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Thèse préparée au sein du Laboratoire Sols, Solides, Structures UMR 5521 : U.J.F. – I.N.P.G. – C.N.R.S.,

ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES . Thèse préparée au sein du Laboratoire Sols, Solides, Structures UMR 5521 : U.J.F. – I.N.P.G. – C.N.R.S.,. PLAN DE PRESENTATION I: ETUDE PIBLIOGRAPHIQUE II: L’ANALYSE NUMERIQUE DE LA SOLLICITATION PRESSIOMETRIQUE

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Thèse préparée au sein du Laboratoire Sols, Solides, Structures UMR 5521 : U.J.F. – I.N.P.G. – C.N.R.S.,

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  1. ETUDE DU COMPORTEMENT DIFFERE DES SOLS ET OUVRAGES GEOTECHNIQUES Thèse préparée au sein du Laboratoire Sols, Solides, Structures UMR 5521 : U.J.F. – I.N.P.G. – C.N.R.S., Mohammad AL HUSEIN

  2. PLAN DE PRESENTATION I: ETUDE PIBLIOGRAPHIQUE II: L’ANALYSE NUMERIQUE DE LA SOLLICITATION PRESSIOMETRIQUE III: APPROCHE QUALITATIVE SUR LE SSCM IV: VALIDATION DU MODELE SSCM 1: La Haney clay et l’argile d’Osaka 2: Cubzac-les-Ponts 3: Le site de Saint-Laurent-des-Eaux 4: Le barrage du Flumet V: CONCLUSIONS VI: PERSPECTIVES Mohammad AL HUSEIN

  3. I.1 LE FLUAGE UNIDIMENSIONNEL DES SOLS ARGILEUX • le fluage primaire (à vitesse de déformation décroissante); • le fluage secondaire (ou à vitesse constante); • le fluage tertiaire (à vitesse croissante). Fig. 1 : Interprétation traditionnelle des courbes de fluage des sols (d’après Schmid, 1962) Mohammad AL HUSEIN

  4. Le problème du fluage peut être formulé par les questions suivantes : (1)Le fluage est-il un phénomène déterministe ? (2)Quelle est la nature du fluage secondaire décrit par quelques auteurs ? (3)La transition vers le fluage accéléré signifie t’elle (ou non) que la résistance limite au cisaillement a été atteinte et que le sol va inévitablement se rompre ? (4)qu’est-ce que la résistance limite des sols ? (5)quel est le comportement des sols lorsqu’une contrainte de cisaillement est appliquée pendant une très longue période de temps ? Mohammad AL HUSEIN

  5. I.2 ESSAI OEDOMETRIQUE ET CONSOLIDATION SECONDAIRE • Après la dissipation des pressions interstitielles générées par l’application d’une charge sur un échantillon oedométrique, ce dernier continue à se déformer. C’est ce que l’on appelle la consolidation secondaire. • Le tassement secondaire se développant dans une couche d’épaisseur H et d’indice des vides e entre les temps ti et ti+1 est donc. Mesri et Godlewski, 1977 et Mesri, 1987 Mohammad AL HUSEIN

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

  7. L’indice des vides diminue avec le temps , ce qui a amené Taylor (1942) et Bjerrum (1967) à définir des courbes oedométriques à 1, 10, 100, ..., 10 000 jours (fig. 3). Fig. 3 : Effet du temps sur la relation contrainte indice des vides en compression unidimensionnelle Mohammad AL HUSEIN

  8. I.3 ESSAI DE FLUAGE TRIAXIAL Vuaillat (1980), dans sa synthèse des travaux sur le fluage, aboutit aux conclusions suivantes: · Le fluage est un phénomène provoqué essentiellement par le déviateur des contraintes, le fluage "isotrope" sous consolidation isotrope ne se rencontrant que pour des argiles intactes; • La rupture après fluage drainé ne s'observe pas sur les argiles remaniées normalement consolidées; · Quand il y a rupture, il s'agit d'un phénomène plastique; il n'y a pas de rupture "visqueuse". Mohammad AL HUSEIN

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

  10. I.4 ESSAIS DE FLUAGE IN-SITU Le pressiomètre (Ménard, 1957) Cet essai permet de déterminer le module pressiométrique ‘EM’ et la pression limite ‘pl’. Plcorrespond au doublement du volume initiale de la sonde « V/V0=1 ». Des essais à 45 minutes ont été réalisés sur le site de la centrale nucléaire de Nogent (Bufi, 1990) mais les résultats ne sont pas exploitables car le pressiomètre classique n’est pas adapté pour des essais de fluage sous pression constante à long terme. Mohammad AL HUSEIN

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

  12. I.5 REMARQUES DE CONCLUSION SUR LE FLUAGE • Le fluage est une déformation du matériau au cours de temps sous un état de contraintes effectives maintenu constant; • Le fluage est un problème de nature visqueuse qui se manifeste avec le temps • La transition vers le fluage accéléré signifie que la résistance limite au cisaillement a été atteinte et que le sol va inévitablement se rompre; • Une argile naturelle se comporte comme un sol surconsolidé car la contrainte de préconsolidation augmente avec le temps, ce qui signifie que la contrainte actuelle est plus faible que la résistance limite du sol; • Le préchargement diminue les tassements post-construction; • Le coefficient Ce semble être le paramètre le plus utile pour décrire l’amplitude de la consolidation secondaire. Les facteurs d’influence les plus importants sont la pression de préconsolidation et la durée de préchargement, (Mesri, 1973); Mohammad AL HUSEIN

  13. Les conclusions des auteurs quant à l’amélioration des prédictions sont l’utilisation de meilleurs échantillons de sol et de méthodes d’essai in-situ plus appropriées pour déterminer les tassements. II MODELISATION DE L'ESSAI PRESSIOMETRIQUE II.1 Modèle de Mohr-Coulomb Les paramètres d’élasticité: E et n. Les paramètres classiques de la géotechnique: C et f. Enfin, ce modèle est non associé et  est l’angle de dilatance. Définition du module à 50% de la rupture Mohammad AL HUSEIN

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

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

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

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

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

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

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

  21. II.5 DISTRIBUTION DES CONTRAINTES PRINCIPALES DANS LE MASSIF 22a 22b Mohammad AL HUSEIN

  22. 22b 22c 22d 22e Mohammad AL HUSEIN

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

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

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

  26. II.8 CONCLUSIONS • Les résultats de simulations sont satisfaisants par comparaison avec la théorie; • La modélisation numérique d’un forage a donné des résultats comparables aux courbes pressiométriques du point de vue qualitatif (allure de la courbe); • Une augmentation de  de 5° peut entraîner une augmentation de EM de l’ordre de 28%; • EM augmente de 15% quand  passe de 5 à 10°; • La pression limite conventionnelle « Plc » augmente de l’ordre de 11% quand  augmente de 5° à 10°; • EM augmente de l’ordre de 63% quand  augmente de 0.1 à 0.33; • EM augmente de l’ordre de 80% quand K0 augmente de 0.35 à 1. Alors, cette influence du coefficient K0 est majeure dans l’interprétation des essais pressiométriques; • La plupart concordent avec la théorie sur l’essai pressiométrique; Cependant, une étude plus approfondie est nécessaire pour définir parfaitement la loi d’évolution de EM en fonction de tous les paramètres géomécaniques d’un sol. Mohammad AL HUSEIN

  27. III. COMPORTEMENT DU FLUAGE D ’UN SOL ARGILEUX • Soft Soil Creep Model (SSCM) Effet du temps sur les essais oedométriques Courbe idéalisé de contrainte-déformation d'un essai oedométrique avec la division des incréments de déformation en deux composantes (élastique & fluage). Pour t'+tc=1 jour, on rejoint la ligne-NC de l’essai à 1 jour Mohammad AL HUSEIN

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

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

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

  31. L'influence du coefficient de fluage sur le tassement Mohammad AL HUSEIN

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

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

  34. Mohammad AL HUSEIN

  35. IV VALIDATION DU MODELE SSCM. LA PRESSION DE PRECONSOLIDATION • une propriété importante de sol mou • définit la limite entre la déformation « élastique » et « plastique » sous l ’effet du chargement; • sa valeur est exprimée comme un rapport de p ’/v0 ’; • elle se développe quand l ’argile ou le silt subissent la compression secondaire; • les sols qui ont subi aux pressions verticales plus grandes que la pression actuelle sont appelés surconsolidés (OCR>1); • en conclusion, le comportement de préconsolidation d'argile peut être du au poids du sol enlevé par l'érosion, au poids des glaces, à la dessiccation, ou au vieillissement par des processus tels que compression secondaire. Mohammad AL HUSEIN

  36. INFLUENCE DE CONSOLIDATION DIFFEREE les concepts de l’état critique en mécaniques du sol et la découverte de Bjerrum (1967) qui traite le vieillissement et les vitesses de déformations sur le comportement d'argile sont intégrés dans l ’approche de Tavenas et Leroueil (1977). Les traits essentiels sont présentés sur la figure ci contre qui décrivent l'histoire de la consolidation d'argile en termes des paramètres triaxiaux (p', q, v).   Chemins des contraintes pour le comportement visqueux d'argile (Tevenas &Leroueil, 1977). Mohammad AL HUSEIN

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

  38. ESSAIS OEDOMETRIQUES • initialisation de contraintes par K0 1. Les contraintes initialisées par K0 2. Les contraintes préexistantes des couches supérieures (v=25.3kPa) sont appliquées 3. Fluage pour 800 j, puis remise des déplacements à zéro 4. La contrainte du remblai est appliquée (v=48.3kPa) 5. l'échantillon a alors été consolidé jusqu'à ce que la surpression interstitielle restante soit de 0.001 kPa. • initialisation de contraintes par POP 1. une valeurs de POP=35 kPa, correspondant au poids propre et à la surcharge de 25.3kPa, est prise en compte. 2. phase de calcul: la charge supplémentaire de 48.3 kPa est appliquée, et l'échantillons a été consolidé jusqu'à la même dissipation (0.001 kPa). Mohammad AL HUSEIN

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

  40. IV.1 LE COMPORTEMENT EN FLUAGE NON DRAINE SUR UN SOL CONSOLIDÉ ISOTROPIQUEMENT • Haney Clay (Liam Finn et Shead, 1973). • Propriétés:* = 0,14 MC = 30° we t= dry = 0 kN/m³ • * = 0,02  = 0° kfv = kfh = 10-5 m/day • * = 0,00688 c = 0 kPa • ur = 0,15 isot= 517,5 kPa p=345 kPa Déformation calculée et observée. (données expérimentales de Liam Finn et Shead, 1973). Évolution de vitesse de déformation axiale avec le temps (données expérimentales de Liam Finn et Shead, 1973) Mohammad AL HUSEIN

  41. Haney Clay: Y. P. Vaid and R. G. Campanella 1977 • Propriétés: • * = 0,12 MC = 31° we t= dry = 0 kN/m³ • * = 0,019  = 0° kfv = kfh = 1,110-6 m/day (q =284,28 – 328,57) • * = 0,008 c = 0 kPa kfv = kfh = 210-6 m/day (q =272,95) • ur = 0,15 • Pre-consolidation stress: 345 kPa • Isotropic consolidation stress: 515 kPa Déformations calculées et observées. La réponse du log temps de l’argile de Haney (Données expérimentales de Matsui et al. 1988 ; selon Vaid et Campanella. 1977). Mohammad AL HUSEIN

  42. Umeda, Osaka Clay (Murayama, Kurihara et Sekiguchi (1970)) Propriétés : Wl=69.2% ; Wp=32.5% ; Ip=36.7%. Gs=2.64 , la contrainte de préconsolidation ’1=167 kPa. Le développement de déformation du fluage en fonction du temps pour l’argile d’ Osaka (données expérimentales de Sekiguchi « 1984 » ; selon Murayama et al « 1970 »). Mohammad AL HUSEIN

  43. IV.2 SIMULATION NUMERIQUE DU COMPORTEMENT A LONG TERME D'UN REMBLAI EN TERRE (Cubzac-les-Ponts) Coupe géotechnique de la vallée de la Dordogne au niveau de Cubzac-les-Ponts (Magnan et al, 1999) Disposition des remblais sur le site expérimental de Cubzac-les-Ponts Mohammad AL HUSEIN

  44. Maillage et conditions aux limites Comparaison entre le tassement mesuré et calculé, influence de la variation de perméabilité des couches (calcul réalisé avec le SSM) Comparaison entre les tassements calculés avec le SSM, le SSCM (*=0.00001) et mesurés (Michali, 1994) Mohammad AL HUSEIN

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

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

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

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

  49. Sainte Laurent-des-Eaux, évolution du tassement sous BR1 et BR2 Évolution du tassement sous BR1 et de la charge (Leidwanger, 1993) Modélisation du tassement différé de la centrale de St-Laurent Répartition des couches et des modules pour les comportement élastique linéaire Mohammad AL HUSEIN

  50. Maillage de référence Mohammad AL HUSEIN

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