qui est réaliste au vu de la géométrie. https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Chapitre 8 .gc alg Fondations ww On définit communément trois types de fondations (cf. figure 8.1) : • les fondations superficielles : De /B < 1, 5, • les fondations semi-profondes : 5 < De /B < 1, 5, s:/ /w • les fondations profondes : De /B > 5. ttp F IGURE 8.1 Les différents types de fondations - D hauteur d’encastrement, De hauteur d’encastrement équivalente (cf. section 8.2.1.) En pratique, on appellera fondation profonde une fondation où l’on tiendra compte d’une réaction latérale (dans une certaine mesure). De nos jours, plus de vingt techniques de fondation peuvent être proposées par les entreprises. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 196 8.1 TECHNOLOGIE DE FONDATIONS 8.1.1. Fondations superficielles On distingue trois types de fondations superficielles : • les semelles filantes, généralement de largeur B modeste et de longueur L (L/B>10 pour fixer les idées) ; les semelles de murs de soutènement en font partie, • les semelles isolées dont les dimensions en plan B et L sont toutes deux au plus de quelques mètres ; cette catégorie inclut les semelles carrées (B/L=1) et les semelles circulaires (de diamètre B) ; alg • les radiers ou dallages de dimension B et L importantes ; cette catégorie inclut les radiers généraux. 8.1.2. Fondations semi-profondes .gc Pour ce cas, et en fonction de son projet, l’ingénieur choisit de prendre en compte ou non les frottements axiaux. Ce type de fondation est utilisé pour la reprise d’efforts horizontaux. On peut citer les fondations d’éoliennes, de piles de ponts, etc. On distingue principalement les puits creusés à la main ou mécaniquement et dont les parois sont soutenues par un blindage, des micropieux ou des colonnes de jet, des caissons mis en place par havage et généralement réalisés sous air comprimé. ww 8.1.3. Fondations refoulant le sol lors de la mise en place ttp s:/ /w Une large panoplie de pieux est mise en place par refoulement du sol. Les pieux peuvent être en bois, métal ou béton. Ils ne sont classés dans cette catégorie que si leur base est obturée, sinon ils font partie des pieux particuliers. Leurs sections sont de différentes formes (cf. figure 8.2). F IGURE 8.2 Sections courantes de pieux Les pieux en béton sont armés ou non, préfabriqués ou coffrés à l’avancement, ou composés d’éléments tubulaires en béton légèrement armé assemblés par précontrainte. La mise en place peut être réalisée par battage, vérinage et/ou vibrage, vissage https://www.GCAlgerie.com/ Technologie de fondations 197 er ie. co m 8.1 / https://www.GCAlgerie.com/ ou lançage, voire havage du pieu ou d’un élément (fermé ou non) servant de moule et récupéré après bétonnage. 8.1.4. Fondations ne refoulant pas le sol à la mise en place alg Les pieux et barrettes non refoulants sont mis en place dans un forage exécuté dans le sol par des moyens mécaniques tels que tarière, benne, etc. Ce procédé peut nécessiter un soutènement des parois, lorsque les sols ne sont pas suffisamment cohérents et situés sous la nappe phréatique. On utilise une boue de forage bentonitique ou composée de polymères, ou une tarière creuse permettant l’injection du béton simultanément à l’extraction de terrain. Les pieux de petit diamètre, constitués d’une âme métallique, scellés au terrain par un mortier gravitairement ou sous pression, sont dénommés micropieux et clous. 8.1.5. Synthèse .gc Les pieux forés représentent une part de marché estimée pour le marché français à 75 %. Les pieux sont classés selon leur technique de mise en œuvre suivant le tableau 8.1. Tableau 8.1 Classes et catégories de pieux (NF P94-262) 7HFKQLTXHGHPLVHHQ°XYUH { "` J | J " { "` J | "J {N "| "J {N !"| " J " N! " G " " ' !" " "J = " = "J < " J J L" " ! %DWWXHQUREp EpWRQ±PRUWLHU±FRXOLV < " " < " ! < " ! "N O Y J " O Y J " k! O ! J " * ! " ) * ! " )) O " " ! " k! )9? { )))| O " " ! " k! ); { )=| @ ` f k % j " @ ` f k % j " s:/ /w " '( " ww @ ` f k * ttp % ,*'$ ; < O ; < O? > >& =* = <O <O <: <* <0 <0+ Y< Y< OO * * O)9? *)9? O); *); https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations 8.2 MÉTHODES DE CALCUL er ie. co m 198 .gc 8.2.1. Fondations superficielles alg L’objectif des méthodes de calcul est l’estimation de la capacité portante et des tassements des fondations. On vérifie que les états limites de rupture ou de déformation excessive du terrain (GEO), de rupture interne ou déformation excessive de la structure ou d’éléments de structure (STR) (tels que les semelles et les pieux), mais aussi de soulèvement lié à l’action de l’eau globaux (UPL) ou locaux (HYD) ou des pertes d’équilibre (EQU) ne sont pas dépassés. Pour ces états limites, on vérifie que la valeur de calcul de l’effet des actions par l’utilisation des combinaisons d’action reste inférieure à la valeur de calcul de la résistance aux actions correspondantes. Soit dans le cas de la capacité portante d’une fondation la comparaison de la composante verticale de la charge nette à la résistance nette du terrain sous la fondation (Vd − R0 Rv,d ) ou pour une fondation superficielle dans le cas du glissement sur la base, la comparaison de la composante horizontale de la charge transmise par la fondation au terrain à la somme de la résistance frontale et tangentielle et de la résistance au glissement de la fondation sur le terrain (Hd Rh,d + Rp,d ). a) Méthode à partir des essais de laboratoire (méthode c − ϕ) s:/ /w ww La rupture a pu être analysée mathématiquement dans le cas d’un phénomène plan pour une semelle horizontale supportant une charge centrée et ancrée dans un milieu homogène présentant à la fois du frottement et de la cohésion et dont la surface libre est également horizontale. & IF = I > , < ( VIF O I I > Xz , O I VIF ttp F IGURE 8.3 Proposition d’un mécanisme de rupture pour une fondation avec base parfaitement lisse - en vignette, équilibre des forces dans le cas parfaitement rugueux Les solutions proposées nécessitent de connaître les paramètres de rupture du sol obtenus à partir d’essais de laboratoire. Les notations utilisées dans cette section sont les notations couramment utilisées pour le calcul des fondations superficielles. La géométrie de la fondation est définie sur la figure 8.4. https://www.GCAlgerie.com/ Méthodes de calcul < 199 < ( & ! G" ! !" &K Y " " ! ȕ )! " ! er ie. co m 8.2 / https://www.GCAlgerie.com/ & ! j Į )! J , į )! ! G :`! ! G F IGURE 8.4 Notations utilisées pour la géométrie des fondations superficielles alg Les charges agissant sur la fondation sont combinées en une résultante. Elle a une composante V normale à la surface de contact, une composante H parallèle à celle-ci et elle intersecte la surface au point d’application. .gc Calcul en contraintes effectives (conditions drainées) La formule de calcul de la capacité portante des fondations superficielles de type semelle filante comporte trois termes combinant chacun un facteur de capacité portante et des coefficients correcteurs. Soit pour les calculs en contraintes effectives (c ,ϕ ) : qnet = c Nc sc ic bc dc + q Nq sq iq bq dq + 0, 5γ B Nγ sγ iγ bγ dγ − q0 Avec : ww • q est la pression effective uniforme appliquée au sol autour de la semelle (à la profondeur D), • γ est le poids volumique du sol sous le niveau de la fondation, • B est la largeur réduite de la fondation, • c est la cohésion effective du sol, s:/ /w • sc , sq et sγ sont les facteurs de forme, • ic , iq et iγ sont les facteurs d’inclinaison de la charge, • bc , bq et bγ sont les facteurs d’inclinaison de la base de la fondation, • dc , dq et dγ sont les facteurs d’encastrement de la fondation, • q0 est la contrainte effective à la base de la fondation après travaux, • Nc , Nq et Nγ sont les facteurs de capacité portante, dont les expressions sont données ci-après. ttp ϕ Nc = (Nq − 1) cot ϕ 4 2 Le tableau 8.2 rassemble les valeurs des coefficients correcteurs. Nγ = 2(Nq − 1) tan ϕ Nq = eπ tan ϕ . tan2 π + https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 200 Tableau 8.2 Coefficients correcteurs _ ] # γ = − { g੮ $$$ γ = − " ;( + _ ^]$ ϕ = + + $$$ γ = ( − α ϕ )` _ @ 0$; w$$gjk γ = = − + _ ;'$ * ϕ = − ϕ = ( − α ϕ )` = − − − ϕ = − − ϕ = + ` ϕ − * ϕ | = } .gc alg "! < < "! ( ( /$$ , {| ( " " " ! G" !£ (^<U O " " ! " " !! (z< "U {| ( N " " ' " ! ! GU ) N " ¢ L" Y G ! < = = ` + + L" Y G ! (U = = ` + + ( L" ! G " ! L"! L" L ' N " ¢ = θ = ` θ + * ` θ ww {| ( < G"" G" " " ! `! ! G ¢ ( z ( ¤ ( < z < ¤ <U {| ( &F< j ! ! {&F<| " N " ! " " j {&^<|U Calcul en conditions non drainées V = (π + 2)cu sc ic bc + q A Cette formule correspond à la valeur minimale de Nc pour ϕ = 0 (soit Nc = 5, 14), avec des coefficients correcteurs égaux à : B • sc = 1 + 0, 2 (semelle rectangulaire) ou sc = 1, 2 (circulaire), L H • ic = 0, 5 1 + 1 − , A .cu 2α • bc = 1 − . π+2 ttp s:/ /w Dans ces conditions, la formule suggérée est qnet = Avec H composante de réaction horizontale, A = B .L aire de la surface réduite, q pression uniforme appliquée à la surface du sol autour et à la base de la semelle. https://www.GCAlgerie.com/ Méthodes de calcul 201 er ie. co m 8.2 / https://www.GCAlgerie.com/ b) Méthode à partir des essais pressiométriques et pénétrométriques alg Les méthodes directes basées sur certains essais in situ sont bâties sur la pertinence de ces essais à représenter le phénomène physique mis en jeu lors du chargement de la fondation (cf. figure 8.5). On citera le pressiomètre et le pénétromètre à titre d’exemple. Nous ne présentons que les méthodes pressiométriques, celles basées sur le pénétromètre étant très similaires. F IGURE 8.5 Deux types de mécanisme de rupture justifiant l’élaboration des méthodes de dimensionnement de fondation. ww .gc Pression limite nette équivalente La pression limite nette équivalente p∗Le se calcule pour une couche porteuse homogène d’épaisseur au moins égale à 1, 5.B. On établit un profil linéaire de la pression limite nette p∗LM = pLM − p0 et l’on prend pour valeur de calcul, la valeur à la profondeur D + 23 .B : • sol homogène : p∗Le = p∗LM . D + 23 .B • sol non homogène : p∗Le = n p∗LM 1 × p∗LM 2 × ... × p∗LM n 4567 & < 456( FU< U< ttp s:/ /w Avec pLM la pression limite mesurée et p0 la contrainte totale horizontale, au même niveau avant essai, déterminée à partir du coefficient de pression des terres au repos K0 lui-même estimé à partir des valeurs de la contrainte verticale effective q et de la pression interstitielle u, par la formule p0 = K0 .q + u. F IGURE 8.6 Définition de la pression limite équivalente et de la résistance de pointe équivalente https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 202 Hauteur d’encastrement équivalente De La hauteur d’encastrement équivalente est un paramètre conventionnel de calcul destiné à tenir compte du fait que les caractéristiques mécaniques des sols de couverture diffèrent de celles du sol porteur. Elle sert uniquement à distinguer les différents types de fondations. Elle est calculée à partir des courbes donnant les valeurs caractéristiques des essais en fonction de la profondeur. On a alors : De = 1 p∗Le D 0 p∗LM (z).dz alg Classification des sols La définition des catégories conventionnelles des sols pour les essais est obtenue à partir d’un critère de compacité défini par les résultats des essais réalisés. Cette classification n’est possible, pour les matériaux les plus compacts, que pour le pressiomètre. Toutefois, cet essai ne dépassant pas une pression de 5 MPa, la classification se limite aux roches les plus tendres ou altérées. Elle doit être complétée par un carottage pour identifier les discontinuités. .gc Tableau 8.3 Classement des sols selon différents critères (NF P94-262) ttp s:/ /w ww ^K=^W K=^W 9 f\ KZW ¤ _ _ _ _? F" _ ,( ¤ j j # $ F" _ ¤ j j + F" ^ _? > j ! " ! ` $' _ _ _ _?; j j j ; * j j j =)$$$ $ ( j j j &$ ^ ^ j _? $ _ _ = j j ,'' $ =$ _ _ _$ j j + $ ^ ^ ^ j ,'' +; ^ #($' https://www.GCAlgerie.com/ Méthodes de calcul 203 er ie. co m 8.2 / https://www.GCAlgerie.com/ Calcul de la capacité portante à partir de l’essai au pressiomètre Ménard La valeur de calcul de la contrainte de rupture nette (capacité portante par unité de surface) d’une fondation soumise à une charge verticale centrée est liée à la pression limite du sol par la fonction linéaire suivante : qnet = q0 + kp .p∗Le alg Avec kp le facteur de portance pressiométrique et q0 la contrainte totale verticale au niveau de la base de la fondation après travaux. Les valeurs numériques du facteur de capacité portante varient entre 0, 8 et 2 en fonction du type de sol, de la profondeur d’encastrement et de la forme de la fondation. Les valeurs du facteur de portance pressiométrique kp sont données par la relation non linéaire fonction de l’encastrement équivalent (cf. tableau 8.4). De De kp, B = kp0 + a + b. . 1 − e−c. B L B Tableau 8.4 Coefficients de l’équation des courbes donnant kp (NF P94-261) ,(g$ *g( ww ; * * > > > > .gc _)^ =$g\$ g; '' ]($' /^$ Z^ * Z^ s:/ /w Pour les semelles rectangulaires, la relation à utiliser est : B B kp, B = kp, B =0 . 1 − + kp, B =1 . L L L L L c) Détermination des tassements Deux méthodes sont principalement utilisées pour estimer les tassements prévisibles : • les méthodes basées sur des solutions en élasticité utilisant les modules d’élasticité déterminés lors des essais de laboratoire ou plus rarement d’essais en place (cf. chapitre 4) ; ttp • les méthodes semi-empiriques reliant directement le tassement à la caractéristique mesurée par l’essai. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 204 Les dernières méthodes sont apparues du fait de la difficulté de prélever certains matériaux et de réaliser des essais de laboratoire. La méthode pressiométrique propose le calcul du tassement à 10 ans d’une fondation encastrée de largeur B (rajouter 20 % si fondation à encastrement nul) : s10 ans = sc + sd α 2 Avec : sc = (q − γ.D).λc .B et sd = 9.E1 9.Ed Où : B λd . B0 α .B0 • q : contrainte verticale appliquée par la fondation, • γ : poids volumique du sol, • D : hauteur d’encastrement de la fondation dans le sol, alg • α : coefficient rhéologique dépendant de la nature du sol et de la consolidation (cf. tableau 8.6), • λc et λd : coefficients de forme (cf. tableau 8.5), • B : largeur ou diamètre de la fondation, .gc • B0 : dimension de référence égale à 0, 6 m, • Ed : module pressiométrique équivalent de la zone déviatorique (cf. figure 8.7). Tableau 8.5 Valeurs des coefficients de forme ' " ww }0 O O ` " s:/ /w Tableau 8.6 Valeurs du coefficient rhéologique pour les sols _)^ _ * Į $ ' ? ' 9$$ ' /}^ = $ Į /}^ = * Į /}^ = Į * ( /}^ = Į ^ ^ F ^ F ^ F j F j F j F j F j F j F j F ttp \$ ''' $' ; ,( d) Calcul de la contrainte de référence L’estimation conventionnelle de la contrainte transmise au sol dans le cas de l’excentrement de la charge peut se faire selon deux méthodes principales : https://www.GCAlgerie.com/ & U< U< U< U< U< U< U< U< 205 } < : : : er ie. co m Méthodes de calcul ` { ` ~ ` ~ { { { } { ~ ~ : : ~ ~ alg 8.2 / https://www.GCAlgerie.com/ F IGURE 8.7 Détermination de Ed .gc • Méthode de Meyerhof : pour les semelles rectangulaires, on peut se servir de la méthode de Meyerhof pour déterminer une largeur réduite. On estime alors la contrainte : Vd σV,d = B − 2e ww Dans le cas où un excentrement existe dans les deux directions, la contrainte vaut : σV,d = Vd (B − 2e)(L − 2e ) σV,d = 3σmax + σmin 4 ttp s:/ /w • Méthode de répartition triangulaire ou trapézoïdale : la prise en compte de l’existence d’une charge excentrée (e > B/6) se fait par le calcul d’une contrainte de référence σV,d en supposant la répartition des contraintes linéaire et en négligeant la traction sur les zones décomprimées (cf. figure 8.8) : F IGURE 8.8 Définition de la contrainte de référence pour un excentrement e a et b : Meyerhof, c et d : NF P94-261 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 206 Les contraintes σmax et σmin sont calculées de manière à équilibrer la force Vd et le moment Vd .e par rapport au centre. Vd 6.e Vd 6.e σmax = 1+ σmin = 1− B B B B 8.2.2. Fondations profondes soumises à un effort axial a) Principe de dimensionnement alg La capacité portante d’une fondation profonde ou résistance ultime repose sur la mobilisation, d’une part de la réaction offerte par le sol sur la pointe du pieu et, d’autre part d’un frottement latéral le long du fût du pieu. La valeur de portance d’un pieu Rc est calculée par : Rc = R b + R s Avec : • Rb : résistance de pointe, .gc • Rs : résistance de frottement axial mobilisée le long du fût du pieu. ww Cette séparation en deux termes de la capacité portante est une caractéristique commune de toutes les méthodes de conception utilisées dans la pratique : les méthodes analytiques basées sur le frottement (proportionnel à c − ϕ ) et des méthodes empiriques basées sur des essais in situ (CPT, SPT, PMT). La résistance de pointe est liée à une valeur moyenne de la résistance au cisaillement déduite des essais de laboratoire ou des essais in situ, corrigée pour la classe de sol et pour certains effets liés au remaniement induit par la technique d’installation. Le terme de frottement axial représente l’interaction (complexe) pieu-sol et le changement des propriétés du sol dans le voisinage du pieu après qu’il a été installé. s:/ /w Calcul de Rb Rb est obtenu par combinaison de deux termes, la surface A de la pointe du pieu et la contrainte ultime sous la base du pieu : Rb = [q0 + qu ].Ab Avec : qu = kp .p∗Le où : • q0 : pression verticale totale, ttp • p0 : pression totale horizontale, • Ab : surface de la base de la fondation. • kp : facteur de capacité portante, dépendant du type de sol et du mode de mise en œuvre du pieu (cf. tableau 8.7) déterminé comme pour les fondations superficielles. https://www.GCAlgerie.com/ Méthodes de calcul 207 er ie. co m 8.2 / https://www.GCAlgerie.com/ Seule la pression limite nette équivalente p∗Le est calculée de manière spécifique ; c’est une moyenne définie par : p∗Le = 1 3a + b D+3a D−b Avec : • a= B 2 si B > 1 m sinon a = 0, 5 m, p∗LM (z).dz • b = min(a, h) où h est la hauteur de la fondation dans la couche porteuse. 4567 456( < alg & J .gc U F IGURE 8.9 Définition de la pression limite équivalente ww Le facteur de portance en fonction de l’encastrement effectif Def /B de la manière suivante : • Def /B > 5 : kp (Def /B) = kp,max , • Def /B < 5 : kp (Def /B) = 1, 0 + (kp,max − 1, 0)(Def /B)/5. s:/ /w Def = 1 p∗Le D D−10B p∗LM (z).dz Avec les valeurs maximales données dans le tableau 8.7. ! 0z } ' Oz ttp F IGURE 8.10 Section et périmètre des pieux tubulaires et profilés métalliques ouverts à la base https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 208 Les pieux dont la section n’est pas pleine (pieux H, tubes, palplanches) font l’objet d’un abattement de la capacité portante en pointe : Rb = ρp .A.qu Où : A est l’aire de la surface convexe et ρp , un coefficient de réduction tabulé en fonction de la nature du sol et du type de pieu (voir tableaux 8.1 et 8.8). Tableau 8.7 Valeur des coefficients de portance kp,max pour un encastrement effectif De /B > 5 (NF P94-262) ^ _)^ " ,(B B $ {J| *g ` f k % {J| alg $' @ {J| {J| {J| {J| =$\$ {J| {J| +;'' ]($' {J| .gc {| " "` <0+ Y< OO §"N N J ­ G " " J " " J $ " ! " ! {J| G ww { | ( N " " ! " ! " ! G ¬ G j ! "J " J " j L" " ! ! "U & ! ! ! N ! " k" ! J " ` 9 j N ! " " J ! N N ! " "` ! L" ! L" !U {J| O " ! "` ! ! U {!| ) ! N j " N " ! ` ' ! ! !"U s:/ /w {| & " N " " ! " ! "N ¬ " j ! ! ! " ! U "` j Tableau 8.8 Valeur des coefficients réducteurs de section _)^ ^ * ȡ^ ȡ ttp _ * w ^$; ,( ȡ^ ȡ https://www.GCAlgerie.com/ Méthodes de calcul 209 er ie. co m 8.2 / https://www.GCAlgerie.com/ Calcul de Rs Rs est également obtenu par combinaison de deux termes, P le périmètre du pieu et qs le frottement latéral limite le long du fût du pieu : n Rs = qsi .Asi i Avec : • qsi : frottement latéral unitaire de la ime couche, • Asi : surface latérale de la couche i. Le frottement latéral unitaire qs est obtenu par la formule suivante : alg qs = αpieu/sol .fsol (p∗LM (z)) .gc Il est défini à partir d’un paramètre normalisé fsol représentant l’évolution du frottement axial unitaire en fonction du type de sol et de la pression limite mesurée dans le sol qui est mis à l’échelle à l’aide d’un coefficient représentatif de l’interaction sol-structure αpieu/sol , fonction du mode de mise en œuvre du pieu. ∗ fsol = (a.p∗LM + b). 1 − e−c.pLM ww Avec les valeurs des coefficients données dans le tableau 8.9 en fonction du type de sol. Tableau 8.9 Coefficients de l’équation des courbes donnant fsol dans la norme NF P94-262 ; * * ,(B B g $g $' *g(g$' =$\$ +;'' ]($' s:/ /w _)^ ttp Les coefficients αpieu/sol sont donnés pour les différents types de pieux (cf. tableau 8.1) et de sols (cf. tableau 8.3) dans le tableau 8.10. Les valeurs du coefficient de frottement latéral unitaire qs sont limitées par les valeurs du tableau 8.10. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 210 Tableau 8.10 Valeurs des coefficients de mise à l’échelle αpieu−sol / valeurs limites de frottement latéral unitaire qs 9 ,*'$}_;$ $ ,(g $'\ $g *g $'\ ( F F F F F F F F F F F F =$ \ $ +; '' ]($' ; F { "` J | F F < F J " { "` J | F F O F "J {N "| F VFV F "J {N !"| @ F VFV ; < O? F " J " N! ` F VFV VFV VFV VFV " " " > >& F ' ! " " f F F F F F "J =* F = " k F F F F VFV = F = "J % F F F F VFV <O <O F < " J J L" " j F F F F VFV ! <: F < " J {J ¤ ¤ ! " | F F F F VFV <* F < " " F F F F VFV <0 F < " ! " F F F F VFV <0+ F < " ! "N F F F F F Y< F Y J " @ F F F F F Y< F Y J " k! )9? " ); ` F F F F F OO F O ! J " f F F F F F * F * ! " ) k V V V V V * F * ! " )) % V V V V V j O)9? *)9? F O " ! " k! { )))| F F F F F " O); *); F O " ! " k! { )=| F F F F F " " ! N j , OV " ! !" " ' N " " " "N ¬ ! ! " ! G " " " !U " "` <0+ Y< OO §"N N J ­ G J G " " J $ " N " LU " "` G G"" L" " J $ " N " J L" " ! " " j " " "V" U ww .gc alg " b) Détermination des tassements s:/ /w L’interprétation de nombreux essais de chargement statique de pieux a montré que le tassement d’un pieu isolé n’excède que très rarement le centimètre sous une charge de référence égale à 0, 7.Rc,cr . Pour estimer le tassement, sous cette charge de référence, les règles simples suivantes sont proposées : • pour les pieux forés sref = 0, 006.B (avec des valeurs extrêmes de 0, 003 et 0, 010.B), ttp • pour les pieux battus sref = 0, 009.B (avec des valeurs extrêmes de 0, 008 et 0, 012.B). Le tassement sous Rc,cr est généralement pris égal à : s = 2B 100 https://www.GCAlgerie.com/ Méthodes de calcul 211 er ie. co m 8.2 / https://www.GCAlgerie.com/ Tassement auquel se rajoute le raccourcissement élastique e du pieu lorsqu’il présente une partie libre (hors sol) importante. e= Rc,cr .DL avec DL = L − De Ep .A Une méthode plus précise consiste à déterminer les lois de mobilisation du frottement latéral τ en fonction du déplacement vertical s du pieu pour chaque section de celui-ci ainsi que la loi de mobilisation de l’effort de pointe q en fonction du déplacement vertical sp de celle-ci (Frank et Zhao, 1982). Ces lois peuvent être reliées au module pressiométrique EM et des valeurs limites du frottement latéral et de l’effort de pointe. W L alg L L F LF LF .gc F F IGURE 8.11 Lois de mobilisation du frottement latéral et de l’effort de pointe unitaire. ww Pour les pieux forés dans des sols fins, on propose de prendre Kt = 2.EM /B et Kp = 11.EM /B et dans les sols granulaires Kt = 0, 8.EM /B et Kp = 4, 8.EM /B. Pour les pieux battus, on prend les mêmes valeurs en première approche. La résolution de cette méthode basée sur les fonctions de transfert de charge nécessite une résolution par différence finie ou par matrice transfert. 8.2.3. Fondations profondes soumises à des efforts latéraux s:/ /w Certaines configurations spécifiques entraînent la création d’efforts parasites (cf. figure 8.12) : des efforts latéraux (érection d’un remblai par exemple) et des efforts verticaux appliqués sur le fût et orientés vers la pointe ou « frottement négatif ». Les efforts latéraux sont apportés par le moment M et les composantes transversales à l’axe du pieu Qh des forces appliquées en tête de pieu. a) Principe d’analyse ttp Un pieu soumis à un chargement latéral en tête se déforme dans le sol. À chaque niveau z, le déplacement latéral du pieu δ(z) dans le sol consécutif à la déformation permet de mobiliser une réaction du sol r(z). La déformée du pieu est telle que le pieu est en équilibre statique, c’est-à-dire que le torseur en tête (Qh ,M ) est équilibré par l’ensemble des réactions r(z) du sol (cf. figure 8.13). La réaction r(z) se décompose en réactions frontales sur la face du pieu et en frottements sur le côté du pieu. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 212 J * G } " ! J L "J " L alg F IGURE 8.12 Génération de poussées latérales et frottements négatifs par le transfert de charge * N .gc < ww G{ | * { | F IGURE 8.13 Déformation d’un pieu soumis à un chargement latéral et réaction du sol. ( ( <F ( <F <F ( <F s:/ /w < F IGURE 8.14 Mobilisation de la réaction latérale du sol sur différents types de pieux. On a pu mettre en évidence expérimentalement que r(z) varie avec δ(z) : • r(z) est une fonction croissante de δ(z), ttp • il existe un seuil au-delà duquel r(z) n’augmente plus lorsque δ(z) continue à augmenter. La modélisation simple élastoplastique de la figure 8.16 a été retenue. https://www.GCAlgerie.com/ Méthodes de calcul 213 er ie. co m 8.2 / https://www.GCAlgerie.com/ Le calcul de la déformée du pieu, et des réactions latérales du sol, se fait en écrivant l’équilibre horizontal de chacun des éléments du pieu de longueur dz, hypothèse étant faite que la composante verticale de la réaction du sol sur le pieu peut être négligée. T (z + dz) − T (z) + r(z).dz = 0 * z z * .gc z alg dT (z) d4 δ(z) + r(z) = 0 ⇒ EI + r(z) = 0 dz dz 4 Avec E désigne le module du matériau constituant le pieu et I son moment quadratique. d4 δ(z) Puisque r(z) dépend de δ(z) : EI + r(δ(z)) = 0 dz 4 La résolution de cette équation différentielle fait intervenir les conditions aux limites du pieu (en tête et en pointe). Quatre conditions aux limites sont nécessaires. Elles peuvent porter sur les efforts appliqués (moment, effort tranchant), ou sur la déformée (déplacement δ, rotation δ ). Des exemples sont donnés à la figure 8.15. z : ¬ ww * * : *z z *z z z *z z z s:/ /w F IGURE 8.15 Conditions aux limites typiques, en tête et en pied de fondations (y(x) = δ(x)) ttp La méthode du coefficient de réaction exprime la réaction latérale du sol sous la forme (cf. figure 8.16) : r(δ, z) = K.δ(z) La stabilisation de r, à compter d’un certain déplacement, est modélisée par un seuil valant rf pour la composante frontale et rs pour la composante de frottement latéral. La courbe de réaction est la somme des deux contributions (cf. figure 8.16). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations ! { | S,F er ie. co m 214 " ! { | S,F " F IGURE 8.16 Courbe de réaction du sol en fonction du déplacement latéral du pieu. 6.EM (z) 4 α 3 .(2, 65) + α pour B B0 .gc Kf = kf .B = alg Les paramètres de la courbe de réaction sont estimés sur la base des caractéristiques pressiométriques du sol de fondation, suivant la théorie due à Ménard (cf. article Ménard et Rousseau, 1962) dans le cas des sollicitations de longue durée d’application. 6.E (z) M α Kf = kf .B = pour B B0 4 B0 B . 2, 65. + α 3 B B0 s:/ /w ww rf = B.pf avec pf pression de fluage au niveau considéré. rs = 2.Ls .qs avec qs frottement latéral unitaire déterminé en fonction de pLM . On multiplie ces coefficients par 2 dans le cas des sollicitations de courte durée d’application et dans le cas des sollicitations sismiques le palier de la réaction latérale rs est celui utilisé pour les sollicitations de courte durée, le palier de la réaction frontale rf = B.p∗LM et la valeur du module de réaction est majorée par un facteur 3. La résolution de l’équation d’équilibre du pieu ne peut être obtenue que par intégration numérique dans le cas général, compte tenu de la forme non linéaire de la loi de réaction r(δ, z). Dans le cas où la réaction du sol peut être décrite par une loi simplement linéaire r(δ, z) = K.δ(z) (ce qui est le cas de pieux dont le faible niveau de sollicitation latérale ne conduit pas à une plastification du sol), l’équation d’équilibre s’écrit : d4 δ(z) EI + K.δ(z) = 0 dz 4 La solution de cette équation, lorsque K et EI sont constants sur toute la hauteur, est : z z z z z − lz l 0 0 δ(z) = e . A. cos + B. sin + e . C. cos + D. sin l0 l0 l0 l0 ttp Avec : 4EI : longueur de transfert du pieu dans le sol, K – A, B, C et D : constantes d’intégration obtenues par identification des conditions aux limites. – l0 = 4 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 215 er ie. co m Exercices Cette solution prend une forme simplifiée dans le cas des pieux de grande longueur simplement sollicités en tête. Le premier terme, fonction des constantes A et B, prend en effet une valeur proche de zéro lorsque lz0 prend une valeur importante ; pour des pieux simplement sollicités en tête et suffisamment longs pour que la pointe ne soit pas sujette à des déformations, l’identification aux conditions aux limites en pointe conduit alors à C = D = 0 (l’axe des z étant compté positivement vers le bas). Cette équation est considérée comme acceptable lorsque la longueur du pieu D est supérieure à trois fois sa longueur de transfert l0 , le terme devenant alors inférieur à 0, 05. alg Le calcul de l’équilibre du pieu, par résolution de l’équation différentielle, se fait à l’aide de programmes informatiques. Le calcul restitue, pour chaque section du pieu, les efforts de la résistance des matériaux (T ,M ) et ceci pour les différentes sollicitations en tête, résultant des combinaisons d’actions d’état limite de service et d’état limite ultime. La vérification porte sur la résistance du pieu, et se fait pour les états limites de service ou ultimes à l’aide des règlements en vigueur. Exercice 8.1. .gc EXERCICES Solution p. 225 Un bâtiment de trois niveaux a une surface au sol de 100 (10 × 10 m). On admet que la pression moyenne équivalente à chaque niveau est de 10 kPa. Le bâtiment possède cinq murs porteurs de 10 m de longueur chacun (murs périphériques et un mur transversal situé au milieu du bâtiment). Le bâtiment est construit sur une couche de 10 m d’épaisseur de sol argilo-limoneux surconsolidé, ayant un poids volumique de 19 kN.m-3, une cohésion c = 20 kPa et un angle de frottement interne de ϕ = 23°. Un essai œdométrique réalisé sur le sol donne les paramètres suivants σp = 350 kPa, e0 = 1, Cs = 0, 02 et Cc = 0, 3. s:/ /w ww m2 (1) Quelle est la pression moyenne sous les fondations superficielles des murs (assimilées à des semelles filantes de largeur 0, 6 m) ? (2) Calculer la portance du sol sous les semelles selon qu’elles sont placées à 0, 5, 1 ou 1, 5 m de profondeur, dans un sol sans nappe. À partir de quelle profondeur obtient-on une portance suffisante (coefficient de sécurité de 3) ? La maison réalisée dans le Nord de la France doit avoir ses fondations à une profondeur hors gel de plus de 50 cm. ttp (3) Que se passe-t-il si le niveau de la nappe dans le sol monte jusqu’au niveau de la base des fondations ? (4) Calculer maintenant la capacité portante avec la méthode pressiométrique en prenant pLM = 0, 45 MPa et EM = 8 MPa. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 216 (5) Comparer les valeurs de tassement déterminées selon les méthodes œdométrique et pressiométrique. Exercice 8.2. Solution p. 226 On considère une semelle carrée de 2 m de côté, encastrée de 0, 5 m dans le sol. Elle repose sur une couche de sable de caractéristiques γ = 18 kN.m-3, c = 0 et ϕ = 35°. Le toit de la nappe est au niveau de la base de la fondation. (1) Calculer la force verticale centrée maximale que l’on peut appliquer à la fondation (sans coefficient de sécurité). alg (2) Que se passe-t-il si la charge reste verticale mais est excentrée de 0, 5 m vers le milieu d’un côté ? (3) Que se passe-t-il si la charge est centrée mais inclinée de 10° par rapport à la verticale ? .gc (4) Que se passe-t-il si la charge est inclinée de 10° et excentrée de 0, 5 m vers le milieu d’un des côtés ? ww Exercice 8.3. Solution p. 227 Des portiques destinés à supporter une ligne électrique haute tension reposent par quatre pieds noyés dans des socles en béton 2 × 2 m ancrés d’au moins 1 m dans le sol et espacés entre axes de 6 m. Le poids de la structure métallique et de la portion de ligne correspondante est de 180 kN, la masse spécifique du béton des socles est de 24 kN.m-3. L’effort dû au vent ou au givre sur les structures aériennes entraîne, dans le cas le plus défavorable, une surcharge verticale V = 60 kN et un effort horizontal simultané H = 90 kN appliqué à 15 m au-dessus de la base des socles et dirigé suivant deux des côtés du carré formé par les quatre socles. s:/ /w (1) Calculer les charges permanentes et extrêmes s’exerçant sur les socles en supposant que l’effort horizontal se répartit également entre les quatre socles. (2) Vérifier la stabilité à l’arrachement des socles côté au vent. (3) Pour la stabilité au poinçonnement, on examine le cas de deux types de terrains de caractéristiques suivantes : • Argile à court terme cu = 70 kPa et γ = 20 kN.m-3, à long terme c = 8 kPa et ϕ = 25 ° (pas de nappe), ttp • Sable γd = 16, 5 kN.m-3, c = 0 et ϕ = 35 ° et la nappe phréatique, normalement profonde, peut atteindre la surface en période de crue. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 217 er ie. co m Exercices On calculera les coefficients de sécurité pour ces différents cas en supposant que les charges s’exerçant sur la base de chaque socle restent centrées et en prenant en compte l’effet de l’inclinaison des charges δ, à l’aide des coefficients réducteurs. (4) Pour les socles côté vent, soumis à l’arrachement, on examine la stabilité vis-àvis des efforts horizontaux et l’on se préoccupe de savoir dans quelle mesure le terrain sera sollicité en butée : • dans l’argile, on admet qu’une contrainte tangentielle maximum égale à cu peut se développer sur les faces du socle soumises à frottement. Une mise en butée du terrain est-elle requise ? alg • dans le sable, on admet que sur la base peut se développer un effort tangentiel T au plus égal à N. tan(2.ϕ /3), N étant l’effort normal. Si l’on néglige les frottements sur les deux faces verticales latérales, comparer l’effort de butée requis pour assurer la stabilité à la valeur maximum de butée évaluée suivant Rankine. Est-ce compatible avec un bon comportement de la fondation ? ww .gc Exercice 8.4. Solution p. 228 On désire fonder une semelle superficielle sur un sol constitué, sur une épaisseur très grande, d’une argile homogène. Le niveau de la nappe est à 1 m en dessous de la surface du sol et correspond au niveau inférieur projeté de la semelle. Le poids volumique de l’argile est de γ = 16 kN.m-3 au-dessus de la nappe et de 20 kN.m-3 en dessous. La fondation doit supporter y compris son poids propre et le poids des terres qui la recouvrent, une charge verticale Q = 2270 kN. On prélève dans l’argile des échantillons sur lesquels on effectue trois essais CU+u (cf. tableau 8.11) et un essai de résistance à la compression simple (Rc = 200 kPa). Tableau 8.11 Résultats d’essais CU+u $$ ʍ $$ ^ Z Z Z s:/ /w $$ 'ʍ ttp (1) Déterminer graphiquement à partir de ces résultats les valeurs des paramètres suivants : ϕ , c et cu . (2) La semelle de fondation est carrée. Déterminer la longueur de son côté b, pour que l’on ait, par rapport à la rupture à court terme, un coefficient de sécurité égal à 3. On considérera que la fondation est rugueuse. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 218 (3) Calculer la pression limite sous la fondation (b ayant la valeur déterminée à la question précédente) dans un comportement à long terme de l’argile et montrer ainsi que le comportement à court terme est le plus défavorable. (4) Calculer, en supposant que le sol ait un comportement élastique, le supplément de contrainte verticale totale transmis au sol de fondation à une profondeur de 4 m. On suppose qu’à partir de cette profondeur la cohésion drainée de l’argile diminue brusquement. Quelle devra être la valeur minimale de la cohésion non drainée au-dessous de 4 m pour que les conditions de stabilité à court terme de la fondation ne soient pas modifiées ? Exercice 8.5. Solution p. 229 .gc alg On se propose d’étudier la stabilité de la fondation superficielle d’une culée de pont, représentée sur la figure 8.17. Cette fondation repose sur une couche de sable (γ = 19 kN.m-3, c = 0, ϕ = 35 °, pLM = 0, 91 MPa), moyennement compactée, rapportée sur le terrain naturel composé de limon argileux (γ = 20 kN.m-3, c = 5 kPa, ϕ = 25 °, pLM = 0, 45 MPa, Cv = 9.10-7 m2.s-1). ttp s:/ /w ww Cette dernière couche repose sur une grave (pLM = 1, 50 MPa). On traitera la fondation comme une semelle filante. F IGURE 8.17 Coupe de l’ouvrage On étudie tout d’abord la stabilité avant construction du tablier. La culée et sa fondation peuvent être schématiquement représentées, par un mur cantilever. Par mesure de simplification, on admettra que le poids du mur et du sol agissant sur la semelle https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 219 er ie. co m Exercices est égal au poids d’un massif de sol limité par le rectangle figuré en tireté. (1) Calculer le coefficient de sécurité de la semelle lorsque le remblai est mis en place. On ne se préoccupera que de la stabilité au niveau de la couche de sable, en négligeant la force de butée à l’avant du mur. Après la construction du tablier on considère que le tablier exerce, par mètre linéaire, une force verticale de 1600 kN et une force horizontale de 50 kN. (2) Calculer le coefficient de sécurité de la semelle lorsque le remblai est mis en place. On ne se préoccupera que de la stabilité au niveau de la couche de sable, en négligeant la force de butée à l’avant du mur. alg (3) Montrer qu’un compactage plus intense du sable dans la zone sous la semelle, qui porterait les caractéristiques de ce matériau à γ = 20, 5 kN.m-3 et pLM = 1, 10 MPa améliore sensiblement la stabilité. .gc On admettra que les contraintes transmises par la semelle se distribuent dans le sable à l’intérieur d’un volume limité par deux plans à 30 °. On pourra alors considérer que tout se passe, comme s’il existait une fondation de largeur L1 , reposant sur le limon estimé à 6 m de profondeur, soumis aux seuls efforts agissant sur le massif A B C D E F G I A. ww (4) Évaluer la stabilité vis-à-vis du limon. (5) Discuter la stabilité de la semelle, sachant que la construction de l’ouvrage dure deux ans et que la charge du tablier est appliquée progressivement. s:/ /w (6) Le maître d’œuvre ne voulant pas prendre de risque, il envisage l’utilisation de pieux forés à la tarière creuse pour améliorer la sécurité et réduire les temps de construction. Combien de pieux de 0, 6 m de diamètre ancrés de trois diamètres dans les graves sont nécessaires ? Exercice 8.6. Solution p. 232 Dans cet exercice, on étudie le comportement d’un pieu de longueur L = 12 m, de diamètre D = 900 mm, de module d’Young du béton Eb = 20 GPa, foré sous boue bentonitique dans une argile (p∗L = 1, 5 MPa, EM = 10 MPa). ttp Ce pieu a été soumis à un essai de chargement par paliers de charge constante maintenus une heure. Le pieu était équipé de deux extensomètres amovibles (A et B) délimitant des tronçons de 6 m. On rappelle que les extensomètres permettent de mesurer la déformation (ε = dl/l) d’un tronçon de pieu (cf. tableau 8.12). (1) Tracer la courbe de chargement du pieu. La charge limite a-t-elle été atteinte durant l’essai, et si oui quelle est-elle ? https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 220 alg F IGURE 8.18 Coupe du pieu Tableau 8.12 Résultats de l’essai de chargement #$ Z9 &'^$ \f $ , &']$ $ 0 \f .gc &']$ ww (2) Calculer pour chaque palier de chargement le déplacement du pieu à 6 m de profondeur. (3) Calculer pour chaque palier de chargement la force normale dans le pieu au niveau des extensomètres. s:/ /w (4) En déduire le frottement latéral exercé par le sol sur le pieu. Tracer la courbe de mobilisation du frottement latéral en fonction du déplacement relatif pieu/sol (on prendra un déplacement à 6 m de profondeur). Quel frottement latéral limite peut-on en déduire ? On souhaite dans cette partie confronter le comportement réel du pieu à une prévision réalisée suivant la méthode pressiométrique directe de calcul des fondations. ttp (5) Déterminer le frottement latéral unitaire limite qs et la contrainte de rupture relative au terme de pointe qu . En déduire la charge limite de frottement axial Rs , la charge limite de pointe Rb et la charge limite totale Rl . (6) Calculer et tracer la loi de mobilisation du frottement latéral. (7) Comparer les résultats du calcul au comportement réel du pieu (frottement latéral, résistance en pointe). Quelles raisons peuvent expliquer les différences constatées ? https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 221 er ie. co m Exercices Exercice 8.7. Solution p. 233 On envisage de fonder une pile de viaduc dans un fond de vallée. La lithologie du site est constituée, de haut en bas, par une couche de limons argileux (alluvions récentes) de 11, 5 m d’épaisseur, une couche de graves sableuses (alluvions anciennes) de 3, 9 m d’épaisseur et un substratum marneux de forte épaisseur (cf. figure 8.19). Les propriétés mécaniques des terrains ont été caractérisées par un profil pressiométrique dont les résultats sont donnés sur la figure 8.19. ,9 V , ,9 Ϭ͕Ϯϯ Ϭ͕ϭϲ Ϭ͕ϭϯ Ϭ͕ϭϰ Ϭ͕ϭϲ Ϭ͕Ϯ Ϭ͕ϭϳ Ϭ͕ϭϱ Ϭ͕ϭϵ Ϭ͕ϭϴ Ϭ͕Ϯϭ 9 N J" ,9 ϭ͕ϱϴ ϭ͕ϴϱ ϭ͕ϴ Ϯ͕ϭϱ .gc * (* ¤ #* % alg ( G "` ϯ͕ϰ ϯ͕ϳ ϯ͕ϴ ϰ͕Ϯ ϰ͕ϯ ϰ͕ϱ ϰ͕ϳ ϰ͕ϵ ϯ͕ϵ ϰ ϰ͕Ϯ ww F IGURE 8.19 Profil pressiométrique La descente de charges de la pile est bien représentée, en première analyse, par deux actions verticales : • le poids propre de l’ouvrage, de valeur caractéristique Gk = 12500 kN, s:/ /w • les charges d’exploitation, de valeur caractéristique Qk = 4000 kN, de valeur d’accompagnement ψ0 .Qk = 3000 kN, de valeur fréquente ψ1 .Qk = 1500 kN et de valeur quasi permanente ψ2 .Qk = 500 kN. Les sollicitations régnant à la base de la pile sont : • EELU = 1, 35.Gk + 1, 5.Qk = 16875 + 6000 = 22875 kN (fondamental), • EELS,CARA = Gk + Qk = 16500 kN (caractéristique), • EELS,F REQ = Gk + ψ1 .Qk = 14000 kN (fréquente), ttp • EELS,QP = Gk + ψ2 .Qk = 13000 kN (quasi permanente). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 222 (1) On évalue la possibilité de fonder superficiellement dans les limons argileux l’appui du viaduc. Donner un ordre de grandeur de la contrainte de rupture qu des limons argileux sous une fondation superficielle (on prendra un coefficient de sécurité de 1, 7). En déduire un ordre de grandeur de la surface à prévoir pour le radier de la fondation de la pile. Analyser qualitativement cette solution de fondation superficielle en termes de tassement. Qu’en conclure sur le choix de fonder superficiellement la pile de viaduc ? alg (2) On étudie une solution de fondations profondes. La pile est fondée sur un groupe de quatre pieux forés à la boue, de diamètre 1 m. Déterminer l’ancrage à donner aux pieux dans la couche de marne pour satisfaire aux exigences de sécurité visà-vis de l’état limite ultime (combinaison fondamentale uniquement, le projet ne prévoyant pas de situation accidentelle). Vérifier le dimensionnement vis-à-vis des états limites de service. Qu’en conclure ? .gc (3) Une solution variante de profilés H battus est envisagée. Les profilés H ont une section de 800 mm de cote (800 mm de largeur d’âme et 800 mm de largeur des ailes). On se propose de les ancrer de 5 m dans les marnes. Donner le nombre de pieux qu’il faut prévoir pour fonder la pile. Exercice 8.8. Solution p. 235 ww On considère un réservoir de diamètre D = 17, 5 m fondé sur 137 pieux battus en béton préfabriqué. Les pieux de diamètre B = 350 mm ont une longueur L = 30 m et sont disposés suivant une maille carrée selon un entraxe moyen s = 1, 5 m. Les pieux sont surmontés d’un matelas granulaire compacté d’épaisseur e = 0, 5 m et d’un radier de béton armé de 0, 5 m d’épaisseur. Le sol est constitué d’une couche d’argile normalement consolidée de 60 m d’épaisseur dont les principales caractéristiques, fonction de la profondeur, sont les suivantes : s:/ /w • γ [kN.m-3]= 13, 58 + 0, 0972.z [m] : poids volumique augmentant avec la profondeur, • cu [kPa]= 4 + 1, 32.z [m] : cohésion non drainée, • Cc /(1 + e0 ) = 0, 3441 − 0, 0049.z [m] ttp Le poids du réservoir plein s’élève à QN = 25 MN. Lors des essais de remplissage, on a mesuré sous cette charge un tassement moyen wg = 20 mm. À l’occasion du chantier, un essai de chargement a été réalisé sur un pieu isolé identique aux pieux de la fondation. La courbe de chargement est représentée dans le tableau 8.13. Tableau 8.13 Résultats de l’essai de chargement #$ =9 _$ https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 223 er ie. co m Exercices (1) À l’aide de la méthode œdométrique, calculer le tassement moyen que subirait le radier si aucun pieu n’était installé. Commenter le résultat obtenu. (2) Quelle est la charge moyenne par pieu lorsque le silo est plein ? Comparer cette charge moyenne à celle limite d’un pieu isolé sachant que pour l’argile du site, on peut retenir un frottement latéral limite qs = 0, 5.cu et une résistance en pointe qu = 9.cu . Commenter et comparer à la courbe de chargement obtenue sur le pieu d’essai. (3) En considérant une diffusion sous une semelle fictive positionnée à deux tiers de la longueur des pieux, donner une estimation du tassement moyen de la fondation du réservoir. Comparer aux tassements observés et commenter. alg (4) En utilisant les courbes d’interaction sol-structure t − z de type Frank-Zhao, déterminer le module Ménard moyen représentatif du site. On fait l’hypothèse que 25 % de la charge passe par la pointe. On justifiera le choix de chacun des paramètres. .gc (5) Donner une estimation du tassement moyen de la fondation du silo en considérant un pieu unique équivalent au groupe de pieux (méthode du pieu équivalent). On déterminera en particulier le diamètre et le module de ce pieu équivalent. Comparer aux tassements observés et commenter. s:/ /w ww Exercice 8.9. Solution p. 236 Considérons la culée de pont de la figure 8.20 supportée par des pieux en bétons de diamètre B = 0, 6 m, moulés en place dans un forage exécuté à l’abri d’un tubage provisoire ouvert à la base. Les pieux ne sont chemisés qu’entre −2 et −10 m. Ils sont descendus dans la grave à −17 m. Un essai pressiométrique réalisé tous les mètres dans un forage très proche fournit le profil des pressions limites à prendre en compte. (1) Quelle est la charge en pointe admissible ? (2) Quel est le frottement latéral positif admissible (le frottement négatif devant être lui ajouté aux charges permanentes) ? ttp (3) Quelle est la charge totale admissible du point de vue géotechnique et celle du point de vue du béton constitutif du pieu (La résistance moyenne admissible à l’ELS est σ = 0, 3.fc28 /1, 36 et fc28 = 35 MPa) ? Le pieu travaillera-t-il dans des conditions optimales ? https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations .gc alg er ie. co m 224 ww F IGURE 8.20 Coupe de l’ouvrage et profil pressiométrique s:/ /w On considère la culée de pont de la question n° 1 (cf. figure 8.20). Des poussées latérales se produisent également dans la couche d’argile sur les pieux, dues au chargement de cette couche par le remblai. Pour calculer les efforts et les moments qui en résultent, on applique la théorie des poutres sur appuis élastiques en prenant en compte le déplacement relatif δ − δs . Ceci conduit à l’équation suivante (équation d’équilibre des réactions) : EI d4 δ + K.B(δ − δs ) = 0 dz 4 ttp Avec δ le déplacement d’équilibre du système sol-pieu et δs le déplacement du sol loin du pieu, ou sans pieu. On supposera que δs vaut 10 cm en tête des pieux (à −2 m) et s’annule au sommet de la couche de grave, avec une décroissance linéaire dans la couche d’argile. (4) Calculer le module de réaction Kf par la méthode pressiométrique en supposant l’argile homogène de module pressiométrique EM = 4000 kPa (on n’effectuera pour la suite aucune réduction sur ce module pour les zones proches de la surface). https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 225 er ie. co m Solutions des exercices (5) Calculer la longueur de transfert pour un béton de module à long terme Eb = 10 GPa. (6) Quelle est la solution analytique dans la couche d’argile de l’équation d’équilibre des réactions prenant en compte une variation linéaire de δs ? Donner la variation de δ dans cette couche, en supposant que le pieu est encastré en tête (δ = 0) sans effort tranchant (T0 = 0) et que sa longueur peut y être considérée comme infinie. (7) Quelle est le déplacement δ ainsi que la pression de réaction en tête du pieu ? Comparer cette pression à celle de fluage pf = pLM /2. Qu’en conclure ? Solution 8.1. alg SOLUTIONS DES EXERCICES s:/ /w ww .gc (1) La géométrie des fondations du bâtiment est donnée sur la figure 8.21. Le poids du bâtiment est W = 3 × (10 × 100) = 3 MN. La surface des fondations est de S = 5 × 10 × 0, 6 = 30 m2. La pression transmise au sol est p = W/S = 100 kPa. F IGURE 8.21 Vue du bâtiment en plan et coupe sur la fondation ttp (2) La capacité portante de la fondation sous charge verticale centrée est déterminée par la formule : qnet = c.Nc + q.Nq + γ.B 2 .Nγ Pour un angle de frottement de ϕ = 23 °, les coefficients valent Nc = 18, Nq = 8, 99 et Nγ = 6, 5. Pour un encastrement de 0, 5 m : qnet = 479, 3 kPa, pour un encastrement de 1 m : qnet = 561, 6 kPa, et pour un encastrement de 1, 5 m : qnet = 643, 9 kPa. Avec un coefficient de sécurité de 3, les trois profondeurs sont acceptables. Pour rester hors-gel, on choisit la profondeur de 1 m. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 226 (3) On reprend le calcul avec le poids volumique déjaugé γ = γ − γw . Pour un encastrement de 0, 5 m : qnet = 459, 8 kPa, pour un encastrement de 1 m : qnet = 477, 4 kPa, et pour un encastrement de 1, 5 m : qnet = 494, 9 kPa. Les trois profondeurs restent acceptables. (4) Nous sommes dans le cas d’un sol classé « argile et limons » fermes avec un encastrement équivalent de De /B = 1, 66. On considère les fondations filantes ce qui nous permet de déterminer kp = 1. On obtient la contrainte : qnet = q0 + kp .pLM = 1 × 19 + 1 × 450 = 459 kPa alg (5) La valeur du tassement déterminée à partir de la méthode œdométrique (cf. chapitre 5) et d’un coefficient d’influenceest : H σv0 + 4.Iz .Δσ s= .Cs . log 1 + e0 σv0 10 4 × 19 + 4 × 0, 135 × (100 − 19) s= × 0, 02 × log = 0, 01 m 1+1 5 × 19 ww Solution 8.2. .gc La valeur du tassement calculée par la méthode pressiométrique vaut α = 1 et donc λc = 1, 45 et λd = 2, 4 : α 2 B α sc = (q − γ.D).λc .B = 0, 001 et sd = λd . .B0 = 0, 003 9.E 9.Ed B0 Ainsi s = 4 mm s:/ /w (1) Dans le cas de la charge centrée verticale s’appliquant sur une semelle carrée γ .B B = L = 2 m : qnet = sq .q.Nq + sγ . .Nγ 2 B B sq = 1 + . sin ϕ = 1, 574 et sγ = 1 − 0, 3. = 0, 7 L L Pour un angle de frottement de ϕ = 35 °, les coefficient valent Nq = 33, 3 et Nγ = 45. La capacité portante est de : qnet = 1, 574 × 0, 5 × 18 × 33, 3 + 0, 7 × 0, 5 × 8 × 2 × 45 = 723, 6 kPa. (2) Si la charge est excentrée de 0, 5 m vers le milieu d’un côté, la largeur réduite est de B = B − 2e = 2 − 2 × 0, 5 = 1 m et la contrainte, s’appliquant sur la demi-surface : qnet = (1+0, 5 sin 35)×0, 5×18×33, 3+(1−0, 3×0, 5)×0, 5×8×12×45 = 723, 6 kPa. ttp (3) Dans le cas d’une inclinaison de la charge centrée, on a H = tan δ.V et γ .B m = 2 + 1/2 = 2, 5 : qnet = sq .iq .q.Nq + sγ .iγ . .Nγ 2 m H = (1 − tan δ)2,5 = 0, 616 iq = 1 − V + A.c . arctan ϕ https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ iγ = 227 H 1− V + A.c . arctan ϕ m+1 er ie. co m Solutions des exercices = (1 − tan δ)3,5 = 0, 507 qnet = 1, 574×0, 616×0, 5×18×33, 3+0, 7×0, 507×0, 5×8×2×45 = 418, 3 kPa (4) Si l’inclinaison de la charge se combine à l’excentrement, on a H = tan δ.V et m = 2 + 1/2 = 2, 5 : qnet = 1, 287×0, 616×0, 5×18×33, 3+0, 85×0, 507×0, 5×8×2×45 = 325, 6 kPa Au final les charges qu’il est possible d’appliquer par poteau sont de : • charge verticale centrée : 2894 kN, • charge verticale excentrée : 1077 kN, alg • charge inclinée centrée : 1673 kN, • charge inclinée excentrée : 651 kN. Solution 8.3. .gc (1) Les charges permanentes par socle sont égales à : V0 = 180/4+2×2×1×2, 4 = 141 kN Les charges extrêmes par socle sont : • surcharge due au givre dV1 = 600/4 = 15 kN ww • surcharge due au vent dV2 = 90 × 15/6 × 1/2 = ±112, 5 kN et dH1 = 90/4 = 22, 5 kN Au total les charges extrêmes s’exerçant sur les socles seront égales à : • socles sous le vent : V = V0 + dV1 + dV2 = 268, 5 kN et H = 22, 5 kN • socles au vent : V = V0 − dV2 = 28, 5 kN et H = 22, 5 kN s:/ /w (2) La stabilité à l’arrachement des socles situés côté au vent est assurée par le seul poids du socle (140 > 112, 5 kN). ttp (3) Dans le cas général à court terme, la pression admissible de l’argile s’exprime : qnet = (π + 2)cu .sc .ic + q = 443 kPa H Avec : ic = 0, 5 1 + 1 − = 0, 98 A.cu B sc = 1 + 0, 5. = 1, 2 L La pression appliquée sur la base vaut au plus 268, 5/4 = 67 kPa. Le coefficient 443 de sécurité vaut donc : F = = 9, 4 >> 3 67 − 20 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 228 À long terme (sans nappe) : qnet = c .Nc .sc .ic .+q .Nq .sq .iq +0, 5.γ.B .Nγ .sγ .iγ −q0 qnet == 538 kPa Le coefficient de sécurité est donc : F = 538 = 11, 4 >> 3 67 − 20 Concernant le sable noyé, la formule est celle utilisée pour le cas du long terme dans l’argile avec les paramètres effectifs (avec c = 0) : qnet = q .Nq .sq .iq + 0, 5.γ.B .Nγ .sγ .iγ − q0 qnet = 10×33, 3×1, 574×0, 795+0, 5×10×2×45×0, 7×0, 726−10×1 = 635 kPa 635 Le coefficient de sécurité est donc : F = = 11 >> 3 67 − 10 alg (4) Concernant l’argile, l’effort maximum mobilisé par frottement vaut (2 faces verticales + base) : cu .(2.Slat + Sbase ) = 70 × (2 × 2 + 2) = 560 kN .gc Cette valeur est bien supérieure à l’effort appliqué de 22, 5 kN. La base seule (280 kN) suffit sans subir de déplacement appréciable. Pour le sable, on a N = 27, 5 kN d’où T = 27, 5. tan(23) = 11, 7 kN. Le reste (22, 5−11, 7) = 11 kN doit être repris, selon nos hypothèses, par mise en butée du terrain. Suivant Rankine, les coefficients de poussées et de butée valent : π ϕ 1 Ka = tan2 − = 0, 27 et Kp = = 3, 7 4 2 Ka ww La mise en butée complète du terrain sur la face avant, provoque une mise à l’état de poussée en face arrière, et fournit donc une réaction au plus égale à : 1 R = .γ .h2 .B.(Kp − Ka ) = 0, 5 × 10 × 12 × 2 × (32, 7 − 0, 27) = 34 kN 2 s:/ /w La valeur à reprendre 11 kN étant faible vis-à-vis de la valeur maximum ainsi calculée, la mise en butée du terrain s’effectuera sans déplacement important de la fondation, et est admissible. Une sécurité supplémentaire est apportée par les frottements latéraux négligés dans ce calcul. Solution 8.4. (1) En traçant les cercles de Mohr à la rupture en contraintes totales et en contraintes effectives, on obtient ϕ = 30 ° et c = 30 kPa. La cohésion non drainée s’évalue par l’expression cu = Rc /2 = 100 kPa. ttp (2) La pression limite sous la fondation carrée a pour valeur, dans un comportement à court terme et pour une charge verticale centrée : qnet = (π + 2)cu .sc .ic + q = 5, 14 × 100 + 16 × 1 = 757 kPa https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 229 er ie. co m Solutions des exercices En prenant un coefficient de sécurité égal à 3 la pression sous la fondation a pour valeur : q = qnet/3 = 252 kPa La largeur B est donnée par Q = B 2 .q, ainsi B = 3 m environ. (3) Dans un comportement à long terme, et d’après la géométrie, l’expression de la pression limite se simplifie en : qnet = c .Nc + q .Nq + 0, 5.γ.B .Nγ − q0 qnet = 30 × 30, 1 + 16 × 1 × 18, 4 + 0, 5 × 10 × 3.20 − 16 × 1 = 1481 kPa Il en résulte que le comportement à court terme est le plus défavorable. (4) La contrainte totale à 4 m de profondeur est : alg q = 2270/9 − 16 × 1 = 252 − 16 = 236 kPa. .gc Le supplément de contraintes transmis à 4 m de profondeur, c’est-à-dire à une distance verticale z = 3 m au-dessous de la fondation, peut être calculé par l’annexe A.. Avec a = b = 3/2 = 1, 5 m on détermine que a/z = b/z = 0, 5 et donc I = 0, 08, d’où : Δσv = 4.I.q = 75 kPa. La capacité portante du sol à 4 m de profondeur et à court terme s’exprime : qnet = (π + 2)cu .sc .ic + q = 5, 14 × cu + 16 × 1 + 20 × 3 ww Pour que la fondation soit stable à court terme avec un coefficient de sécurité F = 3, le sol doit pouvoir supporter la contrainte suivante : σv = 3Δσv + 16 × 1 + 20 × 3, Finalement, en posant qnet > σv , on obtient cu > 44 kPa. Solution 8.5. s:/ /w (1) La force de poussée P , pour une tranche d’un mètre, calculée d’après la méthode de Rankine est horizontale et a pour expression : 1 π ϕ P = .γ.H 2 .Ka avec Ka = tan2 − = 0, 27 2 4 2 P = 0, 5 × 19 × 62 × 0, 27 = 92 kN ttp Le poids du W agissant sur le mur est W = 19 × 6 × 2 = 228 kN. 92 L’inclinaison δ de la force résultante est telle que : tan δ = = 22 ° 228 L’excentrement x par rapport au point 0 est tel que : W.x = P.d D’où x = 0, 8 m https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 230 Soit l’excentrement e = 0, 3 m. Selon la méthode de Meyerhof, la largeur fictive de la semelle est B = B − 2e = 3 − 2 × 0, 30 = 2, 40 m. Donc la contrainte verticale est q = W/(B .1) = 228/2, 4 = 95 kPa. La pression limite nette est : qnet = q0 + kp .p∗Le Avec p∗Le = 910 kPa, et De /B = 1/2, 4 = 0, 42, et kp0 = 1, le facteur vaut : De De kp,f ilante = kp0 + a + b . 1 − e−c. B = 1, 15 B D’où qnet = 1093 kPa. qnet = 11, 5, la stabilité est assurée. q alg Le coefficient de sécurité est donc : F = (2) L’inclinaison δ de la résultante est telle que : tan δ = (P + H)/(V + W ) = (92 + 50)/(1600 + 228) = 4, 5 ° ww .gc L’excentrement de la résultante par rapport au point O est : (V + W ).x = (V.d1 + P.d2 + H.d3 ) = 1600 × 0, 7 + 92 × 2 + 50 × 6 = 1828.x Ainsi x = 0, 88 e = 0, 38, et B = B − 2e = 3 − 0, 76 = 2, 24 m La contrainte verticale est q = (G + W )/(B.1) = 1828/2, 24 = 816 kPa. Le facteur de capacité portante vaut pour De/B = 0, 45 ce qui donne kp = 1, 19 qnet = 19 × 1 + 1, 19 × 910 = 1102 kPa Le coefficient de sécurité vaut : F = insuffisante. qnet q = 1, 35, la stabilité est nettement s:/ /w (3) Pour une pression limite de 1, 10 MPa, la capacité portante vaut : qnet = 1328 kPa, soit F = 1, 63. Il est ainsi possible de placer la fondation sans difficulté. ttp (4) La largeur de la fondation fictive est L1 = 3 + 2 × 5 × tan 30 = 8, 8 m. La charge verticale au niveau de L1 est P = 1600 + 19 × (2 × 5 + 8, 8 × 6) = 2793 kN. L’inclinaison δ est telle que tan δ = (92 + 50)/(1600 + 1193) = 0, 05 soit δ = 2, 9 °. L’excentrement e est tel que : (V + W ).x = (V.d1 + P.d2 + H.d3 ) = 1600 × 0, 2 + 92 × 7 + 50 × 11 = 2793.x Ainsi x = 0, 54. Soit B = B − 2e = 8, 8 − 2 × 0, 5 = 7, 7 m, avec q = 2793/7, 8 = 362 kPa, p∗Le = 0, 45 MPa, De /B = 0, 77, kp0 = 0, 8 et le facteur vaut : De De kp,f ilante = kp0 + a + b. . 1 − e−c. B = 0, 94 B https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 231 et qnet = 19 × 6 + 0, 94 × 450 = 535 kPa F = 535 = 1, 48, la stabilité est limite. 358 er ie. co m Solutions des exercices (5) D’après la théorie de la consolidation, le facteur temps est : Cv .t 9.10-7 × 2 × 365 × 24 × 3600 Tv = = = 2, 25 2 H 52 Soit un degré de consolidation U > 98 %. On peut admettre que dans ces conditions tout en tenant compte du chargement progressif les conditions de long terme (Δu = 0) sont réalisées en fin de construction et que dès ce moment la stabilité est assurée. alg (6) On cherche à évaluer le frottement latéral mobilisable dans : • le sable (courbe Q2) est qs = αpieu−sol .fsol (pLM ) avec : fsol (pLM ) = (a.pLM + b).(1 − e−c.pLM ) = 0, 046 MPa αpieu−sol = 1, 8 Soit qs = 0, 083 MPa .gc • le limon (courbe Q1) : fsol (pLM ) = 0, 033 MPa αpieu−sol = 1, 5 Soit qs = 0, 050 MPa ww • la grave(courbe Q2) : fsol (pLM ) = 0, 063 MPa αpieu−sol = 1, 8 Soit qs = 0, 113 MPa Le coefficient de portance en pointe vaut pour un pieux de classe 2 : kp = 1, 65. Le terme de frottement vaut : s:/ /w 3 Rs = qsi .Asi = (0, 083×5+0, 05×10+0, 113×1, 8)×π×0, 6 = 2, 108 MN i=1 Le terme de pointe vaut : Rb = (q0 +kp .pLM ).Asi = (16, 8×0, 019+1, 65×1, 5)×π×0, 32 = 0, 790 MN. ttp La charge non pondérée reprise par un pieu est de 2, 898 MN. La charge à reprendre par mètre linéaire est de 1, 828 MN. Un pieu tous les 1, 60 m serait suffisant. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 232 Solution 8.6. .gc alg (1) La courbe de chargement est donnée sur la figure 8.22. La charge limite conventionnelle est déterminée pour un enfoncement de la tête du pieu de s = 2.B/100 = 1, 8 cm. Elle a été atteinte et peut être estimée à une valeur légèrement inférieure à 2450 kN. Z ww F IGURE 8.22 Courbe de l’essai de chargement et de mobilisation du frottement axial s:/ /w (2) Le déplacement e6 du pieu à 6 m de profondeur est obtenu en retranchant à la mesure en tête le raccourcissement mesuré par l’extensomètre : L L e6 = e0 − ε. et de même à 12 m : e12 = e0 − e6 .ε. 2 2 On obtient les valeurs données dans le tableau 8.14. (3) La valeur de la force normale dans le pieu est déduite de la déformation du pieu : π.D 2 F0-6 = ε. .Eb 4 (4) Le frottement axial peut être déduit des efforts calculés : F6-12 − F0-6 qs,0-6 = π.B.L ttp (5) On détermine les facteurs fsol et αpieu−sol ainsi que kp à partir des tableaux et abaques pour un pieu foré boue (classe 1) dans un sol argileux : qs = αpieu−sol .f sol = 0, 044 × 1, 25 = 0, 055 MPa kp = 1, 3 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 233 er ie. co m Solutions des exercices Tableau 8.14 Valeurs de forces, déplacement, déformation et frottement latéral unitaire # $ &'^$ &'^$ # # f $^$ \f f\" &'^$ #$ ' $ Z9 Z9 Z alg Z9 On détermine le terme de frottement axial : Rs = D.qs .π.B = 12 × 0, 055 × π × 0, 9 = 1, 866 MN Rb = kp .pLM .π.B 2 /4 = 1, 3 × 1, 5 × π × 0, 92 /4 = 1, 24 MN .gc La capacité portante estimée Rl = 3, 1 MN est supérieure à la valeur mesurée du fait que l’on a considéré une couche homogène sur 12 m d’épaisseur. ww (6) La loi d’interaction sol-structure appelée courbe t − z ou Frank-Zhao est définie à partir du module pressiométrique : EM = 10 MPa Donc Kt = 2.EM /B = 22, 2 et Kp = 11.EM /B = 122, 2 La courbe proposée pour le frottement axial a été superposée à la courbe de chargement (cf. figure 8.22). s:/ /w (7) Du fait de l’homogénéité du massif, il est possible de combiner les courbes d’interaction sol-structure pour définir la courbe prévisionnelle du pieu. La prévision diffère surtout pour les grands déplacements car la capacité portante prédite est plus élevée que la charge d’essai. Solution 8.7. (1) La fondation superficielle est posée sur les limons argileux. La pression limite nette est : qnet = q0 + kp .p∗Le ttp Ne connaissant pas la géométrie a priori nous faisons l’hypothèse d’une semelle carrée non encastrée (De/B = 0 et kp0 = 0, 8), le facteur vaut : De De kp, B = kp0 = a + b. . 1 − e−c. B = 0, 8 L B et : qnet = 0, 8 × 0, 15 = 0, 15 MPa https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 234 qnet.A γ Donc la surface de la fondation peut être estimée à : E.γ 22875 × 1, 7 A> = = 260 m2 qnet 150 À l’ELU, E < R = On peut anticiper vu le profil de sol des tassements de forte amplitude et se développant sur des durées importantes. (2) Le frottement latéral mobilisable dans : • le limon possédant une pression limite inférieure à 0, 4 MPa, on ne considère pas de frottement axial. .gc • la marne (courbe Q4) : fsol (pLM ) = 0, 113 MPa αpieu−sol = 1, 5 Soit qs = 0, 169 MPa alg • les graves-sableuses (courbe Q2) : qs = αpieu−sol .fsol (pLM ) avec : fsol (pLM ) = (a.pLM + b).(1 − e−c.pLM ) = 0, 07 MPa On a déterminé la pression limite avec une moyenne géométrique. αpieu−sol = 1, 4 Soit qs = 0, 098 MPa 2 ww Le coefficient de portance en pointe vaut pour un pieu de classe 2 : kp = 1, 6. Le terme de frottement vaut : qsi .Asi = (0, 098 × 4 + 0, 169 × x) × π × 1 = 0, 531 × x + 1, 232 MN Rs = i=1 s:/ /w Le terme de pointe vaut : Rb = (q0 + kp .pLM ).Asi = 0, 0149 × x + 5, 416 MN La charge que doivent reprendre les quatre pieux à ELU est de 22875 MN majorée par un coefficient que l’on prendra ici égal à 1, 4 : 22, 875 × 1, 4 = 0, 5459 × x + 6, 648 MN 4 Ainsi : x = 2, 49 m. Vous pouvez compléter par une vérification aux autres états limites en utilisant les coefficients suivants (ELScara : 1, 1 ; ELSqp : 1, 4). ttp (3) Dimensionnement d’une solution en pieux H ancrés à 5 m dans les marnes : • dans le limon, on ne considère pas de frottement axial. • dans les graves-sableuses : fsol (pLM ) = 0, 07 MPa et αpieu−sol = 1 soit qs = 0, 07 MPa https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 235 er ie. co m Solutions des exercices • dans la marne : fsol (pLM ) = 0, 113 MPa et αpieu−sol = 1 soit qs = 0, 113 MPa Le coefficient de portance en pointe vaut pour un pieux de classe 2 : kp = 2, 2 Le terme de frottement (on prend le périmètre développé du H et ρs = 1) vaut : Rs = 1i=1 qsi .Asi = (0, 070 × 4 + 0, 113 × 5) × 6 × 0, 8 = 4, 056 MN Le terme de pointe (on assimile les marnes aux argiles donc ρp = 0, 5) vaut : Rb = (q0 +kp .pLM ).Asi = ((5+16)×0, 019+2, 2×4, 12)×0, 5×0, 82 = 3, 028 MN 22875 .1, 4 = 7, 085 MN soit n = 4, 5 arrondi à 5. n Solution 8.8. alg À l’ELU : (1) La valeur du tassement déterminée à partir de la méthode œdométrique (cf. chapitre 5) et l’application d’un coefficient d’influence (voir annexe A.) est : H σv0 + 4.I.Δσv s= .Cc . log 1 + e0 σv0 30×15+0,13×25000/240 30×15 = 0, 15 m .gc s = 60 × 0, 197. log ww 25 (2) La charge moyenne par pieu est de : Vsp = Vn = 137 = 0, 18 m Soit 50 % de la charge de rupture de l’essai. Avec les corrélations proposées, on voit que le frottement latéral peut être estimé à qs = 12 kPa et qu = 392 kPa. Rt = Rs + Rb = π.B.D.qs + qu .As = 433 kN La charge limite est très proche de celle d’essai. s:/ /w (3) Bien que l’entraxe des pieux soit supérieur à trois fois le diamètre, nous allons estimer le tassement à partir de la diffusion de charge à la profondeur de 20 m. La charge s’applique donc sur un disque de 37, 5 m situé à 40 m de profondeur. 40 × 17 + 0, 25 × 25000/240 s = 40 × 0, 148. log = 0, 097 m 40 × 17 ttp (4) Pour un pieu isolé dans un sol homogène, on peut dire que le tassement total est la somme des tassements du fût et de la pointe. On reste sur le premier segment des courbes de transfert. qs qb 0, 75 Vt 0, 25 Vt s = ss + sb = + = . + . Kt Kp 30 × π × 0, 35 Kt 0, 25 × π × 0, 352 Kp EM EM Avec : Kt = 2. , Kp = 11. B B B.Vt Vt Donc s = (0, 0114 + 0, 2362). = 0, 0867. EM EM https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 8 • Fondations er ie. co m 236 Prenons le premier palier de chargement de l’essai de chargement, on obtient : EM = 11, 56 MPa. alg (5) Si l’on assimile le groupe de pieux à un pieu unique on peut estimer à partir du tassement de l’hydrotest le diamètre équivalent. Le rapport profondeur sur diamètre est de 20/17, 5 = 1, 7. On est plus dans le cas d’une fondation superficielle que dans celui d’un pieu. Nous n’allons donc considérer que le tassement de la pointe : B.qb 11.s.EM s= , soit B = = 24, 41 m 11.EM qh Si on utilise la méthode élastique en assimilant le module pressiométrique à un module d’Young (Cf = 1 pour une fondation souple au centre) on obtient : qb .B.(1 − ν 2 ).Cf 0,02×11,56 s.EM s= , soit B = qb .(1−ν 2 ).C = 25/240×0,89×1 = 2, 49 m. f EM Solution 8.9. .gc Le diamètre est inférieur à la valeur déterminée par les courbes de transfert, car le module pressiométrique sous-estime le module d’Young dans un rapport de presque 10 ici. (1) Le coefficient de portance en pointe vaut pour un pieux de classe 1 : kp = 1, 1. Le terme de pointe vaut : Rb = (q0 + kp .pLM ).Asi = (17 × 0, 019 + 11 × 1, 56) × π × 0, 32 = 0, 576 MN ww (2) Le frottement latéral mobilisable pour des forés tubés (virole récupérée) dans : • l’argile molle possédant une pression limite inférieure à 0, 4 MPa est négligé, • les graves-limoneuses (courbe Q2) est qs = αpieu−sol .fsol (pLM ) avec : s:/ /w fsol (pLM ) = (a.pLM + b).(1 − e−c.pLM ) = 0, 06 MPa On a déterminé la pression limite avec une moyenne géométrique. αpieu−sol = 1, 4 Soit qs = 0, 083 MPa Le terme de frottement vaut : 1 qsi .Asi = (0, 083 × 7) × π × 0, 6 = 1, 095 MN. Rs = i=1 ttp (3) La charge que peut reprendre un pieu est Rt = Rs +Rb = 0, 576+1, 095 = 1, 678 MN. La contrainte moyenne dans le béton est σ = 5, 93 MPa. La contrainte admissible du béton est σadm = 0, 3 × 35/1, 36 = 7, 69 MPa. Le béton fonctionne en dessous de la contrainte admissible, on pourrait réduire la taille de ceux-ci. https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ 237 er ie. co m Solutions des exercices π.B 4 (4) Le moment quadratique du pieu est : Ip = = 0, 0064 m2. Le coeffcient de 64 réaction à long terme vaut donc : 1 1, 33 B α α = .B0 . 2, 65. + .B kf 6.EM B0 6.EM Avec EM = 4000 kPa et α = 2/3 pour une argile normalement consolidée : kf = 12, 54 MPa/m et le module de réaction Kf = kf .Bext = 7, 52 MPa 4.E.Ip = 2, 41 m Kf 3 × l0 = 7, 24 > 8 m, le pieu est long et souple sur l’épaisseur de la couche d’argile. z z − lz 0 (6) La déformée du pieu est donnée par : δ(z) = e . A. cos + B. sin l0 l0 Avec les conditions δ (z = 0) = 0 et T (z = 0) = 0 après dérivation de δ(z), on trouve que A = B = 0. 4 alg (5) La longueur de transfert s’exprime : l0 = .gc (7) La déformée du sol δs (z) varie linéairement de 10 cm pour z = 0 et 0 à z = 8 m donc δs (z) = 0, 1 + 0, 8.z ww La pression maximale sol/pieu est : pmax = kf .δmax = 7, 52 × 0, 1 = 0, 75 et rf = B.pf = B.pLM /2 = 0, 12 ttp s:/ /w Le sol n’est plus dans le domaine élastique en tête de pieu. https://www.GCAlgerie.com/ ttp s:/ /w ww .gc alg er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ https://www.GCAlgerie.com/ er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ alg Annexes .gc A. DISTRIBUTION DE CONTRAINTES DANS UN MASSIF ABAQUES Les abaques qui suivent permettent de déterminer le coefficient d’influence I en un point d’un massif en fonction de la forme de la charge. ww > ! "! #$% 9 89 ǻı F IGURE A.1 Abaque pour charge circulaire ttp 89 s:/ /w https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ Annexes er ie. co m 240 > ! "! #$% :8 $ : alg ǻı $8 .gc F IGURE A.2 Abaque d’Österberg 6 ww ǻı 8 s:/ /w > ! "! #$% 68 F IGURE A.3 Abaque de Steinbrenner ttp https://www.GCAlgerie.com/ Coefficient de consolidation 241 alg ^]$ er ie. co m B. / https://www.GCAlgerie.com/ .gc F IGURE A.4 Abaque de Newmark (coefficient d’influence n = 0, 005) B. COEFFICIENT DE CONSOLIDATION B.1. Méthode de Taylor ttp s:/ /w ww Cette méthode est préconisée par la norme actuelle XP 94-090-1. Dans un premier temps, on trace pour une charge donnée la courbe des tassements en fonction de la racine carrée du temps (cf. Fig B.5). La lecture s0 ne sera pas prise en compte pour la construction ci-après. ! & & F IGURE B.5 Méthode de Taylor. Évolution du tassement s en fonction de √ t https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ Annexes er ie. co m 242 Tracer la droite D1 correspondant à la partie quasi linéaire du début de la consolidation. Cette droite coupe l’axe des ordonnées en un point sc qui est le « zéro corrigé ». De ce point sc , on trace la droite D2, de pente 1,15 fois plus faible que celle de D1. L’intersection avec la courbe donne le point correspondant à 90 % de consolidation primaire (point d’ordonnée s90 ). Vérifier que la fin de la partie linéaire de la courbe de tassement est proche de 60% de consolidation (point d’ordonnée s60 ). Dans le cas contraire, refaire une ou plusieurs linéarisation(s) jusqu’à satisfaire ce critère. Le temps correspondant à 90 % de consolidation est noté t90 . 0,848.d2 t90 alg Cv s’obtient finalement par la relation : Cv = Avec d le chemin de drainage. Tv = 0, 848 (U = 90%). B.2. Méthode de Casagrande ww .gc Il est possible, en dehors du cadre de la norme actuelle, de tracer pour un palier de chargement donné, la courbe des tassements en fonction du logarithme du temps. La construction graphique (cf. Fig B.6) permet de déterminer le tassement s100 . Le tassement conventionnel sc est obtenu en déduisant du tassement obtenu à 0, 1 min, la différence des tassements entre 0, 4 min et 0, 1 min. Le tassement s50 correspond à la moyenne entre s100 et sc . Cv = 0, 197.d2 t50 s:/ /w Avec Tv = 0, 197 (U = 50%). G ! ttp F IGURE B.6 Méthode de Casagrande - évolution du tassement s en fonction de log(t) https://www.GCAlgerie.com/ Coefficient de poussée/butée 243 er ie. co m C. / https://www.GCAlgerie.com/ a) Remarques sur les méthodes (source : Méthode d’essai LCPC) On utilise couramment la méthode de Casagrande, fondée sur la représentation du tassement en fonction du logarithme du temps. Dans bien des cas, cette méthode est difficilement utilisable, la forme de la courbe ne se prêtant pas à une construction graphique aisée (forte compression secondaire, faibles incréments de charge, fortes valeurs de Cv (Cv > 10−7 à 10−6 m2 /s). Il est préférable d’utiliser la méthode de Taylor face à des sols à fortes compression secondaire. Par contre, elle nécessite des mesures précises en début d’essai. Rappelons que cette méthode n’est correctement appliquée que si la linéarisation porte sur 60% de la consolidation. alg Pour les deux méthodes, les valeurs représentatives du coefficient de consolidation sont celles déterminées pour des charges σ > σp . C. COEFFICIENT DE POUSSÉE/BUTÉE ȕ įij¶ įij s:/ /w ww .gc ȕij ȕij ttp įij¶ ȕij¶ įij¶ F IGURE C.7 Coefficients de poussée Ka en fonction de la rugosité δ et de l’inclinaison de la surface en amont du mur β https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ Annexes ȕ er ie. co m 244 įij¶ ȕij¶ įij¶ įij¶ alg įij¶ .gc ȕij¶ ww ttp s:/ /w F IGURE C.8 Coefficients de butée Kp en fonction de la rugosité δ et de l’inclinaison de la surface en amont du mur β https://www.GCAlgerie.com/ Index s:/ /w ww Cam-Clay, 81 CD, 84 Charge hydraulique, 22, 185, 188 Chemin de contrainte, 82 Cisaillement, 53, 77, 82, 83, 89, 153, 174, 206 Classification des sols, 3, 5, 6 Coefficient compressibilité, 124 consolidation, 119, 121 poussée-butée, 154, 243 sécurité, 156, 157, 175, 176, 215 Cohésion, 84, 85, 154, 175, 198 Compressibilité, 122 Condition consolidé/non consolidé, 83, 84 drainé/non drainé, 81, 82, 84, 199, 200 Consistance, 4 Consolidation, 117, 118, 121 Contrainte effective, 54 normale, 53 principale, 53 tangentielle, 53 totale, 54 Contre-butée, 158 Corrélations, 89, 93 Coulomb, 79, 80, 153 CU+u, 84 ttp Écoulement, 22 Élasticité, 77 Éléments finis, 78, 160 Essais in situ, 87 laboratoire, 83 .gc Bishop, 85 Boîte de cisaillement, 83 Boulance, 24, 32 Boussinesq, 57 Butée, 153, 157 Déformation, 54, 77, 78 Darcy, 22 Degré de consolidation, 118 Degré de saturation, 1 Dilatance, 80, 113 Dupuit, 25 alg Angle de frottement, 79, 84, 153, 157, 158, 160, 175, 177 Anisotropie, 22, 30 Aquifère, 25, 29 Arrangement particules, 117 er ie. co m / https://www.GCAlgerie.com/ Fondations, 195 Forage, 87, 89 Frottement latéral, 206 Frottement latéral, 88 Glissement plan, 157, 173, 174 rotationnel, 173, 176 Gradient hydraulique, 22, 24 Granulométrie, 3, 4 Indice compacité, 1 des vides, 1, 122 de plasticité, 4 Limites d’Atterberg, 4 Mécanisme de rupture, 156, 182, 198 Meyerhof, 205 Module œdométrique, 124 de réaction, 157, 159 pressiométrique, 91 Mohr-Coulomb, 80 Mur-poids, 151 https://www.GCAlgerie.com/ / https://www.GCAlgerie.com/ Géotechnique er ie. co m 246 Nappe, 24, 25 Puits, 26, 28 Œdomètre, 122, 124 Résistance cisaillement, 77 Rankine, 153 Rideaux, 157 Rugosité, 161 Scissomètre, 89 Soutènement, 161 Surface de charge, 78 Talus, 173 Tassement, 117, 203 Teneur en eau, 1, 4 Terzaghi, 54 Triaxial, 84 alg UU, 94, 102 ttp s:/ /w ww .gc Pénétromètre, 87 Pente, 173 Perméabilité, 22 Piézomètre, 24, 33 Pieux, 208 Poids volumique, 2 Pompage, 26, 35 Porosité, 1 Poussée, 153, 155 Préconsolidaion, 123 Pressiomètre, 90 Pression interstitielle, 25, 54, 117 Proctor, 4 https://www.GCAlgerie.com/