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RÉPUBLIQUE ALGÉRIENNE DÉMOCRATIQUE ET POPULAIRE

MINISTÈRE DE L'ENSEIGNEMENT SUPÉRIEUR ET DE LA RECHERCHE SCIENTIFIQUE

UNIVERSITÉ LARBI TÉBESSI - TÉBESSA

FACULTÉ DES SCIENCES ET DE LA TECHNOLOGIE

DEPARTEMENT DE GÉNIE CIVIL

MÉMOIRE

Présenté pour l’obtention du diplôme de

MASTER

Filière : Génie Civil, Spécialité : Géotechnique

Thème :

Simulation paramétrique du comportement d’un

remblai de sol pulvérulent reposant sur une

couche d’argile gonflante par le logiciel PLAXIS,

cas de l’évitement de la ville de Tébessa

Présenté par :

JOUINI Mahmoud

SIAD Naceur

Soutenu publiquement le : / /2016

Devant le jury composé de :

………………………………………………………….…………… Président ………………………………………………………….…………… Examinateur Pr Abdelkader HOUAM Rapporteur

Nous adressons nos plus sincères remerciements à ceux et celles qui, par leurs aides et leurs

soutien moral, ont contribué à la réalisation de ce travail.

Notre encadreur Pr Houam Abdelkader, pour la confiance qu’il nous a témoignée tout au long de

ce projet. Son soutien, sa présence et ses conseils avisés nous a donné le courage de préserver tout au

long de notre étude.

Nous voudrions aussi remercier plus particulièrement Messieurs les membres du jury d’avoir

accepté d’examiner ce mémoire et d’assister à son discussion.

Nous tenons également à remercier tous les enseignants du département de Génie civil de

l’université LARBI TEBESSI - Tébessa, qui nous ont aidé et encouragé tout au long de notre étude.

Nos remerciements aussi à Monsieur Djellali Adel pour l’aide qu’il nous a apporté.

Nos remerciements vont également à toutes les personnes qui nous ont permis, de près ou de

loin, de mener à bien ce mémoire et particulièrement mes collègues, trouvent ici l'expression de notre

profonde reconnaissance.

Enfin, nous souhaitons une bonne continuation pour toute la promotion du Master Génie Civil.

REMERCIEMENTS

Simulation paramétrique du comportement d’un remblai de sol pulvérulent reposant sur une couche d’argile gonflante par le logiciel PLAXIS, cas de l’évitement de la ville de Tébessa

Mémoire de Master en Géotechnique

i

SOMMAIRE Page

RÉSUMÉ ……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………..………… iv

LISTE DES NOTATIONS ………………………………………………………………………………..……………………………………………………………………………………………..………… vi

LISTE DES FIGURES …………………………………………………………………………………………..……………………………………………………………………………………………..………… vii

LISTE DES TABLEAUX ………………………………………………………………………………………..…………………………………………………………………………………………..………… viii

I. INTRODUCTION GÉNÉRALE ……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………..………… 02

II. REMBLAIS SUR DES SOLS MOUS ET HYPOTHESES DE PREVISION DES TASSEMENTS ……………………… 05

II. 1- Introduction …………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………… 05

II. 2- Généralités sur la construction de remblais ……………………..…………………………………………………………………………….……… 05

II. 2. 1 - Technologie de mise en place…………………………………………………………………………………………………………………………….………… 06

II. 2. 2 - Charges engendrées par le remblai ……………………………………………………………………………………………………………….………… 07

II. 3 - Stabilité des remblais sur sols mous …………………………………………………………………………………………………………………………………..……… 07

II. 3. 1 - Rupture générale par poinçonnement…………………………………………………………………………………………………………………… 07

II. 3. 2 - Rupture par glissement (rotationnelle)……………………………………………………………………………………………………….……….. 08

II. 4 - Approches pour la prévision des tassements………………………………………………………………………………………………………………………. 09

II. 4. 1 - Méthodes d’évaluation de l’amplitude des tassements…………………………………………………………………………. 09

II. 4. 2 - Méthodes d’évaluation des temps de tassement………………………………………………………………………………..……….. 10

II. 4. 3 - Stabilité au poinçonnement…………………………………………….……………………………………………………………………………………………. 11

II. 4. 4 - Stabilité en rupture rotationnelle………………………………………………………………………………………………………………………..……. 12

II. 5 - Etude des tassements……………………………………………………………………………………………………………………………………………………….………….……….. 13

II. 6 - Différentes techniques utilisées pour l’amélioration des risques de remblais construits sur des

sols mous……………………………………………………………………………………………….…………………………………………………………………………………………………………….….…

14

II. 6. 1- Facteurs intervenants…………… ……………………………………………………………………………………………………………………………………….….. 14 II. 6. 2 - Différentes techniques……………………………………………………………………………………………………………………………………………………… 14 II. 6. 3 - Choix des méthodes de consolidation……………………………………………………………………………………………………………….…. 16 II. 6. 4 - Description des dispositions de consolidation les plus fréquentes………………………………………..……… 18

II. 6. 4. 1 - Construction du remblai par étapes……………………………………………………………………….…………………… 18 II. 6. 4. 2 - Drainage vertical des sols d’assise……………………………………………………………….………………………………. 19 II. 6. 4. 3 - Colonnes ballastées………………………………………………………………………………………….……………………………………… 23

III - NOTIONS SUR LES ARGILES GONFLANTES………………………………………………………………………………………………..…………………………….… 27 III. 1- Introduction …………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………….…………………… 27

III. 2 - Caractéristiques des argiles gonflantes…………………………………………………………………………………………….……………….……………………. 27

III. 2. 1 - Structure moléculaire microscopique des argiles…………………………………………………………..…………………………… 28

III. 2. 1. 1 - Kaolinite ……………………………………………………………………………………………………………………………………………………… 28

III. 2. 1. 2 - Montmorillonite ………………………………………………………………………………………………………………………………… 29

III. 2. 1. 3 - Illite ………………………………………………………………………………………………………………………………………………..………………… 29

III. 3 - Mécanismes de gonflement …………………………………………………………………………………………………………………………………………………………… 29

III. 4 - Causes et conséquences du gonflement ……………………………………………………………………………………………………..………………………… 30

III. 4. 1 - Causes du gonflement ………………………………………………………………………………………………..………………………….….……………………. 30

III. 4. 2 – Conséquences du gonflement ……………………………………………………………………………………………….…………………………………. 31

III. 4. 2. 1 - Cas des bâtiments…………………………………………………………………………………………………..……………………….…….. 31

III. 4. 2. 2 - Cas des voiries et réseaux divers……………………………………………………………………………….………………… 31

III. 4. 2. 3 - Cas des chaussées……………………………………………………………………………………………………………………….…………… 32

III. 5 - Nature et manifestation du gonflement………………………………………………………………………………………………………………………………… 32

III. 5. 1 - Facteurs influençant l’apparition du gonflement………………………………………………………………………………………… 32

III. 5. 2 - Eléments intervenant au gonflement…………………………………….………………………………………………………………….…………. 33

III. 5. 2. 1 - Hydrogéologie…………………………………………………………………………………………………………………………………….……… 33

III. 5. 2. 2 - Topographie ………………………………………………………………………………………………………………………………………………. 33

III. 5. 2. 3 - Actions anthropiques ……………………………………………………………………………………….………………………………… 33



ii

III. 6 - Techniques d’amélioration d’argiles gonflantes………………………………………………………………………………………………..……………. 33

III. 6. 1 - Introduction……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………..……… 33

III. 6. 2 - La chaux………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………. 34

III. 6. 2. 1 - Différents types de la chaux……………………………………………………………………………………………………………. 35

III. 6. 3 - But de la stabilisation……………………………………………………………………………………………………………………………………….………………. 36

III. 6. 4 - Méthode d’utilisation de la chaux dans le traitement du sol…………………………………………….……………… 37

III. 6. 4. 1 - Malaxage en place…………………………………………………………………………………………………..…………………………….. 37

III. 6. 4. 2 - Technique d’injection………………………………………………………………………………………………………………………….. 37

III. 6. 5 - Conclusion…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………. 38

IV - SIMULATION PARAMETRIQUE DU COMPORTEMENT DES REMBLAIS…………………………………………………………. 40

IV. 1 - Eléments finis et la géotechnique………………………………………………………………………………………………………………………………………. 40

IV. 2 - Présentation du logiciel PLAXIS……………………………………………………………………………………………………………………………………………………. 40

IV. 3 - Description du projet……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………. 40

IV. 4 - Description du tronçon routier……………………………………………………………………………………………………………………………………………………… 41

IV. 4. 1 - Situation…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………….………………. 41

IV. 4. 2 - Géologie locale……………………………………………………………………………………………………………………………………………..……………………….. 41

IV. 4. 3 - Hydrogéologie……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………..… 43

IV. 5 - Caractéristiques géotechniques……………………………………………………………………………………………….…………………………………………………… 43

IV. 5. 1 - Reconnaissances in situ…………………………………………………………………………………………………………………………………………………… 43

IV. 5. 2 - Essais de laboratoire…………………………………………………………………………………………………….……………………………………………………. 43

IV. 6 - Terrassement……………………………………………………………………………………………………………………………………….……………………………………………………. 45

IV. 6. 1 - Présentation et orientation des travaux………………………………………………………………..…………………………………………… 45

IV. 6. 2 - Corps de chaussée……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………….. 45

IV. 7 - Essais d’investigation de stabilité des remblais importants au droit des ouvrages d’arts…………….. 46

IV. 7. 1 - Sondages in situ………………………………………………..…………………………………………………………………………………………………………………… 46

IV. 7. 2 - Essais au laboratoire…………………………………………..……………………………………………………………………………………………………………… 47

IV. 8 - Interprétation des résultats…………………………………………………………….………………………………………………………………………………………………. 47

IV. 8. 1 – Sondages…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………… 47

IV. 8. 2 - Essais mécaniques…………………………………………………………………………..…………………………………………………………………………………… 48

IV. 9 - Conception géotechnique du modèle PLAXIS……………………………………………………………………………………………………..……………… 49

IV. 9. 1 - Propriétés des matériaux de la structure (Tommy C Hopkins and al) ………………………………………… 49

IV. 9. 2 - Transformation des charges dynamiques du trafic routier en charges statiques……………… 49

V - ANALYSE ET INTERPRETATION DES RESULTATS…………………………………………………………………………………………………………………… 53 V. 1 - Présentation des résultats de calculs obtenus par le logiciel PLAXIS……………………………………………………………….. 53

V. 1. 1 - Cas de remblai de 2 m de hauteur + la structure de chaussée de 56 cm…………………………………….. 53

V. 1. 1. 1 - Dimensions du modèle………………….……………………………………………………………………………………………………… 53

V. 1. 1. 2 - Paramètres des matériaux………………………………..………………………………………………………………………………. 54

V. 1. 1. 3 - Liste des phases ………………………………………………………………………………………………………………………………………… 54

V. 1. 1. 4 - Résultats de calcul des phases ………………………………………….…………………………………………………………… 55

V. 1. 1. 5 - Analyse et discussion……………………………………………………………………………………………………………………………… 71

V. 1. 1. 6 - Calcul de stabilité……………………………………………………………………………………………….…………………………………….. 77

V. 1. 2 - Cas de remblai de 5 m de hauteur + la structure de chaussée de 56 cm…………………………………… 78

V. 1. 2. 1 - Dimensions du modèle…………………………………………………………………………………………………………………………. 78

V. 1. 2. 2 - Liste des phases…………………………………………………………………………………………………………………………………………. 78

V. 1. 2. 3 - Résultats de calcul des phases ………………….…………………………………………………………………………………… 79

V. 1. 2. 4 - Analyse et discussion…………………………………………………………………………………………………………………………….. 86

V. 1. 2. 5 - Calcul de stabilité………………………………………………………………………….………………………………………………………….. 91

V. 1. 3 - Cas de remblai de 6 m de hauteur + la structure de chaussée de 56 cm…………………..………………… 92

V. 1. 4 - Conclusion …………………………………………………………………………………………………………………………………..…………………………………………….. 92



iii

V. 1. 5 - Influence de la position de la nappe phréatique sur les différents cas de remblais ……..…… 93

V. 1. 5. 1 - Position de la nappe phréatique à -2 m du côte du terrain naturel …………….……. 93

V. 1. 5. 1. 1 - Cas de remblai de hauteur totale H = 2,56 m……………………….….………….. 93

V. 1. 5. 1. 2 - Cas de remblai de hauteur totale H = 5,56 m……………………………….…….. 94

V. 1. 5. 1. 3 - Cas de remblai de hauteur totale H = 6,56 m ……………………………..……… 96

V. 1. 5. 2 - Position de la nappe phréatique à -4 m du côte du terrain naturel ……….……….. 97

V. 1. 5. 2. 1 - Cas de remblai de hauteur totale H = 2,56 m……………………….……………… 97

V. 1. 5. 2. 2 - Cas de remblai de hauteur totale H = 5,56 m………………………………………. 99

V. 1. 5. 2. 3 - Cas de remblai de hauteur totale H = 6,56 m……………………………………….. 103

V. 1. 5. 3 - Tableau comparatif des facteurs de sécurité……………………………………………………………..……….. 104

V. 1. 6 - Influence du changement de la valeur du potentiel de gonflement ……………………… 104

V. 1. 7 - Conclusion ………………………………………………………………………………………………………………………………………………………….. 105

VI - CONCULSION GÉNÉRALE ET RECOMMANDATIONS…………………………………………………….………………………………………………….. 107

VI. 1 - Conclusion générale …………………………..………………………………………………………………………….……………………………………………………….. 107

VI. 2 - Recommandations……………………………………………..…………………………………………………………………………………………………………………….. 109

REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES …………………………………………………….…………………………………………………………………………………………………….………….. 111



iv

RESUMÉ

La route est l'une des principales infrastructures qui joue un rôle crucial dans le développement

économique de tout pays. L’ingénierie des chaussées est un facteur clé pour concevoir et construire des

routes pérennes qui sont la plus part des temps fondées sur des remblais. L'objectif principal de la

présente étude est de procéder à une analyse numérique du comportement d'un remblai de la route

reposant sur une couche d’argile gonflante et soumis au trafic routier en utilisant un logiciel basé sur la

méthode des éléments finis MEF (PLAXIS 2D v12). Une analyse détaillée du remblai a été effectuée

en fonction de sa hauteur et de profondeur de la nappe phréatique et le facteur de sécurité contre la

rupture de la pente a été calculé pour les différentes combinaisons menant à la déduction de la hauteur

admissible tenant compte des conditions ainsi que des propriétés des matériaux du site. Le critère de

Mohr-Coulomb a été utilisé pour la modélisation des matériaux constituant le remblai dans l'analyse

MEF tandis que celui de Soft-soil a été utilisé pour la modélisation du sol de fondation (argile

gonflante).

Mots-clés : Remblai, Argile gonflante, Comportement, Chaussée, Nappe phréatique, Méthode des

éléments finis, PLAXIS 2D v12.

ABSTRACT

The road is one of the main infrastructures that play a crucial role in the economic development

at any country. The pavement engineering is a key to design and build perennial roads which most of

the time will be based on embankments. The main objective of this study is to conduct a numerical

analysis of the behavior of a road embankment based on a swelling clay layer and subjected to traffic

using software based on the finite element method (MEF PLAXIS 2D v12). A detailed analysis of the

embankment was carried out according to the height and depth of the water table and the safety factor

against breaking the slope was calculated for the various combinations leading to the deduction of

allowable height into account the conditions and the properties of the site materials. The Mohr-

Coulomb criterion was used for modeling of materials constituting the embankment in the FEM

analysis whereas of Soft-soil model was used for modeling of foundation soil (swelling clay). The

permissible height considering appropriate conditions was deduced.

Keywords : Embankment, swelling clay, Behaviour, Pavement, Ground Water, Finite Element

Method, PLAXIS 2D v12.



v

ملخص

هندسة االقتصادية للبلدان حيث أصبحت تعترب الطرق واحدة من البنى التحتية الرئيسية اليت تلعب دورا حامسا يف التنمية

وكان اهلدف الرئيسي من هذه .ردوم معدة سابقا فوق منجزة األحيانمعظم يف اليت تكون و الدائمةاملفتاح لتصميم وبناء الطرق الطرق

ومعرضة الدراسة هو إجراء حتليل رقمي لسلوك هذه الردوم اليت تعترب قاعدة للطريق يف حالة إرتكازها على طبقة من الطني املنتفخة

مفصل رقمي حتليل أجري .(PLAXIS 2D V12)لك باستخدام الربجميات اليت تعتمد على طريقة العناصر احملدودة وذ املرور حلركة

استخالص إىلذلك ادى حيث حلاالتا لكلملنحدر ا إلنهيارمان األمعامل حساب متاملياه اجلوفية و إلرتفاعاتها وعمق وفقا للردوم

للردوم يف مواد املكونة كنموذج لل( Mohr-Coulomb) معيار مت استخدام . املوقع وادم وخواص لظروفل إعتبارا هب املسموح االرتفاع

(.الطني املنتفخة) األساس لرتبة كنموذج( Soft-soil) معيار استخدم حني يفالتحليل

.PLAXIS 2D V12، املياه اجلوفية، طريقة العناصر احملدودة، الطريق، السلوك، الطني املنتفخة، الردوم :كلمات البحث



vi

LISTE DES NOTATIONS

BB : Béton Bitumineux

CBR : California Bearing Ratio

c′ : Cohésion effective du sol

E : module d’élasticité

ES : Equivalent de sable

Eoed : Module d’élasticité œdométrique

einit : Indice initial des vides

F : Coefficient de sécurité

g : Gradient de cohésion

GB : Grave Bitume

GNT : Grave Non Traitée

G.T.R : Géo-Technique Routière (Classification)

IP : Indice de plasticité

kx : Coefficient de perméabilité horizontale

ky : Coefficient de perméabilité verticale

: Coefficient de perméabilité

: Pression interstitielle

PK : Point Kilométrique

: Charge sur pneus

PST : Partie Supérieure des Terrassements

: Pression de contact, la pression des pneus

Q : Charge finale des pneus

qmax : Pression limite des pneus

RN10 : Route nationale

: Distance entre les pneumatiques en configuration double

Sr : Degré se saturation

f : Contraine de résistance tangentiel

0 : Contraine de résistance en surface

TPL : Trafic Poids Lourds

TVC : Tout Venant Concassé

TVN : Tout Venant Naturel

VBS : Valeur au Bleu de méthylène

: Poids volumique

: Poids volumique de l'eau

d : Poids volumique sèc

h : Poids volumique humide

γsat : Poids volumique de sol à l’état saturé

γunsat : Poids volumique



vii

v : Contrainte verticale

: Contrainte effective

: Module de Poisson

′ : Angle de frottement effectif du sol

: Teneur en eau naturelle

l : Limite de liquidité

: Angle de dilatation



viii

LISTE DES FIGURES

Page

Figure II.1 Schéma type de remblais sur sols mous ………………………………………………………………………………………………………………….……………………… 06

Figure II.2 Constitution de remblais…………………………………………………………………………………………………………………………………………………..……………………………… 06

Figure II.3 Répartition des contraintes à la base d’un remblai……………………………………………………………………………………………………………. 07

Figure II.4 Rupture par poinçonnement (Magnan et al, 1984)………………………………………………………………………………………………………………. 08

Figure II.5 Glissement avec fissuration (Magnan et al, 1984)…………………………………………………………………………………………………………………. 08

Figure II.6 Glissement sans fissuration (Magnan et al, 1984)…………………………………………………………………………………….………………………….. 08

Figure II.7 Processus des méthodes du chemin de contraintes (Schlosser. F, 1973)………………………………………………………… 09

Figure II.8 Processus de consolidation des sols fins…………………………………………………………………………………………………………………………………………… 10

Figure II. 9 Phénomène de tassement dans le temps sous une charge donnée (Schlosser. F, 1973)……………… 11

Figure II.10 Abaque de calcul du coefficient de sécurité selon la méthode de Matar et Salençon (1979)… 12

Figure II.11 Domaine d’application des méthodes ,fonction de la taille des grains du sol……………………………………….. 16

Figure II.12 Comparaison relative des méthodes de traitement…………………………..…………………………………………………………………..………… 17

Figure II.13 Principe de la construction d’un remblai par phases………………..……………………………………………………………………………………… 18

Figure II.14 Principe du drainage vertical …………………………..………………………………………………………………………….……………………………………………....………… 20

Figure II.15 Schéma de principe d’écoulement des eaux sous pression, dans un massif sans drain verticaux, durant la phase de consolidation qui peut durer jusqu’à 50 ans………………….……………………………………………………….

20

Figure II.16 Réseau d’écoulement de l’eau sous pression dans un massif rainé……………………………………………………………… 21

Figure II.17 Visualisation de l’accélération de consolidation apportée par le drainage vertical ………………………… 21

Figure II.18 Description d’un cycle de mise en œuvre de drainage vertical ………………………………..…………………………………………… 21

Figure II.19 Champ d’application du procédé de colonnes ballastées …………………………………………………………………………………………… 23

Figure II.20 Réalisation de colonnes par vibro-flottation ……………………………………………………………………………………………………...……………..…… 24

Figure II.21 Réalisation de colonnes par tube vibré………………………………………………………………………………………………………………..………………………… 24

Figure II.22 Etapes d’un cycle de mise en œuvre de colonnes ballastées ……………………………………………………………………..…………… 24

Figure III.1 Structure élémentaire de la Kaolinite (Mazouz 2010)…………………………………………………………………………………………….………… 28

Figure III.2 Structure élémentaire de la Montmorillonite (Mazouz 2010)……………….…………………………………………………….…………… 29

Figure III.3 Structure élémentaire de L’Illite (Mazouz 2010)………………………………………………………………….…………………………….…………………… 29

Figure III.4 Formes et Directions de Fissuration, (Ejjaaouani 2008) …………………………………………………………………………….…………………… 31

Figure III.5 Dégradationde chaussées (EJJAAOUANI 2008) …………………………………….…….………………………………………………..………………………… 32

Figure III.6 Traitement par Malaxage (Djaani et Benmansour 2011)………………………...……..……………………………………………………….…… 37

Figure III.7 Traitement par injection (Djaani et Benmansour 2011)………………………………..………………………………………….……………….…… 37

Figure IV.1 Vue aérienne du projet de l’évitement de la ville de Tébessa……………………………………………………...…………………….…… 42

Figure IV.2 Structure de la chaussée adoptée……………………..………………………………………………………………………………………….………………………………….…… 46

Figure IV.3 Coupe lithologique du sondage ……………………..………………………………………………………………………………………………………………….…….……….…… 47

Figure IV.4 Coupe du model de calcul ………………………………………………………………………………………………………………………..…………………………….…………..….…… 49

Figure IV.5 Un essieu standard transportant 80kN avec pression de gonflage de 650 kPa (CTTP 2001) ……. 50

Figure IV.6 Pneus à double zone de contact transformé en un cercle de rayon a (Huang, 2004) ………………….…… 50

Figure IV.7 Zone de contact et zone rectangulaire équivalent d'un pneu (Huang, 2004) ……………………………………..…… 51



ix

LISTE DES TABLEAUX

Page

Tableau II.1 Comparaison des avantages et inconvénients des dispositions de consolidations les plus fréquentes …………………..…………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………

19

Tableau II.2 Contraintes induites par le matériel nécessaire à la réalisation des colonnes ballastées……… 24

Tableau III.1 Avantages et inconvénients des techniques de stabilisation couramment utilisées ……….……… 36

Tableau IV.1 Interprétations des résultats des essais routiers en laboratoire issues des puits creusés à des profondeurs variant entre 2 m et 3 m………………………………………………….…………………………………………………………………………………..………………………

44

Tableau IV.2 Caractéristiques physiques et chimiques…………………………………………………………………………………………….………………..……………… 48

Tableau IV.3 Caractéristiques des matériaux utilisés …………………………………….………………………………………………………….….……………..…………… 49

CHAPITRE I

INTRODUCTION GÉNÉRALE


THEME :

Simulation paramétrique du comportement d’un remblai de sol

pulvérulent reposant sur une couche d’argile gonflante par le logiciel

PLAXIS, cas de l’évitement de la ville de Tébessa


CHAPITRE I - INTRODUCTION GENERALE Mémoire de Master en Géotechnique

2

CHAPITRE I

INTRODUCTION GÉNÉRALE

La chaussée moderne, surtout lorsqu'elle appartient à une voie importante à trafic rapide, comme

une autoroute, s'accommode mal à des déformations notables après sa mise en service. Ces

déformations peuvent provenir d'un sous-sol instable, même lorsque le corps de chaussée proprement

dit a été construit de façon satisfaisante. C'est le cas, en particulier, des chaussées mises en place sur

des remblais eux-mêmes fondés sur sols compressibles. Le sol de fondation chargé par le remblai,

tasse et entraine avec lui le remblai et la chaussée. Comme, d'une part, ces sols de fondation sont

souvent hétérogènes et, comme, d'autre part, dans une zone compressible, il existe des « points durs »

(points où le tassement est faible ou nul : ouvrages d'art fondés sur pieux, par exemple), des tassements

différentiels peuvent se produire entraînant des déformations importantes de la route, en profil en long

et en profil en travers.

L’évolution du réseau routier et autoroutier impose parfois le passage par des sols compressibles

de mauvaise qualité (vases, tourbes, limons, argiles molles, etc.). En ce qui concerne leurs propriétés

mécaniques en tant que sols de fondation, tous ces sols sont caractérisés par :

Une faible résistance au cisaillement à court terme ou cohésion non drainée Cu (c’est-à-

dire tant que les sols compressibles ne se sont pas consolidés sous les charges qui leur sont

appliquées) qui est alors augmente au fur et à mesure de la consolidation du sol de fondation ;

Une compressibilité importante conduisant, sous charges, à des tassements de grande

amplitude qui, compte tenu de la faible perméabilité du sol, ont une durée généralement longue

(plusieurs années, voire même des dizaines d’années).

Ces sols sont généralement situés dans la nappe et sont donc saturés. Ces propriétés mécaniques

particulières rendent de tels sols inaptes à supporter des fondations d’ouvrages. Par contre, moyennant

des études préalables sérieuses et des méthodes de construction adaptées, un remblai peut, tant que la

chaussée n’est pas mise en place, s’adapter à des déformations, même importantes, et par conséquent

être fondé sur ces sols très compressibles.

Les problèmes posés par le comportement des sols mous chargés par des remblais sont de deux

types :

Problèmes de stabilité qui apparaissent lorsqu’une certaine hauteur du remblai est

dépassée, ou lorsque ce remblai est construit avec un coefficient de sécurité trop faible ;

Problèmes de tassement causés par la charge appliquée par le remblai dont l’amplitude

est grande et de longue durée. Pour cela une étude préalable doit permettre de définir la loi de

tassement en fonction du temps et de préconiser éventuellement des méthodes pour réduire ou

accélérer ce tassement.


CHAPITRE I - INTRODUCTION GENERALE Mémoire de Master en Géotechnique

3

Les remblais construits sur des sols de fondation mous ont une tendance à s’étendre latéralement

à cause des pressions horizontales des terres agissant dans les remblais. Ces pressions des terres

causent des contraintes de cisaillement à la base du remblai qui doivent être reprises par le sol de

fondation. Si le sol de fondation n’a pas la résistance adéquate au cisaillement, des ruptures peuvent

survenir.

Le choix d’une solution de construction du remblai doit être fait, d’une part, à partir de

considérations économiques et, d’autre part, à partir des éléments techniques arrivant en conclusion

des études de stabilité et de tassement.

Dans la pratique, les choses sont très complexes, du fait des incertitudes concernant notamment :

les conditions initiales, notamment en profondeur,

les propriétés mécaniques des terrains, en général hétérogènes, non-linéaires,

anisotropes, discontinus, ... etc.

les conditions hydrauliques : position de la nappe, phénomènes se produisant en zone

non saturée. L'eau est la cause déclenchant la plupart des mouvements; c'est un facteur variable

dans le temps.

Cependant une longue expérience a été acquise, soit en matière des méthodes de calcul soit dans

les techniques de construction, de telle sorte que les problèmes de stabilité de remblais peuvent

maintenant être résolus avec une assez bonne fiabilité.

Ce travail de mémoire constitue une simulation paramétrique du comportement d’un remblai

de sol pulvérulent reposant sur une couche d’argile gonflante. Ce type de sols contenant des

minéraux argileux présentent la particularité de voir leur état et leur consistance se modifier en

fonction de la teneur en eau. Ils peuvent être rigides à faible humidité et devenir plastiques voire

liquides lorsque cette humidité augmente. Ces variations d’état s’accompagnent de variations de

volume plus ou moins importantes en fonction de la nature minéralogique des composants argileux.

Les changements de teneur en eau sont directement liés aux conditions météorologiques. Pendant les

périodes secs, la teneur en eau diminue et le sol subit un retrait, alors qu’en périodes pluvieuses le

volume augmente, il subit un gonflement. Ces variations de volume entrainent des mouvements

différentiels en surface qui peuvent être plus ou moins dommageables non seulement pour les remblais

mais aussi pour les superstructures.

L’objectif de ce travail est plus particulièrement axé sur l’évaluation numérique des paramètres

influençant sur la stabilité et le comportement du remblai construit sur une argile gonflante en

considérant l’interaction entre la pression apportée par le remblai et celle du potentiel du gonflement

de l’argile gonflante qui constitue une fondation plus ou moins caractérisé par sa faible portance.

CHAPITRE II

REMBLAIS SUR DES SOLS MOUS

ET HYPOTHESES DE PREVISION

DES TASSEMENTS


THEME :





CHAPITRE II - REMBLAIS SUR DES SOLS MOUS ET HYPOTHESES DE PREVISION DES TASSEMENTS Mémoire de Master en Géotechnique

5

CHAPITRE II

REMBLAIS SUR DES SOLS MOUS ET HYPOTHESES DE PREVISION DES TASSEMENTS

II. 1 - Introduction

L'importance des problèmes posés par les tassements en mécanique des sols a amenée les

spécialistes et les ingénieurs à chercher des théories plus élaborées et plus précises. Les lois de

comportement des sols n'étant pas connues, toutes ces théories reposent sur des hypothèses, qu'il

convient de discuter, et nécessitent par ailleurs des essais en laboratoire pour déterminer les valeurs

des divers paramètres introduits.

Les méthodes utilisées pour déterminer les tassements diffèrent suivant la nature de l'ouvrage

(fondations superficielles, pieux flottants, remblais sur sols argileux, etc.), la nature et la disposition

des différentes couches des sols de fondation (sols pulvérulents, sols mous et cohérents, position de

la nappe, etc.), et la nature des problèmes posés (amplitude des tassements, tassements différentiels

ou globaux, temps de tassement, etc.).

II. 2 - Généralités sur la construction de remblais

Les remblais construits sur sols mous (fig.1) sont assez fréquemment destinés à un usage

routier, et en ce sens ils présentent un caractère linéaire (leur longueur étant toujours très supérieure à

leur largeur) ce qui nous permet de considérer le problème dans un état plan de déformation.

Par ailleurs, comme dans tout problème de fondations, il faut connaitre les sols sur lesquels on

veut fonder : données géométriques, caractéristiques d'identification et caractéristiques mécaniques

des différentes couches. Dans le cas d'un remblai sur sols mous, on s'attache plus particulièrement à

l'étude de la ou des couches de sols mous ainsi qu'a la connaissance des couches drainantes qui

constituent bien sûr une donnée essentielle. Tous ces paramètres sont souvent peu variables dans un

profil en travers du remblai sur une distance un peu supérieure à sa largeur, ce qui permet de

simplifier l'aspect déjà bidimensionnel du problème.



6

Figure II.1 Schéma type de remblais sur sols mous

II. 2. 1 - Technologie de mise en place

En dehors de ses paramètres géométriques, le remblai intervient à la fois par son « histoire » et

par les charges qu'il apporte sur le sol de fondation.

La construction du remblai (fig. 2), même si elle est continue et relativement rapide, n'est

jamais immédiate. Les phénomènes de tassements dans les sols argileux, qui sont dominés par

l'influence du facteur temps, seront donc très sensibles à l'influence de ce temps de chargement.

Par ailleurs, tout arrêt même de courte durée, dans le chargement, peut avoir une influence.

Les étapes de chargement qui sont relatives au problème de stabilité et qui conduisent à des

arrêts d’un à plusieurs mois entre les étapes, ont bien sûr une grande importance vis-à-vis de la

réduction de l’amplitude des tassements (Schlosser. F, 1973).

Il convient cependant de remarquer que lorsque les coefficients de sécurité ont une valeur

suffisante, le mode de construction du remblai n'a généralement que peu d'influence sur les

tassements finaux ou tassements obtenus au bout de nombreuses années. C'est sur les temps de

tassement que l'influence est prépondérante, (Yasmina Akou, 1995).

Figure II.2 Constitution de remblais

Couche de sol mou

REMBLAI

Substratum (Constitué ici par une couche drainante)

H

D

y z

x



7

II. 2. 2 - Charges engendrées par le remblai

Le remblai apporte sur les sols de fondation des charges qui sont d'abord proportionnelles à

son poids volumique moyen dont l’estimation est donc nécessaire à toute évaluation des charges.

La mesure de est souvent rendue difficile dans les chantiers de terrassement par la rapidité de

mise en place des remblais. Par ailleurs, ce poids volumique peut évoluer par augmentation ou

diminution de la teneur en eau du matériau de remblai (pluies, remontées d'eau à partir de sol naturel,

etc.), (Yasmina Akou, 1995).

Lorsque le remblai est très large par rapport à

sa hauteur H, il est normal de supposer que dans la

partie centrale la répartition des contraintes à la

base du remblai est verticale, uniforme : v = .H.

Bien qu'il n'en soit plus de même sur les

bords, on admet cependant que les contraintes sont

partout verticales et proportionnelles à la hauteur de

remblai au dessus du point considéré (fig. 3). Cette

hypothèse est d'autant moins bonne que la largeur

en tête (a) du remblai diminue d'importance par

rapport à sa hauteur H (Schlosser. F, 1973).

II. 3 - Stabilité des remblais sur sols mous

La plupart des dépôts argileux présentent une croûte superficielle altérée et fissurée, dont le

rôle est prépondérant dans la définition du mode de rupture. Plusieurs chercheurs ont noté cette

particularité qui est liée à la forte résistance au cisaillement de cette croûte ou du matériau de remblai

lorsqu'il est cohérent. Selon l'importance de cette couche, les ruptures observées de remblais ont été

classées en deux grandes catégories correspondant à des modèles de calcul différents.

II. 3. 1 - Rupture générale par poinçonnement

Dans le cas où la croûte superficielle surmontant le sol mou est inexistante, le comportement

du remblai est similaire à celui d'une poutre en flexion. Des fissures de traction peuvent se produire

dans la partie inferieure du remblai, provoquant ainsi son affaissement et par la suite le

poinçonnement de la couche molle. Il s'ensuit la formation de bourrelets de part et d'autre du talus

(fig. 4).

Figure II.3 Répartition des contraintes

à la base d’un remblai

a

H

1,5H

.H



8

II. 3. 2 - Rupture par glissement (rotationnelle)

avec fissuration

Lorsque la croûte est mince, elle peut transmettre au remblai des déplacements horizontaux

provoqués par le chargement de la couche molle, d'où l'apparition d'une fissure verticale dans le

corps du remblai annulant toute résistance au cisaillement (fig. II. 5). (Qu’on rencontre dans le cas

d'un remblai cohérent).

sans fissuration

Si, au contraire, la croûte superficielle est épaisse, elle ne transmettra pas les déplacements

horizontaux de la couche molle et le remblai ne sera pas fissuré (fig. II. 6). C’est le cas d'un remblai

purement pulvérulent.

Figure II.4 Rupture par poinçonnement (Magnan et al, 1984)

Figure II.5 Glissement avec fissuration (Magnan et al, 1984)

Figure II.6 Glissement sans fissuration (Magnan er al, 1984)



9

II. 4 - Approches pour la prévision des tassements

Les tassements provoqués à la surface d'un massif de sol sont dus aux déformations du squelette

solide c'est-à-dire au réenchevetrement des grains.

Si les lois de comportement des sols étaient connues, on pourrait calculer les tassements de la

manière suivante :

Malheureusement, notre connaissance des lois de comportement d'un sol est trop sommaire pour

que l'on puisse utiliser une méthode aussi globale.

Les méthodes utilisées sont différentes suivant que l'on s'intéresse à l'amplitude ou aux temps de

tassements. Les premières ne font pas intervenir explicitement le temps, alors que les secondes sont

trés intimement liées à ce facteur (Schlosser. F, 1973).

II. 4. 1 - Méthodes d’évaluation de l’amplitude des tassements

Ce sont des méthodes plus ou moins globales que l'on pourrait appeler méthodes du chemin de

contraintes (stress path method) et qui peuvent se resumer dans le processus suivant (fig. 7).

détermination des contraintes dans le massif de sol par la théorie de l’élasticité ou par

toute autre méthode ;

prélèvements d'échantillons de sols en différents endroits (généralement sous l'axe de la

fondation), auxquels on applique en laboratoire et dans des conditions analogues à celles

en place, les états de contraintes trouves précédemment ;

mesure des déformations des échantillons donnant les tassements élémentaires ;

détermination des tassements à partir des tassements élémentaires.

Ce processus est justifié par le fait que les contraintes sont moins « sensibles » que les

déformations, aux écarts qui peuvent exister entre le sol réel et celui de la théorie élastique par

exemple.

Figure II.7 Processus des méthodes du chemin de contraintes (Schlosser. F, 1973)

x

z

x

xz

z

w

Tassement

Elémentaire Essai en

Laboratoire

Charges appliquées Contraintes et déformations Tassements

dans les sols

Lois de comportement

Tassement

x

w



10

II. 4. 2 - Méthodes d’évaluation des temps de tassement

De telles méthodes sont moins globales et analysent plus les phénomènes qui se produisent au

moment des tassements dans les sols fins (fig. 8). Les plus classiques distinguent dans le temps deux

phases :

la consolidation primaire ;

la compression secondaire.

Sans détailler, rappelons seulement que dans la consolidation primaire, le facteur temps

intervient par la viscosité de l'eau interstitielle. Sous l'action des charges appliquées, l'eau interstitielle

est mise en pression (presque instantanément), et cette pression se dissipe lentement en raison de la

viscosité ; il se produit simultanement un réenchevêtrement des grains solides. Au fur et à mesure de

cette consolidation primaire, it y a transfert des contraintes de l'eau interstitielle sur le squelette solide

(Schlosser. F, 1973).

Dans la deuxième phase de compression secondaire, on admet le plus généralement que le

facteur temps intervient par la viscosité structurale. Cette viscosité est, en grande partie, due à la

couche d'eau adsorbée qui entoure les particules d'argile et dont les propriétés physiques sont assez

différentes de celles de l'eau naturelle. Durant cette phase la surpression interstitielle reste

pratiquement nulle et il y a réenchevêtrement très progressif des particules solides .

Il convient de remarquer qu'en dehors du fait qu'il existe une phase de dissipation de la

surpression interstitielle et une autre phase de tassement durant laquelle cette surpression reste nulle, la

distinction entre consolidation primaire et compression secondaire est assez arbitraire. En effet, durant

la consolidation primaire, une part du tassement est due à la viscosité structurale et par suite durant

cette phase les deux phénomènes sont confondus (fig. 9).

Figure II.8 Processus de consolidation des sols fins

GRAINS SOLIDES

VIDE



11

Par ailleurs, l'importance relative de la consolidation primaire par rapport à la compression

secondaire est fonction de l’épaisseur de l’échantilIon, les échantillons de très faible épaisseur ayant

une consolidation primaire très courte (influence du chemin de drainage) en même temps qu'un

tassement instantané relativement important.

II. 4. 3 - Stabilité au poinçonnement

Le schéma de rupture du sol de fondation est supposé analogue à celui qui se produit sous une

fondation superficielle. Matar et Salençon (1979) ont proposé des abaques (fig. 10) pour évaluer la

pression limite sur un sol dont la résistance croit linéairement avec la profondeur. Dans ce cas, le sol

de fondation est supposé homogène, d'épaisseur D. La résistance f = cu, croit avec la profondeur z,

avec une valeur en surface 0 et un gradient de cohésion g. La pression limite s'exprime alors par :

Figure II. 9 Explication du phénomène de tassement dans le temps sous une charge donnée (Schlosser. F, 1973)



12

Le coefficient de sécurité est donné par :

où

est la contrainte apportée par le remblai de poids volumique et de hauteur , sur son axe

II. 4. 4 - Stabilité en rupture rotationnelle

L'analyse de stabilité en rupture rotationnelle se fait traditionnellement au moyen de méthodes de

calcul à la rupture qui donnent, par l'intermédiaire du coefficient de sécurité F, une idée de l'état

d'équilibre du massif par rapport à l'équilibre limite, caractérisé par F = 1. La constance du coefficient

de sécurité, le long de la surface de rupture et les hypothèses simplificatrices utilisées dans ces

méthodes rendent l'analyse globale et approchée, (Fellenius, 1936 ; Bishop, 1955).

Skempton (1964) s'est penché sur le problème de la mobilisation de la résistance du sol. Il a

déduit de l'étude de différents glissements que ni le coefficient de sécurité calculé à partir des

caractéristiques résiduelles, ni celui calculé à partir des caractéristiques de pic ne correspondent à la

réalité. D’en a conclu que la mobilisation de la résistance au cisaillement n'est pas uniforme.

Figure II.10 Abaque de calcul du coefficient de sécurité

selon la méthode de Matar et Salençon (1979)



13

Des recherches ont été engagées pour essayer de décrire la propagation des conditions "post-

rupture" (résiduelles) dans le sol. Ainsi, Athanasiu (1980) a utilisé la méthode des perturbations, qui

permet de définir un coefficient de sécurité local en chaque point de la surface de glissement et de

pouvoir ainsi suivre la propagation de la rupture.

Cependant, les méthodes de calcul qui admettent la simultanéité de la rupture en tout point

restent l'outil le plus utilisé par l'ingénieur géotechnicien. Pour les sols à la fois frottants et cohérents,

ces méthodes subdivisent en tranches verticales la partie du massif limitée par la surface de glissement

potentielle, d'où le nom de "méthode des tranches", S. Leroueil, J.P.Magnan, F. Tavenas (1985).

La détermination du coefficient de sécurité d'un remblai se fait généralement au moyen

d'abaques (Pilot et Moreau, 1973), ou par un calcul complet selon la méthode des tranches de Bishop

(1955), ou la méthode des perturbations utilisées dans le logiciel PET AL du LCPC.

L'utilisation de la méthode des éléments finis avec des lois rhéologiques adaptées a fourni dans

certains cas des estimations satisfaisantes des déformations des sols mous jusqu'au voisinage de la

rupture, mais elle ne fait pas partie des méthodes courantes des ingénieurs.

II. 5 - Etude des tassements

Un remblai édifié sur sols mous peut être le siège de ruptures spectaculaires mais les problèmes

que posent les déformations et les tassements différés sont tout aussi préoccupants pour déterminer les

délais, les méthodes de construction et les coûts. Dans certaines conditions, ces déformations peuvent

avoir un caractère catastrophique, conduisant à la rupture de l'ouvrage. Il est donc nécessaire de faire

une prévision correcte de l'amplitude et de la vitesse des tassements, R.E.Gibson, K.Y. Lo (1961).

Ces dernières années, la description du comportement des argiles molles naturelles a été

complétée pour mieux simuler le phénomène de consolidation au moyen de modèles rhéologiques

issus d'études théoriques et expérimentales. Ces modèles, introduits dans des codes de calcul par

éléments finis, sont utilisés pour la résolution des problèmes liés à la consolidation des sols fins.

Actuellement, toutes les limitations de la théorie Terzaghi peuvent être supprimées par

l'utilisation de programmes de calcul par éléments finis, comme le programme CESAR-LCPC ou le

programme PLAXIS, etc …, permettant de faire une analyse réaliste du processus de consolidation en

prenant en compte la nature bidimensionnelle ou tridimensionnelle des déformations et de l'écoulement

de l'eau interstitielle dans le sol de fondation, l'effet du fluage ainsi que la variation des paramètres de

déformabilité et de perméabilité. Les calculs numériques nécessitent la mise en œuvre de moyens

importants et sont souvent onéreux, d'où la rareté de leur utilisation, qui peut aussi s'expliquer par le

manque fréquent de données sur les sols dans les projets, F.Bourges, C. Mieussens (1979).

Dans la pratique courante, le géotechnicien utilise l'hypothèse d'une consolidation

unidimensionnelle pour faire des calculs prévisionnels et ces calculs restent acceptables, sous réserve

d'une bonne évaluation de la géométrie et des paramètres de compressibilité.



14

II. 6 - Différentes techniques utilisées pour l’amélioration des risques de remblais

construits sur des sols mous

II. 6. 1 - Facteurs intervenants

L’édification de remblais sur sols compressibles fait intervenir plusieurs facteurs qui sont liés :

à la nature de l’ouvrage (routes, voies ferroviaires, bâtiments, plates-formes industrielles,

etc.) ;

aux natures des sols (vases, tourbes, argiles molles, etc.) ;

aux conditions spécifiques de l’environnement (ouvrages existants ou à réaliser,

emprises, etc.).

II. 6. 2 - Différentes techniques

Les principales solutions techniques que l’on peut retenir sont classées essentiellement dans

deux groupes listés ci-dessous, sans entrer dans le détail des différentes méthodologies d’exécution,

mis à part pour certaines d’entre elles (les plus fréquemment utilisées) qui sont décrites par la suite.

Premier groupe

Il concerne les solutions comportant les dispositions constructives directement liées à la

construction du remblai lui-même :

substitution des sols d’assise ;

construction du remblai par étape ;

banquettes de stabilité ;

renforcement du remblai par nappes de géotextile ;

remblais allégés ;

compactage dynamique.

Deuxième groupe

Ce groupe, dans lequel nous avons distingué quatre classes, intéresse des solutions (souvent

associées à certains processus du premier groupe) qui font appel aux techniques d’amélioration du

sol compressible et d’accélération de la consolidation. Il faut dans ce cas faire appel à des entreprises

spécialisées pour réaliser les travaux décrits.

Classe 1 (solution par drainage vertical) :

drainage vertical des sols d’assise avec ou sans surcharge temporaire ;

colonnes ballastées ;

plots ballastés pilonnés ;

picots de sable.



15

Classe 2 (solution par système d’inclusion) :

colonnes de sols traités à la chaux ;

pieux, inclusions rigides ;

compactage par injections solides ;

vibrocompaction.

Classe 3 (solution par système d’injection de coulis ou mortier mélangé

avec le sol en place) :

Jet Grouping : méthode de renforcement des couches compressibles par la mise en place

de colonnes de béton de sol en injectant sous très haute pression des coulis de ciment ;

Colmix : méthode de consolidation et de stabilisation des sols par la confection de

colonnes de matériaux traitées in situ par injection de liants (ciment ou chaux),

l’homogénéisation étant réalisée à l’aide d’une tarière.

Classe 4 (solution particulière) :

consolidation atmosphérique sous membrane peu employée.

Remarque :

Les solutions de la classe 1 ont généralement un moindre coût et sont les plus usitées.

Celles de la classe 2 peuvent être utilisées en cas de contraintes particulières, notamment de

délais. L’emploi des procédés des classes 3 et 4 reste exceptionnel.



16

II. 6. 3 - Choix des méthodes de consolidation

Les domaines d’application des dispositions de consolidation sont synthétisés dans les figures 24

et 25.

La figure 11 permet d’appréhender la relation entre la nature des sols (notamment la taille des

grains) et les méthodes de consolidations préconisées.

Figure II.11 Domaine d’application des méthodes en fonction de la taille des grains du sol



17

La figure 12 présente une comparaison qualitative des différentes méthodes de consolidation sur

la base de critères d’exécution en corrélation avec le niveau technologique, les délais d’exécution et

d’action, les effets de l’environnement, la dépense d’énergie et le coût.

Figure II.12 Comparaison relative des méthodes de traitement



18

II. 6. 4 - Description des dispositions de consolidation les plus fréquentes

II. 6. 4. 1 - Construction du remblai par étapes

Domaine d’application

Cette technique Parmis les plus courantes, permet de préserver la stabilité du sol support c’est-à-

dire d’éviter sa rupture sous le poids des remblais. Elle est adaptée aux sols argileux très mous quand

le projet définitif est figé très longtemps avant le début de l’exploitation.

Pour gagner du temps, dans le cas de couches compressibles épaisses qui consolideraient très

lentement, on associe à cette méthode des drains verticaux.

Dimensionnement

Pour consolider le sol et améliorer ses caractéristiques, il est impératif de vérifier la stabilité au

poinçonnement et en rupture circulaire.

La hauteur de remblai de chacune des phases est adaptée aux cohésions initiales mesurées lors de

la campagne d’essai de façon à avoir un coefficient de sécurité à la rupture supérieur à 1,3. Selon les

cas, on est amené à préconiser :

la pose de drains verticaux ;

l’édification de banquettes latérales ;

la réalisation d’une purge partielle ou totale.

Ces techniques, bien connues des maîtres d’œuvre et des bureaux d’études conseils, sont

systématiquement envisagées. Dans la majorité des cas, les prévisions d’études sont proches des

réalités du chantier, (Pierre Rossi et al, 2008).

Mise en œuvre

Prenons le cas de la réalisation d’un remblai de 6 mètres de haut en trois phases de 2 mètres

chacune (fig. 13). Des périodes d’attente (jusqu’à plusieurs mois) séparent deux montées successives

de remblai. Pendant une période d’attente donnée, le sol support consolide et gagne de la cohésion. Il

peut alors supporter le poids d’une nouvelle couche de remblai sans rompre.

Figure II.13 Comparaison relative des méthodes de traitement



19

Contrôle qualité

Il comprend :

la mesure du tassement du sol support (piges, plaques, boules) ;

la mesure de la pression interstitielle ;

éventuellement, les mesures de déformation latérale en pied de remblai par inclinomètre ;

une interprétation des différentes mesures par un ingénieur géotechnicien pour calculer les

gains de cohésion du sol support et adapter le planning de montée de remblais.

Avantages et inconvénients

Le tableau 1 ci-dessous présente une synthèse des avantages et inconvénients des dispositions de

consolidations les plus fréquentes.

Cette technique seule est bien adaptée à un sol support très mou, mais de faible épaisseur, cela

par simple adaptation du planning de travaux. Elle peut être mise en œuvre par une entreprise générale.

NOTA :

Le coût financier de ce procédé est très minime, mais elle nécessite des délais importants.

II. 6. 4. 2 - Drainage vertical des sols d’assise


L’application de ce procédé concerne, généralement, les couches d’argiles ou de limons

compressibles de 3 à 50 mètres d’épaisseur.

Ce procédé est souvent couplé avec des surcharges provisoires pour anticiper les tassements ou

avec de la consolidation atmosphérique pour améliorer la stabilité. Il permet l’accélération des

tassements et de la consolidation des sols fins saturés à faible perméabilité (fig. 14).

La mise en place de drains verticaux dans une formation organique, où les surpressions

interstitielles se dissipent rapidement pendant la consolidation primaire, est rarement préconisée,

(Pierre Rossi et al, 2008).

Tableau II.1 Comparaison des avantages et inconvénients

des dispositions de consolidations les plus fréquentes



20

Dimensionnement

Consolidation de sol, amélioration des caractéristiques du sol

Les colonnes de sable de 20 à 50 cm de diamètre sont supplantées à efficacité égale par les

drains préfabriqués plastiques (polyéthylène, PVC, etc.), beaucoup plus économiques. Il existe deux

types très usuels et quasi équivalents :

les drains ronds de 5 cm de diamètre ;

les drains plats de 10 cm de large et de quelques millimètres d’épaisseur.

Les drains sont, en général, enrobés d’une chaussette géotextile. Suivant la perméabilité du sol

compressible et le planning de l’opération, les densités de drains requises sont généralement de l’ordre

de un drain par 1 à 5 m2 de surface efficace. Le dimensionnement est à effectuer par un ingénieur

géotechnicien à partir de la théorie de la consolidation.

Principe physique mis en jeu

sans drains verticaux : au moment de la mise en service de l’assise compressible chargée,

l’eau jaillit à la surface. La phase de consolidation peut durer jusqu’à 50 ans (fig. 15) ;

Figure II.14 Principe du drainage vertical

Figure II.15 Schéma de principe d’écoulement des eaux sous pression,

dans un massif sans drain verticaux, durant la phase de consolidation qui peut durer jusqu’à 50 ans



21

avec drains verticaux : le temps de consolidation est proportionnel au carré de la longueur de

drainage ; la réduction de la distance à parcourir par l’eau excédentaire en mettant en place des

drains verticaux constitue une technique d’accélération de la consolidation (fig. 16 et 17). La

perméabilité horizontale des sols compressibles est très souvent nettement supérieure à la

perméabilité verticale (processus de sédimentation) : cette situation milite également en faveur des

drains verticaux.

Pour les sols compressibles dont l’épaisseur n’excède pas 5 mètres, une technique consiste à

réaliser des tranchées drainantes.

Mise en œuvre

Les outillages de mise en place des drains mèche à âme plastique comportent généralement un

mandrin creux de section appropriée au travers duquel coulisse le drain muni à sa base d’un sabot

d’arrêt métallique, (Pierre Rossi et al, 2008).

Le mandrin est foncé dans le sol par simple pression, par lançage, par battage ou par vibration.

La cadence de mise en place peut atteindre 2 500 mètres de drain par jour.

La description d’un cycle de mise en œuvre de drainage vertical est présentée sur la figure 18.

Figure II.16 Réseau d’écoulement de l’eau

sous pression dans un massif drainé

Figure II.17 Visualisation de l’accélération de

consolidation apportée par le drainage vertical

Figure II.18 Description d’un cycle de mise en œuvre de drainage vertical



22

Contrôle qualité

Il comprend les étapes suivantes :

contrôle de la perméabilité et de l’épaisseur de la couche drainante ;

relevé des profondeurs de mise en œuvre ;

relevé régulier des tassements ;

construction graphique d’Asaoka pour extrapoler la courbe de tassement.


Le tableau 1 (page 20) présente une synthèse des avantages et inconvénients des dispositions de


NOTA :

Cette technique n’occasionne aucune nuisance à l’environnement et sa mise en œuvre est

rapide et propre. La consolidation reste efficace lors du fluage du massif.

Il faut cependant accepter la contrainte de phasage entre :

la réalisation de la couche drainante par l’entreprise titulaire du marché ;

la mise en place des drains par l’entreprise spécialisée ;

la montée du remblai.

Par ailleurs, l’erreur sur la prévision de vitesse de tassement peut atteindre un rapport de 1 à 10.

Cette situation provient de l’imperfection des modèles rhéologiques et aussi à la difficulté du choix

de certains paramètres lors de l’élaboration du projet.

Dans un sol avec beaucoup de fines, la durée de vie d’un drain plat n’excède pas 6 mois, au-delà

de cette période son efficacité est réduite par colmatage du filtre géotextile. Une solution consiste à

utiliser des drains plastiques tubulaires réputés robustes et pérennes.

Pour ne pas réduire la cadence de pose, il faut vérifier les paramètres de la couche drainante qui

ne doit être ni trop épaisse ni trop compacte. Faute de quoi, chaque pose de drain nécessitera la

réalisation d’un avant-trou.

La mise en œuvre de ce procédé doit être réalisée par une entreprise spécialisée.



23

II. 6. 4. 3 - Colonnes ballastées


Ces colonnes améliorent la stabilité du remblai en renforçant les sols fins compressibles tout en

réduisant leurs tassements sous le poids du remblai (fig. 19). Elles permettent également de fretter le

sol contre les risques du fluage, (N. Sertier, 2006)

NOTA :

Ce procédé ne s’applique pas dans le cas de couches épaisses de tourbes, les risques de rupture

par cisaillement étant alors trop importants.

Dans le cas d’inclusion « molles », ces colonnes améliorent les caractéristiques du sol et

reportent les contraintes sur la couche dure.

Dimensionnement

Le diamètre des colonnes varie de 60 à 120 cm :

Le dimensionnement des colonnes ballastées prend en compte trois modes de

ruptures

par expansion latérale : hauteur diamètre ;

par cisaillement généralisé : sols peu cohérents, tourbe, hauteurs importantes ;

par poinçonnement, colonne flottante : substratum non atteint, portance du sol

insuffisante.

La contrainte admissible sur une section théorique de colonne doit être inférieure à 2 fois

l’étreinte latérale du sol encaissant et à 0,8 MPa. La force portante d’une colonne est généralement

comprise entre 200 et 300 kN,(N. Sertier, 2006).

Figure II.19 Champ d’application du procédé de colonnes ballastées



24

Mise en œuvre

La mise en œuvre des colonnes ballastées peut être réalisée :

par vibro-flottation, avec aiguille pleine (fig. 20) ;

par tube vibro-foncé + trépan (fig. 21) ;

par vibreur à sas.

Les caractéristiques de mise en œuvre sont données dans le tableau 2.

La description d’un cycle de mise en œuvre de colonnes ballastées est présentée sur la figure 22.

Figure II.20 Réalisation de colonnes

par vibro-flottation

Figure II.21 Réalisation de colonnes

par tube vibré

Tableau II.2 Contraintes induites par le matériel nécessaire à la réalisation des colonnes ballastées

Figure II.22 Etapes d’un cycle de mise en

œuvre de colonnes ballastées



25

Contrôle qualité

Il comprend les étapes suivantes :

contrôle des paramètres de mise en œuvre ;

volume de ballast injecté,

énergie de vibration,

profondeur maximale.

contrôle des caractéristiques des colonnes au pénétromètre (éventuellement entre

colonnes) ;

essai de chargement des colonnes.


Le tableau 1 (page 20) présente une synthèse des avantages et inconvénients des dispositions de


NOTA :

La profondeur de traitement de cette technique est couramment 15 m.

Pour un taux de ballastage ≈ 20 %, les tassements sont diminués de moitié : T = Ti/2 (avec Ti

tassement du sol d’assise sans exécution des colonnes ballastées).

Le caractère drainant est surtout effectif pour les forts diamètres et les maillages serrés.

Il n’y a pas ou très peu de déblais à évacuer.

Cependant, le ballast utilisé est cher.

Cette technique, assez onéreuse, est bien adaptée aux surfaces réduites ou aux zones de

transitions entre point dur et remblai courant : culées d’ouvrages d’art par exemple.

La mise en œuvre de ce procédé doit être réalisée par une entreprise spécialisée.

En outre, le suivi et l’interprétation en continu des paramètres cités ci-avant permettront :

la validation des hypothèses de l’étude ;

d’adapter éventuellement le projet ;

de maîtriser les quantités à mettre en œuvre ;

de mieux assurer la gestion, l’exploitation de l’ouvrage en service et de mieux

appréhender les éventuels désordres.

CHAPITRE III

NOTIONS SUR LES ARGILES

GONFLANTES


THEME :





CHAPITRE III - NOTIONS SUR LES ARGILES GONFLANTES Mémoire de Master en Géotechnique

27

CHAPITRE III

NOTIONS SUR LES ARGILES GONFLANTES

III. 1 - Introduction

Les sols argileux sont constitués de minéraux varient dont l’affinité à l’eau dépend de plusieurs

paramètres, entre autre la structure minéralogique. Quand ils sont humidifiés à partir d'un état sec, ils

subissent des gonflements dus d’une part, à l'absorption des molécules d'eau sur la surface extérieure

des particules et d’autre part, à la pénétration des molécules d'eau entre les feuillets dont,

l'empilement constitue les particules d'argile. Ce gonflement des argiles dépend des conditions de

l'état de compacité du sol et des conditions hydriques. Inversement, si la quantité d'eau diminue dans

le sol, il subit une diminution de volume relativement importante. Ceci provoque en particulier le

développement d'un réseau de fissures dû au retrait/gonflement en surface.

Ces phénomènes de gonflement et de retrait sont à l'origine de nombreux désordres tant pour

les constructions en surface (bâtiments, ouvrages de soutènement, remblais) que pour les ouvrages

enterrés (tunnels, pieux).

Le gonflement est un problème complexe qui touche plusieurs pays tels que l'Afrique du sud,

l'Algérie, l'Arabie Saoudite.

III. 2 - Caractéristiques des argiles gonflantes

Les argiles sont des sols très sensibles à d'eau. Elles sont à l'origine de nombreux désordres

dans les constructions. Elles peuvent être classées en deux grandes catégories :

Argiles plastiques : indurées et très déformables.

Argiles raides : indurées et présentent un comportement plus fragile que de la

limite d'élasticité. Ceci à cause de la présence des carbonates et du quart

microscopique.

Les argiles sont formées par l'assemblage de particules de taille inférieure à 2 µm chargées

négativement comme la Smectite, l’Illite et la Kaolinite. La présence de tels minéraux rend l'argile

fortement sensible aux molécules polaires d'eau. (Djaani et Benmansour 2011).



28

III. 2. 1 - Structure moléculaire microscopique des argiles

Le feuillet élémentaire se compose d'un empilement de 2 ou 3 unités de base. Les liens covalents

et les liaisons ioniques assurent l'assemblage des feuillets élémentaires.

Les forces de liaison entre feuillets sont principalement :

forces d'attraction moléculaires de qui sont des liaisons faibles

liaisons hydrogènes qui apparaissent avec des atomes fortement électronégatifs,

comme l'oxygène.

substitutions isomorphes qui consistent en le remplacement de certains cations

constitutifs du réseau cristallin par d'autres de moindre valence. Ce dernier phénomène

crée des déficits de charge qui affaiblissent les forces ioniques de liaison entre les feuillets

(remplacement d'un ion Si4+

par in ion Al3+

dans la couche octaédrique d'aluminium).

Les particules sont donc soumises à un ensemble de forces d'attraction et de répulsion qui varient

avec la teneur en eau et dépendent des substitutions isomorphes. Malgré la simplicité apparente de la

structure des argiles, on en compte un grand nombre d'espèces, qui se distinguent par les défauts liés

aux substitutions isomorphes au moment de la formation.

Trois types d'argile sont couramment rencontrés : la Kaolinite, la Montmorillonite et l'Illite.

(Mazouz 2010).

III. 2. 1. 1 - Kaolinite : (Si4O10) Al4 (OH)8

C’est un empilement de feuillet double tétraédrique et octaédrique. Les liaisons sont dues à H+

et à des valences secondaires elles sont fermes. La kaolinite résulte d’une altération en climat chaud et

humide ces caractéristiques sont relativement peu influencées par l’eau. (fig. 1).

Figure III.1 Structure élémentaire de la Kaolinite (Mazouz 2010)

Si

Si

Si

Si

Al/Mg

Al/Mg

H2O

Liaisons

faibles

Si

Si

Al/Mg 10 A Liaisons

fortes

A) B)



29

III. 2. 1. 2 - Montmorillonite : (OH)4 Si8 (Al3+

10/3, Mg2/3) O20, n H2O (6)

C’est un empilement de feuillets triples composés d’un feuillet octaédrique compris entre deux

feuillets tétraédriques. La liaison entre les tris couches se fait par des valences secondaires et des

liaisons ioniques elle est très faible et l’eau peut entrer entre les feuillets triples et causer ainsi un

gonflement. (fig. 2).

Figure III.2 Structure élémentaire de la Montmorillonite (Mazouz 2010)

III. 2. 1. 3 - Illite : (K,H2O)2 Si8 (Al,Fe,Mg)4,6 O20 (OH)4

Formée des mêmes feuillets triples que la montmorillonite mais solidarisés avec des (ions K+)

fermement, L’illite n’est pas gonflante. Elle provient de l’altération des sols des régions arides et aussi

tempérées, Sa susceptibilité à l’eau est entre celle de kaolinite et de la montmorillonite. (fig. 3).

Figure III.3 Structure élémentaire de L’Illite (Mazouz 2010)

III. 3 - Mécanismes de gonflement

Les matériaux susceptibles de gonfler sous l'action de l'eau sont les sols argileux naturels, les

marnes, les roches argileuses et les roches composées d'anhydrite. Le processus de gonflement du taux

d’absorption de l’eau. Il met en jeu séparément ou de façon combinée des phénomènes physico-

chimiques et mécaniques variés. Il dépend aussi de la texture du matériau. C’est-à-dire de

l'organisation des plaquettes entre elles. (Ejjaaouani 2008).

Si/Al

Al/Mg/Fe Ions K+ établissant une liaison assez forte entre les feuillets

10 A

Si/Al

Si/Al

Al/Mg/Fe

Si/Al



30

III. 4 - Causes et conséquences du gonflement

Les argiles gonflantes se trouvent dans des régions arides ou semi-arides et dans des zones

tempérées. Ces sols sont toujours dans un état sec ou très peu humide du fait de la position de la nappe

phréatique. Dans certaines régions on assiste à deux saisons bien distinctes, l’une pluvieuse et l’autre

sèche. En période sèche le matériau se fissure et présente des polyèdres (Djaani et Benmansour 2011).

Dans de nombreux pays du monde, le gonflement est à l’origine de fréquents désordres des

ouvrages légers. Aux Etats-Unis d’Amérique les dommages provoqués par le gonflement des sols

présentent un coût supérieur à celui de toutes les catastrophes naturelles. En Algérie l’urbanisation de

certains quartiers des villes et la construction des routes se heurtent aux problèmes que pose le

phénomène de gonflement.

III. 4. 1 - Causes du gonflement

Pour que le gonflement d’un sol se produise, il faut que des « minéraux expansifs » puissent

entrer en contact avec de l’eau. En effet toutes les observations ayant portées sur les conséquences

présumées du gonflement d’un sol, qu’il s’agisse de la construction de tunnels, d’habitats ou de

voiries, ont abouti à la formation de cette équation :

Minéraux expansifs + eau = gonflement

Quand un ouvrage est mis en contact avec des terrains expansifs, les désordres qui peuvent

l’affecter ou après sa construction et qui sont attribués au caractère gonflant des terrains encaissants

résultent d’un changement de teneur eu eau de ces terrains et trouvent généralement leur origine dans

l’une ou l’autre des causes suivantes :

L'ouvrage est construit dans une région à saison constatées (saison sèche - saison humide,

en région tropicale par exemple). La méthode d’exécution ou de confortement de l’ouvrage utilisant l’eau.

Lors des travaux de construction d’un tunnel par exemple, la ventilation est supprimée, ce

qui a pour effet d’augmenter la teneur en eau de l’air ambiant.

Des canalisations sont rompues ce qui fait que l’eau s’infiltre dans les terrains gonflants.

La construction d’un ouvrage proche perturbe l’écoulement des eaux souterraines.

Des travaux de drainage contribuent au retrait des sols gonflants.

Des mesures d’imperméabilisation ne sont pas prises, ce qui contribue à rendre les terrains

sensibles aux variations saisonnières (alternance saison sèche - saison humide).



31

III. 4. 2 - Conséquences du gonflement

Les désordres provoques par le gonflement affectent généralement les constructions apportant de

faible contrainte sur le sol support. La pathologie dépend du type d’ouvrage.

III. 4. 2. 1 - Cas des bâtiments

Les bâtiments, et particulièrement les maisons individuelles construits sans précautions sur sols

gonflants, présentent souvent des figures de dégradation telles que fissures des murs porteurs, voire des

murs de remplissage, bombement de l’éventuel radié… qui conduisent parfois à l’instabilité générale

du bâtiment par rupture ou déboisement de ses éléments porteurs.

Ces désordres résultent du caractère différentiel que prennent les mouvements du sol de

fondation (terrassement ou gonflement) sollicitant la structure en flexion ou en cisaillement (fig. 4).

Ces différences relatives de mouvement proviennent par ailleurs de l’hétérogénéité des sols de

fondation, de celle des forces appliquées par la structure sur le sol, ainsi que des perturbations

hydriques que le bâtiment peut engendrer (Ejjaaouani 2008). Les dégâts causés aux structures des

bâtiments reposant sur des sols gonflants aux U.S.A (1976) ont été chiffrés à environ 2,25 milliards de

dollars. La figure 4 illustre différent type de dégâts causés à un bâtiment qui repose sur un sol sujet au

gonflement ou au retrait.

Figure III.4 Formes et Directions de Fissuration, (Ejjaaouani 2008)

(Bâtiment reposant sur un sol sujet au gonflement ou au retrait)

III. 4. 2. 2 - Cas des voiries et réseaux divers

Les dommages touchent également les voiries et réseaux divers. Les réseaux de drainage

peuvent par exemple subir des inversions de pente qui provoquent le débordement des drains

alimentant de cette façon le phénomène de gonflement.



32

Les routes non conçues pour les sols gonflants peuvent facilement être détruites par

enchaînement des phénomènes d’évaporation de l’eau, de retrait des sols, de fissuration d’infiltration

de l’eau a travers les fissures, puis de gonflement plus en profondeur.

III. 4. 2. 3 - Cas des chaussées

Le gonflement peut provoquer des désordres importants à la structure de la chaussée.

Ce phénomène est causé par des variations de teneur en eau du sous sol. Il peut être attribue au climat

et à la surcharge. D’autres auteurs signalent que sur les routes d’importance moyenne en Grèce malgré

le renouvellement d’asphalte il ya apparition de divers type de fissures. Les désordres subits par la

chaussée se résument (fig. 5).

Figure III.5 Dégradations de chaussées (Ejjaaouani 2008)

III. 5 - Nature et manifestation du gonflement

Mouvements de terrain différentiels provoqués par des variations de volume de certains

minéraux de la phase argileuse, soumis à des variations de teneur en eau.

Concernent uniquement des sols argileux avec une ampleur particulière en présence de

minéraux gonflants.

En climat tempéré, phénomène consécutif surtout aux périodes de sécheresse (lié à

l'évapotranspiration).

Se manifestent surtout sur des constructions individuelles légères, peu profondément

ancrées.

C'est un risque naturel qui coûte très cher à la collectivité mais qu'on peut facilement prévenir

sans limiter la constructibilité des secteurs concernés.

III. 5. 1 - Facteurs influençant l’apparition du gonflement

Un sol d'assise de fondation est toujours un mélange de différents constituants. Un sol argileux

contient au moins 30% d'argiles (éléments fins < 2µm à structure).

Toutes les argiles sont sujettes au retrait-gonflement (gonflement inter-particulaire, lié à

l'adsorption d'eau entre les micro-agrégats de feuillets et dépendant de l'état de consolidation)

mais certaines le sont beaucoup plus que d'autres (gonflement intra-cristallin, lié à la surface des

feuillets élémentaires concerne surtout les smectites et les interstratifiés).



33

Une formation géologique sera d'autant plus sujette au retrait-gonflement qu'elle est riche

en argiles (proportion, épaisseur et continuité des bancs argileux) et que sa phase argileuse est

riche en minéraux gonflants.

III. 5. 2 - Eléments intervenant au gonflement

III. 5. 2. 1 - Hydrogéologie

Une nappe pérenne peu profonde de limite la succion.

Un rabattement temporaire accentue la dessiccation en surface.

Rôle des nappes alluviales et des nappes perchées temporaires.

III. 5. 2. 2 - Topographie

Accentuation de la dessiccation sur les versants au midi.

Ancrage souvent insuffisant coté aval.

Rôle de barrière hydraulique des fondations coté amont.

III. 5. 2. 3 - Actions anthropiques

Modification des écoulements,

Imperméabilisation des sols,

Drainage ou fuite de réseaux,

Pompages,

Sources de chaleur enterrées,

Plantations d'arbres, Défaut de fondation et/ou de structure.

III. 6 - Techniques d’amélioration d’argiles gonflantes

III. 6. 1 - Introduction

Le gonflement des sols argileux est un phénomène très complexe qui fait intervenir un grand

nombre de paramètres intrinsèques et environnants. La complexité du phénomène est due

principalement à la structure minéralogique de l’argile (mélange d’illites et montmorillonites).

Afin de remédier à ses conséquences, plusieurs chercheurs ont étudié des modalités de

stabilisation.

Des stabilisations physico-chimiques sont employées surtout pour des sols contenant une

certaine quantité d’argile. Ils ont pour effet de réagir avec la fraction argileuse et de modifier leur

environnement chimique et sa structure minéralogique.

Parmi les stabilisations les plus couramment utilisées on distingue :

Stabilisation à la chaux ;

Stabilisation au ciment.



34

III. 6. 2 - La chaux

La chaux est à la fois le liant minéral majeur de l’histoire de la construction et l’un des produits

minéraux les plus utilisés depuis le début de la première industrie. Avant la chaux, le plâtre, fût la

première cuite pour réaliser des constructions dès l’Ancien empire de l’époque pharaonique. Puis, les

mélanges avec des matériaux carbonatés apparurent.

Il est observé d’après des recherches que par l'ajout de 2% à 8% de chaux à un sol expansif

diminue visiblement le potentiel de gonflement de celui-ci.

De part, l’affinité à l’eau de la chaux, une grande partie d’eau existante dans le sol peut être

absorbée par celle-ci, ce qui contribue largement à la réduction du potentiel de gonflement.

Par ailleurs, des travaux effectués sur le compactage des sols attestent que le poids volumique à

l’optimum Proctor est souvent augmenté lorsqu’une faible quantité de chaux est ajoutée.

Dans le projet de réalisation de l’aéroport de Dallas (USA) le sol a été stabilisé par ajout de

chaux. La couche traitée est épaisse de 2.5 m à 5 m. Le potentiel de gonflement du sol, de l'ordre de

10%, fût diminué pour des valeurs satisfaisantes. Cette même technique a été utilisée dans la

réalisation d’autoroutes aux USA. Des études élaborées montrent que, parfois, l'ajout de chaux au sol

expansif contenant des proportions notables (> 3%) en gypse ou en sulfate peut occasionner un

soulèvement au lieu d'une stabilisation rapportent que la chaux est l'unique matériau de stabilisation à

base de calcium qui peut occasionner des réactions expansives en contact du sulfate (Mazouz 2010).

Le gonflement est d'autant plus visible que la température est basse. Aussi, en présence d'eau, le

sulfate ou le gypse se combine au calcium (Ca) et à l'alumine (Al2O3) de l'argile. Cette combinaison

forme la thaumasite et l'ettringite, et provoque des expansions assez spectaculaires (Mazouz 2010).

De ce fait, le traitement d’un sol expansif à la chaux doit faire objet d’une analyse de faisabilité

et de mise en œuvre soigneusement menée. Compte tenu de la rapidité de prise du ciment

comparativement à la chaux, un mélange approprié de cette dernière par un ciment résistant aux

sulfates permet d’accélérer la stabilisation du sol (Mazouz 2010).

Mazouz (2010) rapporte que la chaux réduit visiblement l’indice de plasticité du sol et augmente

la limite de retrait de la montmorillonite.

Djaani et Benmansour (2011) atteste que l’ajout de la chaux permet l’augmentation des résultats

CBR des sols gonflants et constate une augmentation du module de Young du sol de 0,3MN/m² à

4,4MN/m² lorsque celui-ci est traité à la chaux. Mazouz (2010) constate une augmentation rapide et

significative du module de Young d’une argile traitée à la chaux. Le pourcentage de chaux ajouté eau

sol traité est de 2% à 4%.

Par ailleurs, la technique de traitement à la chaux ne donne pas de résultats satisfaisants dans les

régions où les cycles humidification/séchage peuvent avoir lieu.



35

Les mêmes auteurs ajoutent que l’ajout d’un faible pourcentage de cendres volantes peut

contribuer dans l’amélioration des résultats, cependant ces résultats doivent faire objet d’une analyse

approfondie.

En fait, le traitement superficiel du sol à la chaux réduit le potentiel de gonflement. Cependant il

ne constitue pas une imperméabilisation Djaani et Benmansour (2011).

Les chaux existantes dans le commerce sont de deux types : chaux vive et chaux éteinte. Dans sa

forme naturelle, la chaux est vive (CaO). Celle-ci peut aussi être rencontrée sous une forme appelée

dolomite de chaux (CaO+MgO). La chaux éteinte est obtenue par hydratation de la chaux vive.

L’expression ci-dessous en montre la réaction chimique. Trois types de chaux sont industriellement

productibles : la chaux hydratée (Ca(OH)2), la chaux dolomitique hydratée (Ca(OH2)+MgO) et la

chaux dolomitique hydratée double (Ca(OH)2+Mg (OH)2).

CaO + H2O Ca (OH)2 + Chaleur

Chaux vive + eau Chaux éteinte + Chaleur

D’une autre part, l’utilisation de la chaux vive donne des résultats de stabilisation des sols

gonflants meilleurs que ceux de la chaux éteinte. La différence entre les effets des deux chaux est

attribuée à l’échange des cations Ca2+

plus abondants dans le cas de la chaux vive.

Les essais antérieurs montrent que l’ajout de 1% de chaux vive à un sol réagit avec 6% à 8%

d’eau contenue dans ce dernier.

Lorsque la chaux est introduite à un sol, elle peut réagir non seulement avec l’eau, mais aussi

avec les autres constituants du sol. Le processus de réaction de la chaux (vive ou éteinte) avec le sol

dépend de la composition chimique du sol, du pourcentage de chaux ajoutée, de la température et de la

durée de réaction. Ce processus de réaction influera sur la fermeté du sol, la résistance de celui-ci et

stabilité. Il est remarqué que les montmorillonites réagissent avec la chaux de façon plus rapide que les

kaolinites et les illites.

III. 6. 2. 1 - Différents types de la chaux

La chaux est obtenue par calcination d’un calcaire (celui-ci représente 20% de la couche

terrestre), selon la nature du calcaire utilisé, la cuisson permet la fabrication de plusieurs types de

chaux :

chaux aérienne provenant d’un calcaire pur.

chaux magnésienne provenant d’un mélange de calcaire et de carbonate de magnésium.

chaux hydraulique provenant d’un calcaire argileux (Djaani et Benmansour 2011).

Les chaux utilisées en technique routière sont essentiellement les chaux aériennes Elles se

présentement sous deux formes :

chaux vive

chaux éteinte



36

III. 6. 3 - But de la stabilisation

1. Réduire le volume des vides entre les particules solides (augmenter la compacité);

2. Colmater les vides que l’on ne peut supprimer ;

3. Créer des liens et améliorer les liaisons existantes entre particules (résistance mécanique).

Ces trois objectifs permettent d’améliorer la résistance mécanique, et de diminuer la Sensibilité

à l’eau. (Djaani et Benmansour 2011).

Tableau III.1 Avantages et inconvénients des techniques

de stabilisation couramment utilisées (Djaani et benmansour 2011)

Techniques Procédés Avantages Inconvénients

Stabilisation

mécanique

Compactage Le compactage est le

plus économique.

Réduire le potentiel

expansif.

Il faut une grande quantité d’eau.

(compacter au-dessus de l’optimum avec

une n élevée).

Substitution / L’épaisseur de la couche.

Disponibilité du matériau

Préhumidification / Le temps de l’opération.

La distribution uniforme de n

Amélioration

par

congélation

Circulation d’un

fluide froid azote

liquide) dans des

tubes

Lorsqu’aucune solution

n’est possible. La réalisée le plus rapidement possible.

Il faut tenir compte de la

Déstabilisation du massif de sol au dégel.

Stabilisation

thermique

Stabilisation

chimique

(Par ajout de

matériaux)

Augmenter la

Température

Sels

Ciment

Chaux

Réduire la répulsion

électrique entre les particules. Très coûteuse.

Augmenter la

concentration ionique de l’eau

libre.

Réduire le phénomène

d’échange.

Le choix d’un type, de dosage et de la

méthode d’addition d’un produit. (Valence

et rayon du cation).

Augmenter la résistance.

Diminuer la plasticité.

Réduire le potentiel de

variation de volume.

Augmenter la limite de

retrait.

Utilisation d’un dosage important.

Diminuer la plasticité, la

densité sèche et la pression du

gonflement.

Augmenter la résistance

et opt.

Utilisation d’un faible

dosage.

Carbonatation de la chaux.



37

III. 6. 4 - Méthode d’utilisation de la chaux dans le traitement du sol

Il existe plusieurs méthodes utilisées dans le traitement de sol gonflant par ajout de la chaux :

malaxage en place, technique d'injection, colonnes de chaux ...etc (Djaani et Benmansour 2011).

III. 6. 4. 1 - Malaxage en place

Le malaxage à lieu soit dans une installation annexe, soit en couche étalée. Ce procédé comprend

notamment la fourniture de chaux (et éventuellement de ciment) et la mise en œuvre (scarification,

épandage, nivellement et compactage).

Figure III.6 Traitement par Malaxage (Djaani et Benmansour 2011)

III. 6. 4. 2 - Technique d’injection

Le procédé de traitement par injection est utilisé en surface et en profondeur.

Figure III.7 Traitement par injection (Djaani et Benmansour 2011)

D’une manière générale, le traitement en installation annexe présente les avantages suivants :

homogénéité du mélange;

réduction des émissions de poussière;



38

III. 6. 5 - Conclusion

D’après les conséquences des sols expansifs sur l’ouvrage géotechnique en surface et souterrain,

plusieurs chercheurs ont étudié la stabilisation des sols expansifs. Ces différentes recherches

s’orientent sur les ajouts qui minimisent le potentiel de gonflement et la pression de gonflement.

La stabilisation des sols argileux a été étudiée par un grand nombre de chercheurs. Beaucoup de

méthodes et d'appareillages ont été mis au point, pour connaître l'influence d'une solution ou d'un

produit sur la stabilisation d'un sol argileux. Quelques exemples sont cités concernant l'utilisation de

produits chimiques servant à la stabilisation des sols argileux (Hachichi et al).

Le choix des techniques de stabilisation les plus utilisées dépend de plusieurs paramètres tels que :

les considérations économiques ;

la nature du sol à traiter ;

la durée de l’opération ;

la disponibilité des matériaux à utiliser ainsi que

les conditions de l’environnement.

CHAPITRE IV

SIMULATION PARAMETRIQUE

DU COMPORTEMENT DES

REMBLAIS


THEME :





CHAPITRE IV - SIMULATION PARAMETRIQUE DU COMPORTEMENT DES REMBLAIS Mémoire de Master en Géotechnique

40

CHAPITRE IV

SIMULATION PARAMETRIQUE DU COMPORTEMENT DES REMBLAIS

IV. 1 - Eléments finis et la géotechnique

Aujourd’hui, la problématique déterminante lors de la conception ou la vérification d’un ouvrage

est liée non seulement au dimensionnement de celui-ci, mais aussi aux déformations engendrées par sa

mise en service ou sa réfection dont les nuisances associées ne sont plus admises par les collectivités

publiques ou les riverains du projet. La méthode des éléments finis est la seule permettant l’estimation

a priori de ces déformations. Il est néanmoins nécessaire d’avoir recours à des modèles constitutifs

adaptés afin de les évaluer de manière correcte.

Au début des années 1980, la rencontre de la méthode des éléments finis (qui arrive a maturité),

des théories plastiques appliquées aux sols avec plusieurs ouvrages de W.F.Chen, de techniques

algorithmiques appropriées (Simo & Hughes) et l'apparition des ordinateurs personnels vont provoquer

la migration vers des logiciels jusqu'alors confinés aux "mainframes" (superordinateurs), et l'apparition

de logiciels-métiers dédiés à la géomécanique. En font partie: FLAC (P. Cundall, en différences

finies), ZSOIL (Th. Zimmermann), ELFEN (Swansea), PLAXIS (P. Vermeer), DIANA (R. de Borst),

tous encore largement utilisés aujourd'hui.

IV. 2 - Présentation du logiciel PLAXIS

Le logiciel PLAXIS est un programme d’éléments finis conçu au départ pour les problèmes en

deux dimensions (2D) puis étendu à ceux de trois dimensions (3D) spécialement conçu pour réaliser

des analyses de déformation et de stabilité pour plusieurs modes d’applications géotechniques. Les

situations réelles peuvent être représentées par un modèle plan ou axisymétrique. Le modèle utilise une

interface graphique pratique permettant aux utilisateurs de générer rapidement un modèle géométrique

et un maillage d’éléments finis basés sur la coupe verticale de l’ouvrage à étudier. Les utilisateurs sont

supposés être capables de travailler dans un environnement Windows. Pour se familiariser rapidement

avec l’utilisation de cette interface et avec les caractéristiques principales du logiciel, l'utilisateur est

invité à s’exercer grâce aux exemples de calculs décrits dans le Tutorial Manuel.

IV. 3 - Description du projet

L’évolution de la demande en transport générée par le développement et l’extension du tissu

urbain dans la wilaya de Tébessa a conduit à la nécessité de concevoir de nouvelles routes ; c’est dans

ce contexte que l’évitement de la ville de Tébessa a été réalisé sur 16 Km 665 m pouvant jouer le rôle

d’un périphérique interurbain en prenant en charge le trafic de transit.



41

L’analyse des données d’ordre géologique, hydrogéologique, et géotechniques, a permis de

formuler les recommandations adéquates relatives au volet de construction des remblais du corps de la

chaussées.

IV. 4 - Description du tronçon routier

Le tracé de l’évitement de Tébessa se situe entièrement dans la ville. Il débute à son extrémité

ouest sur la RN10, s’achemine vers l’est en traversant la voie ferrée au PK 04+060 et franchit des

oueds aux PK 04+600 et 14+133 par des ouvrages d’art (fig. 1).

Trois carrefours plans ont été aménagés à son croisement avec :

La RN16 reliant Tébessa à Annaba au PK 4+735.

La RN10 reliant Tébessa à Constantine au PK 166.

La RN82 reliant Tébessa à Ouenza au PK 11+250.

L’étude des fondations des ouvrages d’art et de la stabilité des remblais importants a été élaborée

sur la base des résultats des essais appropriés.

IV. 4. 1 - Situation

La ville de Tébessa (chef-lieu de wilaya) est située au nord du Djebel Doukkane et à 830 m

d'altitude. Le climat dans cette région est de type continental avec des étés lourds et secs et des hivers

très froids et humides; les précipitations annuelles sont estimées entre 350 mm, et 400 mm d'où son

classement dans la zone climatique II.

IV. 4. 2 - Géologie locale

En se référant à la carte géologique au de Tébessa, la quasi-totalité du couloir du présent projet

traverse la plaine alluviale de la Merdja. Les formations superficielles attribuées au Quaternaire sont

représentées par des :

alluvions actuelles;

alluvions récentes limoneuses;

alluvions anciennes argileuses.

Cette plaine est drainée par de nombreux oueds, en particulier l'oued El Kebir et l'Oued Chabro

(haut cours de l'oued Kseub). Ces Oueds très encaissés laissent parfois apparaître les éléments

supérieurs de la série Plio-Quaternaire : argiles rouges.



42

Figure IV.1 Vue aérienne du projet de l’évitement de la ville de Tébessa



43

IV. 4. 3 - Hydrogéologie

Le sol est pour l'essentiel constitué d'argiles brunâtres, de limons argileux et d'argile limoneuse

brunâtre. Ces formations riches en fines sont peu perméables, favorisant ainsi la stagnation des eaux

météoriques.

Ajouté à cela, le site du projet est suffisamment drainé par le réseau hydrographique naturel, et

présente une faible déclivité. Le tracé étant de direction sensiblement Est-Ouest et perpendiculaire aux

écoulements superficiels; tous ces facteurs d'ordre géomorphologiques et climatiques accentueraient le

risque d'inondation.

Un drainage adéquat des eaux superficielles s'été avéré donc nécessaire pour assurer la pérennité

de l’infrastructure routière. Par conséquent, des ouvrages d'assainissement (buses et dalots) ont été

réalisés sur les écoulements; de plus, il fallait prévoir une forme de pente pour l'écoulement normal des

eaux de ruissellement.

IV. 5 - Caractéristiques géotechniques

IV. 5. 1 - Reconnaissances in situ

En vue des prélèvements d'échantillons remaniés pour des essais routiers en laboratoire (47)

puits ont été creusés à des profondeurs variant entre 2 m et 3 m.

IV. 5. 2 - Essais de laboratoire

Les échantillons remaniés prélevés des puits de reconnaissance ont été soumis aux différents

essais de laboratoire menés comme suit :

a. Essais d'identification :

Teneur en eau naturelle

Densité sèche d

Degré se saturation Sr

Densité humide h

Analyses granulornétriques

Limites d'Atterberg (l et IP)

Equivalent de sable ES

Valeurs de bleu de Méthylène

Analyses chimiques sommaires (% en carbonates).

b. Essais mécaniques de terrassement :

Essais Proctor "modifié".

Essais CBR "imbibé à 4 jours”.

Les reconnaissances décrites ci-dessus ont été principalement orientées pour rechercher les

conditions du sol le long du tracé dans le but de caractériser les terrassements et pour permettre le

dimensionnement de la chaussée.



44

Les résultats des essais physiques et mécaniques de laboratoire sont consignés dans le tableau 1 présenté ci-dessous.

Tableau IV.1 Interprétations des résultats des essais routiers en laboratoire issues des puits creusés à des profondeurs variant entre 2 m et 3 m

Nature du sol

Classification G.T.R

Teneur en eau

e (%)

Densité sèche

d (t/m3)

Densité humide

h (t/m3)

Degré

de saturation

Sr (%)

Teneur en CaC03 (%)

Valeur au bleu

de méthylène

VBS

Equival

de sable

ES (%)

Limites

D’Atterberg

Proctor

modifié I.CBR

95% Interprétation

l (%) optm

(%)

d optm

(%) IP (%)

Argile

brunâtre

Classe A

S/CL A3

10,51 à

15,80

1,50 à

1,87

1,75 à

2,04

50 à

78

47,11 à

58,46

5,83 à

8,67

- 44 à

58

34 à

37

16 à

18

1,85 4,36

à

4,47

Teneur en eau élevée

Très plastique

Portance médiocre Matériau non réutilisable

Limons

argileux noirâtres

Classe A

S/CL A3

18,07

à 19,42

1,51

à 1,58

1,82

à 1,93

70

à 81

47,69

à 51,38

7,30

à 7,90

-

62

à 64

36

à 39

20 1,66 8

Teneur en eau élevée Très plastique

Faible portance

Matériau non réutilisable

Argile

limoneuse

brunâtre

Classe A S/CL A3

12,34

à

17,66

1,62

à

1,73

1,86

à

1,99

56

à

76

44,62

à

64,36

5,67

à

7,26

-

45

à

59

27

à

38

16 1,94

14,20

à

16,60


Plastique Portance moyenne


Marne

jaunâtre

à grisâtre

Classe A S/CL A3

17,12 1,72 2,01 81 61,98 6,83 - 62 42 14 1,87 3,96


Très plastique Portance médiocre


Marne limoneuse

jaunâtre

Classe A

S/CL A3 13,40 1,73 1,98 64 45,45 5,83 - 48 31 14 1,87 3,91


Plastique

Portance médiocre Matériau non réutilisable

Tufs

argileux rougeâtres

Classe A

S/CL A2 12 - - - 47,69 5,30 8 38 23 16 1,85 7

Teneur en eau élevée Plastique

Faible portance


TVN caillouteux

Classe A S/CL C1 A1

5

à

9,53

- - -

56,20

à

86,15

1,17

à

3,67

13,18

à

29,73

31

à

45

14

à

22

8

à

16

1,94

à

2,11

16,60

à

36,11

Teneur en eau faible Moyennement plastique

Bonne portance

Densité optm élevée Bon matériau de remblai



45

IV. 6 - Terrassement

IV. 6. 1 - Présentation et orientation des travaux

En termes d'opération de terrassement, le tracé de l'évitement de la ville de Tébessa se trouve en

remblai sur toute sa longueur. Les hauteurs à l'axe varient en moyenne entre 2 m et 5 m.

Le sol de fondation de la chaussée choisi est un Tout Venant Concassé (TVC).

Ce matériau devrait être de bonne qualité, assurant un CBR adéquat, compacté par couches

minces successives de 25 cm à 30 cm d'épaisseur.

Pour assurer les conditions de stabilité du remblai, on maintiendra une pente du talus latéral de 2

horizontal pour 1 vertical (2H : 1V).

IV. 6. 2 - Corps de chaussée

D'après le catalogue de dimensionnement des chaussées neuves de l’Organisme National du

Contrôle Technique des Travaux Publics (CTTP) de l’année 2001, qui fait appel à certaines hypothèses

et données nous permettant de mieux appréhender le dimensionnement des chaussées soit en réseau

principal de niveau 1 (RP1) ou en réseau principal de niveau 2 (RP2), le dimensionnement des

structures de chaussées s'articule ainsi, sur les paramètres suivants ;

Les données de trafic poids lourds (TPL) ;

Le sol support de chaussée (classé à partir de la portance) ;

La durée de vie (20 ans), qui est fonction du réseau principal considéré;

Les données climatiques.

Détermination de la classe de trafic PL à l'année de mise en service (TPLi)

Taux d'accroissement i = 4%

Trafic à la mise en service (TJMA) = 9561 V/J

Volume PL (10% TJMA) = 956 PL/J

TPLi = 484 PL/j/sens

Classe de trafic : TPL4

La classe de trafic TPLi est déterminée à partir du trafic PL/ j /sens qui est compris entre 300 et

600 PL/ j/sens.

Type de réseau

réseau principal de niveau 1 (RP1) : trafic supérieur à 1500 véhicules/jours.

Classe de portance du sol support

Comme nous l'avons spécifié précédemment, le sol de fondation de la chaussée sera un remblai

composé de TVC.

La partie supérieure des terrassements (PST), d'environ 2 m d'épaisseur, doit être construite par

des matériaux de la classe S2, assurant un CBR minimal.de 10.



46

Le sol support de la classe S2 présente un ICBR compris entre 10 et 25, et un module de

Young E (MPa) variant entre 50 et 125. Le module E, est calculé à partir de la formule

empirique proposée dans le catalogue de dimensionnement des chaussées neuves du CTTP :

E (MPa) = 5 x ICBR

En se référant aux fiches techniques de dimensionnement du CTTP de l’année 2001 (fiche

structure grave bitume/grave non traité) et en tenant compte de tous les paramètres précités, la

structure de la chaussée de l'évitement de la ville de Tébessa est comme suit (fig. 2) :

Couche de roulement de : 06 cm en Béton Bitumineux (BB).

Couche de base de : 15 cm en Grave Bitume (GB).

Couche de fondation de : 35 cm en Grave Non Traitée (GNT)

Figure IV.2 Structure de la chaussée adoptée

Une bonne chaussée doit répondre aux critères suivants :

Un module élevé (bonne résistance mécanique ou bonne capacité à faire effet de dalle),

Une bonne résistance à la fatigue, c'est à dire une bonne résistance à la flexion et à la

traction dues aux passages de véhicules.

Une bonne résistance à l'orniérage, la chaussée ne devant pas évoluer sous les effets du

trafic.

IV. 7 - Essais d’investigation de stabilité des remblais importants au droit des ouvrages

d’arts

IV. 7. 1 - Sondages in situ

Le L.T.P.Est, a réalisé deux sondages de dix-sept (17) mètres de profondeur à l’aide d’une

sondeuse hydraulique Toredo, en vue d’établir la nature géologique de l’assiette et aussi de pouvoir

disposer d’une quantité suffisante d’échantillons remaniés et paraffinés pour la réalisation des essais au

laboratoire.

Couche variable en TVC



47

IV. 7. 2 - Essais au laboratoire

Les échantillons récupérés ont été soumis aux essais physico-mécaniques et chimiques

suivants :

Essais physiques

Identification physique;

Analyse granulométriques;

Limites d’Atterberg.

Essais mécaniques

Essais de cisaillement rectiligne à la boitte

Essai de compressibilité à l’œdomètre.

b) Essais chimiques

Détermination de la teneur en gypse ;

Détermination de la teneur en sulfate ;

Détermination de la teneur en carbonate ;

Détermination des insolubles.

IV. 8 - Interprétation des résultats

IV. 8. 1 - Sondages

La lithologie de l’assiette est formée généralement par des argiles marneuses brunâtres à

verdâtres surmontées par des argiles limoneuses brunâtres (fig. 3).

Profondeur (m) Description lithologique Ø OBS

0.00

0.60

7.00

17.00

Terre végétale.

Argile limoneuse brunâtre

Argile marneuse brunâtre grisâtre

Fo

rag

e n

on

des

tru

ctif

Ø 1

16

SO

ND

AG

E

Figure IV.3 Coupe lithologique du sondage



48

IV. 8. 2 - Essais mécaniques

c′ : Cohésion des terres c′ = 1,21 bar = 12,1 t/m² = 121 kN/m²

′ : Angle de frottement interne ′ = 10°

Tableau IV.2 Caractéristiques physiques et chimiques

PARAMETRES SONDAGE

PROFONDEUR (m) 0,60 -7,00 7,00 - 17,00

TENEUR EN EAU (%) 21,17 20,17

POIDS VOLUMIQUE SEC d (kN/m3) 16,10 16,90

DEGRE DE SATURATION Sr (%) 84 91

POIDS VOLUMIQUE HUMIDE h (kN/m3) 19,50 20,40

ANALYSE GRANULOMÉTRIE

5 mm 100 100

2 mm 98,60 98,80

0,080 mm 93,40 93,80

LIMITES D’ATTERBERG L (%) 39 40

IP (%) 23 26

CISAILLEMENT RECTILIGNE c′ (kPa) 121 121

′ (°) 10 10

CARACTERISTIQUES OEDOMETRIQUES

Pc (kPa) 200 200

Ct 0,215 0,215

Cg 0,064 0,064

ANALYSE CHIMIQUE

Insolubles 46,90 --

Gypse 2,4 --

Sulfate SO4-- 13.384,32 --

Carbonate Caco3 48,82 --

Degré d’agressivité Forte --



49

IV. 9 - Conception géotechnique du modèle PLAXIS

Pour les travaux de génie civil tels que les routes et les bâtiments, il est important de déterminer

les conditions du sol sous la structure. Ceci est important car le sol a besoin pour supporter les charges

attendues de la structure ci-dessus pour éviter l'effondrement.

IV. 9. 1 - Propriétés des matériaux de la structure

Concernant, les propriétés des matériaux constituant le remblai et la structure, nous avons choisi

plusieurs études dans ce domaine, (Mostafa Deep Hashem, Ahmed Mousa Abu-Baker, 2013).

Tableau IV.3 Caractéristiques des matériaux utilisés (Tommy C Hopkins and al)

Propriétés

des matériaux

Sols

saturés

A l’état

Sec

Angle de

frottement

interne

Cohésion Module

d’élasticité

Module

de Poisson

γsat (kN/m3)

γunsat

(kN/m3)

′ c′ (kPa) E (MPa)

Enrobés

(GB+BB) 25,00 24,00 45° 452 690 0,40

GNT (GC) 24,00 22,30 48° 35 240 0,35

TVC 23,70 22,00 48° 35 120 0,35

Figure IV.4 Coupe du model de calcul

IV. 9. 2 - Transformation des charges dynamiques du trafic routier en charges

statiques.

La charge à l'essieu est définie comme la charge que l'un essieu d'un véhicule des transferts à la

route. La charge d'essieu est étalée sur la route à partir d'une configuration à un seul ou à deux paires

de roues, en fonction de la conception du véhicule. Une charge d'essieu standard en Algérie est définie

comme étant un seul essieu portant une charge de 80 kN, (fig. 5).

H = 7 m + 5 m (selon la cas) (Argile gonflante)

H = 2 m, 5 m et 6 m variable (en TVC)

Couche de roulement : 06 cm en BB

Couche de base : 15 cm en GB

Couche de fondation : 35 cm en GNT

Trafic routier



50

La figure 6 ci-dessus illustre la façon dont la zone de contact à double pneus pourrait être

interprétée comme un grand cercle. La surface de contact totale du cercle contient les zones des pneus

ainsi que la zone située entre les duals. Un grand cercle donne un résultat plus approximatif dans les

calculs de deux cercles distincts (Huang, 2004).

L'équation (1) décrit la surface d'un pneu, où le Pd est la charge sur le pneu, et q est la pression

de contact, égale à la pression des pneus. La zone d'un cercle équivalent peut être calculée en utilisant

l'équation (2) :

L lors de l'insertion de l'équation (1) à (2), on obtient la surface totale d'un cercle équivalent :

80 kN

650 kPa

Figure IV.5 Un essieu standard transportant 80 kN avec une pression

de gonflage de 650 kPa (CTTP 2001)

Figure IV.6 Pneus à double zone de contact transformé en un cercle de rayon a (Huang, 2004)

2,00 m



51

avec :

: Charge sur pneus [en N] ;

: La pression de contact, la pression des pneus [en Pa];

: Distance entre les pneumatiques en configuration double [en m] ;

: Surface du cercle [en m2].

Transformation en charge répartie

La charge axiale est transmise aux roues et par conséquent la zone de contact des pneumatiques

doit être calculée pour déterminer la pression sur la plaque en raison de la charge.

Pour déterminer la pression qui est transférée sur le tapis, la charge est divisée par l’aire calculée

ci-dessus (Victor Gillholm & Isac Rosander, 2014) :

Dans notre cas on introduit une charge statique sur la meme surface d’un rectangle dont on doit

determiner sa longueur et sa largeur (fig. 7) :

donc : A = 47,4 cm et B = 32,6 cm.

- La charge introduite dans le calcul : Q = 258 x 1,2 (facteur dynamique)

Q = 309 kN/m2

Considérant la section du calcul du PLAXIS et de 1 m

- La charge finale dans le calcul : Q = 309 x 0,474 = 146 kN/ml

Q = 146 / 1 ml = 146 kN/m2

Figure IV.7 Zone de contact et zone rectangulaire équivalent d'un pneu. (Huang, 2004)

CHAPITRE V

ANALYSE ET INTERPRETATION

DES RESULTATS


THEME :





CHAPITRE V - ANALYSE ET INTERPRETATION DES RESULTATS Mémoire de Master en Géotechnique

53

CHAPITRE V

ANALYSE ET INTERPRETATION DES RESULTATS

V. 1 - Présentation des résultats de calculs obtenus par le logiciel PLAXIS

Les modèles de référence ont été pris comme base pour cette compagne de modélisation en 2

dimensions. Les résultats obtenus après analyse ont pour but l’observation et la déduction de

l’influence de certains paramètres sur le comportement du modèle et les résultats que PLAXIS fourni,

ainsi que l’évolution des résultats en fonction du changement des paramètres.

Afin d’identifier les paramètres influençant sur le comportement du remblai, nous avons choisi

plusieurs cas d’étude.

V. 1. 1 - Cas de remblai de 2 m de hauteur + la structure de chaussée de 56 cm

(Niveau de la nappe phréatique coïncide avec la côte du terrain naturel)

V. 1. 1. 1 - Dimensions du modèle

min. max.

X Y

0,000 0,000

64,480 9,560

H = 7 m

Position de la nappe phréatique



54

V. 1. 1. 2 - Paramètres des matériaux

Critère de rupture : Soft-Soil 1

Argile Gonflante

unsat [kN/m³] 16,10

sat [kN/m³] 19,50

kx [m/jour] 0,001

ky [m/jour] 0,001

einit [-] 1,00

ck [-] 1E15

[-] 0,047

[-] 0,028

c [kN/m²] 5,00

[°] 10,00

[°] 0,00

ur [-] 0,300

K0nc [-] 0,83

Rinter [-] 0,50

Interface de perméabilité Neutre

Critère de rupture : Mohr-Coulomb 2

Enrobés (GB+BB) 3

GNT(GC) 4

TVC

unsat [kN/m³] 24,00 22,30 22,00

sat [kN/m³] 25,00 24,00 23,70

kx [m/jour] 0,000 0,000 0,000

ky [m/jour] 0,000 0,000 0,000

einit [-] 0,500 0,500 0,500

ck [-] 1E15 1E15 1E15

Eref [kN/m²] 6,900E+05 2,500E+05 1,200E+05

′ [-] 0,400 0,350 0,350

Gref [kN/m²] 2,464E+05 9,259E+04 4,444E+04

Eoed [kN/m²] 1,479E+06 4,012E+05 1,926E+05

c′ref [kN/m²] 452,00 192,00 192,00

′ [°] 45,00 45,00 45,00

[°] 13,00 13,00 14,00

Einc [kN/m²/m] 0,00 0,00 0,00

yref [m] 0,000 0,000 0,000

cincrement [kN/m²/m] 0,00 0,00 0,00

Tstr. [kN/m²] 0,00 0,00 0,00

Rinter. [-] 1,00 1,00 1,00

Interface de perméabilité Neutre Neutre Neutre

V. 1. 1. 3 - Liste des phases

Phase N° Phase

du début Type de calcul Entrée de charge

1ère

Etape

Dernière

Etape

Décapage + TVC sur 30 cm 1 0 Plastic Staged construction 2 17

2 couches de 25 cm en TVC 2 1 Plastic Staged construction 18 24

+ 2 couches de 25 cm en TVC 3 2 Plastic Staged construction 25 30

Hauteur du remblai en TVC = 1,5 m 4 3 Plastic Staged construction 31 35

Hauteur du remblai en TVC = 2 m 5 4 Plastic Staged construction 36 40

H = 2 m + 35 cm en GNT 6 5 Plastic Staged construction 41 45

H = 2,35 m + 21 cm (GB+BB) + accot en TVC 7 6 Plastic Staged construction 46 49

H = 2,56 m avec Trafic routier 8 7 Plastic Staged construction 50 77

Stabilité 9 8 Safety Increamental multipliers 78 177



55

V. 1. 1. 4 - Résultats de calcul des phases

Phase n° 01 : Décapage + 30 cm en TVC

Déformée

Déplacements totaux



56

Déplacements horizontaux

Déplacements verticaux

Points plastiques



57

Phase n° 02 : Après mise en place de 2 couches de 25 cm en TVC

Déformée




58



Points plastiques



59

Phase n° 03 : Après mise en place de 2 autres couches de 25 cm en TVC (H = 1 m)

Déformée




60



Points plastiques



61

Phase n° 04 : Hauteur du remblai en TVC (H = 1,5 m)

Déformée




62



Points plastiques



63

Phase n° 05 : Hauteur du remblai en TVC (H = 2 m)

Déformée




64



Points plastiques



65

Phase n° 06 : Hauteur du remblai H = 2,35 m (couche de 35 cm en GNT)

Déformée




66



Points plastiques



67

Phase n° 07 : Hauteur du remblai H = 2,56 m (couche de 21 cm en GB+BB)

Déformée




68



Points plastiques



69

Phase n° 08 : Remblai de hauteur H = 2,56 m sous l’effet du trafic routier

Déformée




70



Points plastiques



71

V. 1. 1. 5 - Analyse et discussion

Afin d’étudier la variation des déplacements pour chaque phase de construction du remblai, nous

avons choisi les points critiques illustrées sur les figures ci-dessous :

1- Point critique n°1 de la 1ère

phase (gonflement max Uy à l’axe du remblai)

2- Point critique n°2 de la dernière phase (déplacement vertical Uy sous trafic routier)

3- Point critique n°3 de la dernière phase (déplacement vertical Uy au pied du talus)

4- Point critique n°4 de la dernière phase (déplacement horizontal max Ux au pied du talus)

Uy max = 12,13 cm

Uy = 05,58 cm

Ux max = 11,79 cm

Uy = -05,72 cm



72

1- Points critiques n°1 (Uy à l’axe du remblai) et n°3 (Uy au pied du talus)

Phase 03

Phase 01

Phase 02

Phase 04



73

Phase 06

Phase 07

Phase 05

Phase 08



74

Tableau récapitulatif

Phase

Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Observation

Uy au pied

du talus

(cm)

Observation

1 - Après décapage et mise en place d’une couche de

30 cm en TVC 12,13 Gonflement 07,09 Gonflement

2 - Après mise en place de 02 couches de 25 cm en

TVC (H = 0,5 m) 10,00 Diminution 05,46 Diminution


TVC (H = 1 m) 08,05 // 04,40 //


TVC (H = 1,5 m) 06,21 // 03,75 //


TVC (H = 2 m) 04,46 // 03,35 //

6 - Après mise en place d’une couches de 35 cm en

GNT (H = 2,35 m) 03,28 // 03,16 //


GB+BB (H = 2,56 m) 02,55 // 03,08 //

8 - Remblai total de 2,56 m avec trafic routier -01,32 Tassement 03,39 Augmentation

2- Point critique n°2 (Uy sous trafic routier)

Interprétation des résultats

D'après les résultats présentés dans les graphes ci-dessus, on constate ce qui suit :

Diminution du déplacement vertical en termes de gonflement au niveau de l’axe du

remblai en fonction de la hauteur de remblai mis en place en prenant la forme de

"moustache" sous l’effet des poids des terres cumulés et selon la surface libre disponible

pour le déplacement.

Sous l’effet du trafic routier, le gonflement devient un tassement.

Cependant, un déplacement vertical critique en terme de tassement apparait sous la zone

de contacte du trafic routier d’une valeur Uy = -05,72 cm.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

Uy (

en

cm

)

H (en m)

Variation du déplacement vertical Uy au pied du talus

en fonction de la hauteur de remblai mis en place

-2

0

2

4

6

8

10

12

14

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

Uy (

en

cm

)

H (en m)

Variation du déplacement vertical Uy à l'axe du remblai

en fonction de la hauteur de remblai mis en place



75

3- Points critiques n°4 (Ux au pied du talus)

Phase 02

Phase 03 Phase 04

Phase 05 Phase 06

Phase 07 Phase 08

Phase 01



76


Phase

Ux au pied

du talus

(cm)

Observation

1 - Après décapage et mise en place d’une couche de 30 cm en TVC 04,57 Ux Initial

2 - Après mise en place de 02 couches de 25 cm en TVC (H = 0,5 m) 05,06 Augmentation

3 - Après mise en place de 04 couches de 25 cm en TVC (H = 1 m) 05,19 //

4 - Après mise en place de 06 couches de 25 cm en TVC (H = 1,5 m) 05,51 //


6 - Après mise en place d’une couches de 35 cm en GNT (H = 2,35 m) 06,33 //

7 - Après mise en place d’une couches de 21 cm en GB+BB (H = 2,56 m) 06,58 //

8 - Remblai total de 2,56 m avec trafic routier 11,78 Important



Augmentation du déplacement horizontal au niveau du pied de talus en fonction de la

hauteur du remblai mis en place sous l’effet des poids des terres cumulés (couches

superposées), car le remblai en s’enfonçant dans le sol s’élargit dans le sens de ses

extrémités (surface libre disponible pour le déplacement).

Sous l’effet du trafic routier, le déplacement horizontal devient critique et atteint la valeur

Ux = 11,78 cm.

0

2

4

6

8

10

12

14

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

Ux (

en

cm

)

H (en m)

Variation du déplacement horizontal Ux au pied du talus en fonction de la hauteur de remblai mis en place



77

Contraintes de cisaillement


D'après les résultats présentés dans les figures ci-dessus, on constate ce qui suit :

Augmentation des contraintes de cisaillement principalement au niveau de la base du

remblai avec la hauteur des couches mises en place et ce, jusqu’à la phase 06 pour

atteindre la valeur (43,23 kN/m2).

Avec la mise en place des enrobés (GB+BB), la zone critique change de position au

niveau de la surface libre du remblai sous la couche des enrobés avec une augmentation

importante de la valeur des contraintes de cisaillement (329,70 kN/m2).

Sous l’effet du trafic routier, la zone critique devient au niveau du point de contacte des

pneumatiques avec la chaussée (549,30 kN/m2).

V. 1. 1. 6 - Calcul de stabilité

Par ailleurs, nous avons réalisé un calcul de stabilité (Safety) du remblai final avec le trafic

routier critique qui nous a permis d’obtenir le facteur de sécurité dans ce cas.

A la fin de calcul, nous avons obtenu un Fs = 1,2314 (sécurité satisfaisante)

Phase 06 Phase 07

Phase 08

Lignes de rupture



78



V. 1. 2. 1 - Dimensions du modèle

min. max.

X Y

0,000 0,000

88,480 17,560

V. 1. 2. 2 - Liste des phases

Phase N° Phase

du début Type de calcul Entrée de charge

1ère

Etape

Dernière

Etape

Décapage + TVC sur 30 cm 1 0 Plastic Staged construction 2 23

2 couches de 25 cm en TVC 2 1 Plastic Staged construction 24 26

+ 2 couches de 25 cm en TVC 3 2 Plastic Staged construction 27 30









H = 5 m + 35 cm en GNT 12 11 Plastic Staged construction 69 74

H = 5,35 m + 21 cm (GB+BB) +

accotement en TVC 13 12 Plastic Staged construction 75 81

H = 5,56 m avec Trafic routier 14 13 Plastic Staged construction 82 102

Stabilité 15 14 Safety Increamental multipliers 103 202

H = 12 m

Position de la nappe phréatique



79

V. 1. 2. 3 - Résultats de calcul des phases

Phase n° 01 : Décapage + 30 cm en TVC

Déformée




80





81

Points plastiques




82

Phase n° 13 : Après finalisation du remblai (H = 5,56 m)

Déformée




83



Points plastiques



84

Phase n° 14 : Remblai de hauteur H = 2,56 m sous l’effet du trafic routier

Déformée




85



Points plastiques



86

V. 1. 2. 4 - Analyse et discussion

Afin d’étudier la variation des déplacements pour chaque phase de construction du remblai, nous

avons choisi les points critiques illustrées sur les figures ci-dessous :

5- Point critique n°1 de la 1ère

phase (gonflement max Uy à l’axe du remblai)

6- Point critique n°2 de la phase n° 13 remblai finalisé (déplacement vertical Uy négatif au niveau

des crêtes du remblai)

7- Point critique n°3 de la phase n°14 (déplacement vertical Uy sous trafic routier)

8- Point critique n°4 de la phase n°14 (déplacement vertical Uy au pied du talus)

9- Point critique n°5 de la phase n°14 (déplacement horizontal max Ux au pied du talus)

Uy max = 30,52 cm

Uy = 05,58 cm

Ux max = 29,86 cm

Uy = -01,57 cm

Uy = -12,12 cm



87

4- Points critiques n°1 (Uy à l’axe du remblai) et n°4 (Uy au pied du talus)

Phase 14

Phase 01

Phase 13



88


Phase

Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Observation

Uy au pied

du talus

(cm)

Observation

1 - Après décapage et mise en place d’une couche

de 30 cm en TVC 30,52 Gonflement 12,11 Gonflement

2 - Après mise en place de 02 couches de 25 cm

en TVC (H = 0,5 m) 27,60 Diminution 10,57 Diminution


en TVC (H = 1 m) 24,88 // 09,70 //


en TVC (H = 1,5 m) 22,31 // 09,23 //


en TVC (H = 2 m) 19,88 // 08,99 //


en TVC (H = 2,5 m) 17,55 // 08,90 //

7 - Remblai de hauteur H = 3 m 15,31 // 08,91 Augmentation

8 - Remblai de hauteur H = 3,5 m 13,18 // 09,03 //

9 - Remblai de hauteur H = 4 m 11,11 // 09,26 //


11 - Remblai de hauteur H = 5 m 06,97 // 10,08 //


13 - Après mise en place d’une couches de 21 cm

en GB+BB (H = 5,56 m) 04,18 // 10,82 //

14 - Remblai total de 5,56 m avec trafic routier -07,80 Tassement 14,65 //

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5 6

Uy (

en

cm

)

H (en m)

Variation du déplacement vertical Uy à l'axe du remblai en fonction de la hauteur de remblai mis en place



89

5- Point critique n°2 (Uy au niveau des crêtes du remblai)

6- Point critique n°3 (Uy sous trafic routier)



Diminution du déplacement vertical en termes de gonflement au niveau de l’axe du

remblai en fonction de la hauteur de remblai mis en place en prenant la forme de

"moustache" sous l’effet des poids des terres cumulés et selon la surface libre disponible

pour le déplacement.

Sous l’effet du trafic routier, le gonflement devient un tassement.

Il est noté un déplacement vertical négatif (tassement) qui débute à la phase n°13 au

niveau des deux crêtes du remblai d’une valeur Uy = -01,57 cm.

Cependant, un déplacement vertical critique (tassement) apparait sous la zone de contacte

du trafic routier d’une valeur Uy = -12,12 cm.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 1 2 3 4 5 6

Uy (

en c

m)

H (en m)

Variation du déplacement vertical Uy au pied du talus en fonction de la hauteur de remblai mis en place



90

5- Points critiques n°5 (Ux au pied du talus)


Phase

Ux au pied

du talus

(cm)

Observation

1 - Après décapage et mise en place d’une couche de 30 cm en TVC 09,97 Ux Initial

2 - Après mise en place de 02 couches de 25 cm en TVC (H = 0,5 m) 10,21 Augmentation





7 - Remblai de hauteur H = 3 m 13,05 //

8 - Remblai de hauteur H = 3,5 m 13,74 //





13 - Après mise en place d’une couches de 21 cm en GB+BB (H = 5,56 m) 18,42 //

14 - Remblai total de 5,56 m avec trafic routier 29,03 Important



Augmentation du déplacement horizontal au niveau du pied de talus en fonction de la

hauteur du remblai mis en place, sous l’effet des poids des terres cumulés (couches

superposées), car le remblai en s’enfonçant dans le sol s’élargit dans le sens de ses

extrémités (surface libre disponible pour le déplacement).

Sous l’effet du trafic routier, le déplacement horizontal devient critique et atteint la valeur

Ux = 29,03 cm.

0

5

10

15

20

25

30

35

0 1 2 3 4 5 6

Ux (

en c

m)

H (en m)

Variation du déplacement horizontal Ux au pied du talus en fonction de la hauteur de remblai mis en place



91



D'après les résultats présentés dans les figures ci-dessus, on constate ce qui suit :

Augmentation des contraintes de cisaillement principalement au niveau de la base du

remblai avec la hauteur des couches mises en place et ce, jusqu’à la phase 12 pour

atteindre la valeur (67,38 kN/m2).

Avec la mise en place des enrobés la zone critique change de position au niveau de la

surface libre du remblai sous la couche des enrobés (334,4 kN/m2).

Avec l’addition du trafic routier, la zone critique devient au point de contacte du

pneumatique avec la chaussée (535,6 kN/m2).

V. 1. 2. 5 - Calcul de stabilité



A la fin de calcul, nous avons obtenu un Fs = 1,0382 (sécurité contestable)

Phase 12 Phase 13

Phase 14

Lignes de rupture



92



Après avoir effectué le calcul de ce cas nous avons rencontré une rupture (collapse) à la phase

finale c'est-à-dire sous l’effet du trafic routier qui signifie la non-stabilité du remblai avec la présence

des charges.

Nous présentons ci-après, un résumé des résultats :

V. 1. 4 - Conclusion

A partir des trois cas que nous venons d’étudier à savoir remblais de 2,56 m, de 5,56 m et de

6,56 m, nous pouvons émettre les constatations suivantes :

Le gonflement initial augmente lors de la mise en place de la première couche du remblai

sur le sol gonflant et atteint son maximum à l’axe du remblai.

La hauteur admissible du remblai tenant compte des paramètres intrinsèques, physiques et

mécaniques semblables se situe entre 5,56 m et 6,56 m.

On admet que la structure de chaussée considérée y compris la hauteur de remblai pour la

plupart des cas est capable de supporter la charge due au trafic routier.

Concernant l’aspect de la diminution du gonflement suivant les parties constituant le

remblai et à travers les phases de constructions, il est constaté qu’il y a une différence entre la

diminution du gonflement entre l’axe du remblai et ses crêtes ce qui conduit à un effet de

"moustache" c-à-d. la diminution du gonflement est plus importante au niveau des crêtes qu’au

niveau de l’axe.

le gonflement à l’axe et sous le corps du remblai constitue un point noir favorisant la

rupture du remblai surtout avec l’augmentation de sa hauteur créant ainsi des poids des terres

importants influençant les crêtes du remblai en particulier.

L’apparition du tassement dépend de la hauteur du remblai mis en place et se manifeste au

niveau des crêtes de la surface libre du remblai sous l’effet des poids des terres cumulés.

Phase initiale

Sous trafic routier

Sous trafic routier



93

V. 1. 5 - Influence de la position de la nappe phréatique sur les différents cas de

remblais

Compte tenu de l’existence fréquente des argiles gonflantes dans des régions arides ou semi-

arides et dans des zones tempérées, il est admis que ces sols sont toujours dans un état sec ou très peu

humide du fait de la position de la nappe phréatique. Dans certaines régions on assiste à deux saisons

bien distinctes, l’une pluvieuse et l’autre sèche. En période sèche le matériau se fissure et présente des

polyèdres.

Cependant, nous avons entrepris une étude basée sur le changement de position du niveau de la

nappe phréatique successivement à - 2 m et à - 4 m de la côte du terrain naturel.

Les résultats obtenus sont présentés ci-après.

V. 1. 5. 1 - Position de la nappe phréatique à -2 m du côte du terrain naturel

V. 1. 5. 1. 1 - Cas de remblai de hauteur totale H = 2,56 m


Phase initiale Remblai achevé

Sous trafic routier

Coupes

Remblai achevé

Sous trafic routier



94

Tableau comparatif

Phase

Nappe phréatique au

niveau de la côte de terrain

naturel

Nappe phréatique

à - 2 m Différence

Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Ux au pied

du talus

(cm)

Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Ux au pied

du talus

(cm)

Uy à l’axe

(cm)

Ux au

pied

(cm)

1 - Après décapage et mise en place d’une

couche de 30 cm en TVC 12,13 04,57 09,47 04,64 2,66 -0,07


en TVC (H = 0,5 m) 10,00 05,06 07,56 04,89 2,44 0,17


en TVC (H = 1 m) 08,05 05,19 05,79 05,16 2,26 0,03


en TVC (H = 1,5 m) 06,21 05,51 04,11 05,49 2,10 0,02


en TVC (H = 2 m) 04,46 05,98 02,52 05,96 1,94 0,02


en GNT (H = 2,35 m) 03,28 06,33 01,46 06,43 1,82 -0,10

7 - Après mise en place d’une couche de 21 cm

en GB+BB (H = 2,56 m) 02,55 06,58 00,98 06,90 1,57 -0,32

8 - Remblai total de 2,56 m avec trafic routier -01,32 11,78 -03,93 12,51 2,61 -0,73


D'après les résultats présentés dans le tableau ci-dessus, on constate ce qui suit :

Diminution du gonflement initial (max) à l’axe du remblai d’une valeur de 2,66 cm après

l’abaissement du niveau de la nappe phréatique à - 2 m, cependant il garde sa tendance de

diminution.

Néanmoins, le déplacement horizontal montre une légère augmentation qui peut être

considérée comme négligeable.




Sous trafic routier



95

Tableau comparatif

Phase


niveau de la côte de

terrain naturel

Nappe phréatique


Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Ux au pied

du talus

(cm)

Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Ux au pied

du talus

(cm)

Uy à l’axe

(cm)

Ux au

pied

(cm)


de 30 cm en TVC 30,52 09,97 24,33 10,25 6,19 -0,28


en TVC (H = 0,5 m) 27,60 10,21 21,77 10,53 5,83 -0,32


en TVC (H = 1 m) 24,88 10,60 19,36 10,92 5,52 -0,32


en TVC (H = 1,5 m) 22,31 11,16 17,07 11,38 5,24 -0,22


en TVC (H = 2 m) 19,88 11,79 14,89 11,90 4,99 -0,11


en TVC (H = 2,5 m) 17,55 12,41 12,79 12,54 4,76 -0,13

7 - Remblai de hauteur H = 3 m 15,31 13,05 10,76 13,24 4,55 -0,19

8 - Remblai de hauteur H = 3,5 m 13,18 13,74 08,82 14,03 4,36 -0,29






en GB+BB (H = 5,56 m) 04,18 18,42 -02,12 20,11 6,30 -1,69

14 - Remblai total de 5,56 m avec trafic routier -07,80 29,03 -11,83 26,31 4,03 2,72





diminution.


considérée comme plus ou moins négligeable.

Coupes

Remblai achevé

Sous trafic routier



96


Nous avons effectué un calcul de vérification pour le cas de remblai de 6,56 m où nous avons

rencontré une rupture précédemment à la phase finale sous l’effet du trafic routier. Des résultats

acceptables ont été obtenus après avoir fait un abaissement du niveau de la nappe phréatique à -2 m.


Calcul de stabilité



A la fin de calcul, nous avons obtenu un Fs = 1,000 (sécurité inatteignable)


Sous trafic routier

Coupes

Remblai achevé

Sous trafic routier

Lignes de rupture



97

V. 1. 5. 2 - Position de la nappe phréatique à -4 m du côte du terrain naturel



Tableau comparatif

Phase

Nappe phréatique au niveau

de la côte de terrain naturel

Nappe phréatique


Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Ux au pied

du talus

(cm)

Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Ux au pied

du talus

(cm)

Uy à l’axe

(cm)

Ux au pied

(cm)

1 - Après décapage et mise en place d’une couche de 30

cm en TVC 12,13 04,57 08,40 04,66 3,73 -0,09

2 - Après mise en place de 02 couches de 25 cm en TVC

(H = 0,5 m) 10,00 05,06 06,56 04,88 3,44 0,18


(H = 1 m) 08,05 05,19 04,85 05,17 3,20 0,02

4 - Après mise en place de 06 couches de 25 cm en TVC (H = 1,5 m)

06,21 05,51 03,24 05,52 2,97 -0,01


(H = 2 m) 04,46 05,98 01,72 06,00 2,74 -0,02

6 - Après mise en place d’une couches de 35 cm en GNT

(H = 2,35 m) 03,28 06,33 00,73 06,72 2,55 -0,39


GB+BB (H = 2,56 m) 02,55 06,58 00,33 07,46 2,22 -0,88

8 - Remblai total de 2,56 m avec trafic routier -01,32 11,78 -05,55 12,90 4,23 -1,12


Sous trafic routier

Coupes

Remblai achevé

Sous trafic routier



98



Diminution du gonflement initial (max) à l’axe du remblai d’une valeur 3,73 cm après


diminution.


considérée comme négligeable.

Observations

D'après les résultats présentés dans les graphes comparatifs ci-dessus, on remarque que :

l’abaissement du niveau de la nappe phréatique diminue le gonflement initial

(déplacement vertical) à l’axe du remblai et par conséquence la tendance du tassement.

l’abaissement du niveau de la nappe phréatique ne peut en aucun cas influencé d’une

manière importante sur le déplacement horizontal au pied du talus.

-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

10

12

14

0 0.5 1 1.5 2 2.35 2.56 2.56

Uy (

en c

m)

Graphes comparatifs (remblai H = 2,56 m) Variation du déplacement vertical Uy à l'axe du remblai en fonction de la

hauteur de remblai mis en place (cas niveau nappe 00 , -2 m et -4 m)

H = 2,56 m N 00

H = 2,56 m N -2 m

H = 2,56 m N -4 m

0

2

4

6

8

10

12

14

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.35 2.56 2.56

Ux (

en c

m)

Graphes comparatifs (remblai H = 2,56 m) Variation du déplacement horizontal Ux au pied du talus en fonction de la


H = 2,56 m N 00

H = 2,56 m N -2 m

H = 2,56 m N -4 m



99




Sous trafic routier

Coupes

Remblai achevé

Sous trafic routier



100

Tableau comparatif

Phase


niveau de la côte de

terrain naturel

Nappe phréatique


Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Ux au pied

du talus

(cm)

Uy à l’axe

du remblai

(cm)

Ux au pied

du talus

(cm)

Uy à l’axe

(cm)

Ux au

pied

(cm)


de 30 cm en TVC 30,52 09,97 21,94 10,39 8,58 -0,42


en TVC (H = 0,5 m) 27,60 10,21 19,50 10,67 8,10 -0,46


en TVC (H = 1 m) 24,88 10,60 17,19 11,06 7,69 -0,46


en TVC (H = 1,5 m) 22,31 11,16 15,01 11,51 7,30 -0,35


en TVC (H = 2 m) 19,88 11,79 12,92 12,00 6,96 -0,21


en TVC (H = 2,5 m) 17,55 12,41 10,92 12,65 6,63 -0,24






12 - Remblai de hauteur H = 5,35 m 05,24 17,55 -03,03 20,38 8,27 -2,83

13 - Après mise en place d’une couche de 21 cm

en GB+BB (H = 5,56 m) 04,18 18,42 -04,79 21,17 8,97 -2,75

14 - Remblai total de 5,56 m avec trafic routier -07,80 29,03 -14,23 26,71 6,43 2,32




l’abaissement du niveau de la nappe phréatique à -4 m, cependant il garde sa tendance de

diminution.


considérée comme plus ou moins négligeable.



101

Observations


l’abaissement du niveau de la nappe phréatique diminue le gonflement initial

(déplacement vertical) à l’axe du remblai et par conséquence la tendance du tassement.

l’abaissement du niveau de la nappe phréatique ne peut en aucun cas influencé d’une

manière importante sur le déplacement horizontal au pied du talus.

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

35

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.35 5.56 5.56

Uy (

en

cm

)

Graphes comparatifs (remblai H = 5,56 m) Variation du déplacement vertical Uy à l'axe du remblai en fonction de la


H = 5,56 m N 00

H = 5,56 m N -2 m

H = 5,56 m N -4 m

0

5

10

15

20

25

30

35

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.35 5.56 5.56

Ux (

en c

m)

Graphes comparatifs (remblai H = 5,56 m) Variation du déplacement horizontal Ux au pied du talus en fonction de la


H = 5,56 m N 00

H = 5,56 m N -2 m

H = 5,56 m N -4 m



102

Observations


La diminution du gonflement (déplacement vertical) au niveau de l’axe du remblai en

fonction des couches mise en place garde la même tendance quelque soit la hauteur du

remblai qui peut être traduite par un même comportement.

L’augmentation du déplacement horizontal au niveau du pied de talus en fonction des

couches mise en place garde aussi la même tendance quelque soit la hauteur du remblai

qui peut être traduite par un même comportement.

-2

-1

0

1

2

3

4

5

6

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.35 5.56 5.56

Uy (

en c

m)

Graphe comparatif (remblais H = 2,56 m et H = 5,56 m) Variation du déplacement vertical Uy à l'axe du remblai en fonction

de la hauteur de remblai mis en place (cas niveau nappe 00)

H = 2,56 m N 00

H = 5,56 m N 00

0

1

2

3

4

5

6

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.35 5.56 5.56

Ux (

en c

m)

Graphe comparatif (remblais H = 2,56 m et H = 5,56 m) Variation du déplacement horizontalUx au pied du talus en fonction

de la hauteur de remblai mis en place (cas niveau nappe 00)

H = 2,56 m N 00

H = 5,56 m N 00



103



Calcul de stabilité



A la fin de calcul, nous avons obtenu un Fs = 1,1404 (sécurité contestable)


Sous trafic routier

Coupes

Remblai achevé

Sous trafic routier

Lignes de rupture



104

V. 1. 5. 3 - Tableau comparatif des facteurs de sécurité

Facteur de sécurité

Observation Position de la nappe phréatique

00

(côte terrain

naturel)

à - 2 m à - 4 m

Hauteur totale

de remblai

(H)

2,56 m 1,2314 1,3847 1,4598 Sécurité satisfaisante

5,56 m 1,0382 1,1357 1,2088 Sécurité contestable

6,56 m Rupture

< 1 1,0814 1,1404 Sécurité inatteignable

V. 1. 6 - Influence du changement de la valeur du potentiel de gonflement

Compte tenu de la variation du potentiel de gonflement (cg) avec l’existence de plusieurs types

des argiles gonflantes, il est intéressant de mettre en lumière l’influence du changement de la valeur du

potentiel de gonflement sur la valeur le soulèvement initial du sol.

Cependant, nous avons choisi une autre valeur déterminante soit ( .Cg) afin d’observé

clairement son influence.

Les résultats obtenus sont présentés ci-après.

- Tableau récapitulatif

Valeur du gonflement initial

Observation Pour Cg initial

0,064

Pour .Cg

0,032

Hauteur totale

de remblai

(H)

2,56 m 12,13 cm 6,04 cm Diminution de la valeur

(la moitié)

5,56 m 30,52 cm 15,21 cm Diminution de la valeur

(la moitié)

Remblai H = 2,56 m : Phase initiale Remblai H = 5,56 m : Phase initiale



105

V. 1. 7 - Conclusion

Après avoir étudié l’influence de l’abaissement du niveau de la nappe phréatique sur

le comportement des remblais analysés précédemment à savoir remblai de 2,56 m, de 5,56 m et

de 6,56 m, nous pouvons émettre les constatations suivantes :

L’abaissement de la nappe phréatique réduit le gonflement initial et conduit à un tassement

vertical plus important c-à-d. l’enfoncement du corps du remblai dans le sol de fondation.

L’abaissement de la nappe phréatique signifie la suppression de pression interstitielle dans

le sol qui participe à supporter les poids résultants des couches superposées.

Le déplacement horizontal ne peut être influencé par l’abaissement du niveau de la nappe

phréatique, car il est dû au poids des terres cumulés (augmentation du tassement à l’axe) ainsi

que l’effet du trafic routier.

Cependant, en ce qui concerne la sécurité, il est constaté que :

L’abaissement de la nappe phréatique stabilise les remblais.

Les lignes de rupture varient en fonction de la hauteur de remblai, elles s’approchent du

centre du remblai avec l’augmentation de la hauteur.

CHAPITRE VI

CONCLUSION GENERALE

ET

RECOMMANDATIONS


THEME :





CHAPITRE VI : CONCULSION GENERALE ET RECOMMANDATIONS Mémoire de Master en Géotechnique 107

CHAPITRE VI

CONCULSION GÉNÉRALE ET RECOMMANDATIONS

VI. 1 - Conclusion générale

L'étude de ce mémoire a porté sur la simulation paramétrique du comportement d’une multitude

de remblais de différentes hauteurs reposant sur une couche d’argile gonflante sous les sollicitations du

trafic routier qui a pour objectif la détermination des paramètres influant sur le comportement du

remblai et l’évolution des déformations en 2 dimensions sous chargement vertical traduit par les poids

des terres (couches de remblai superposées) d’une part et l’effet du trafic routier d’autre part

couronnée par la comparaison entre les résultats obtenus. L’étude s’est achevée par la détermination de

la valeur de la hauteur admissible du remblai en tenant compte des paramètres réels.

L'approche mise en œuvre est l'étude par éléments finis en 2 dimensions basés sur des analyses

numériques sur différents modèles. Une partie des paramètres des matériaux utilisés dans l’analyse du

remblai ont été tirés de la littérature. Cependant, les paramètres du sol de fondation (argile gonflante)

ont été obtenus après des essais réalisés par le Laboratoire des Travaux Publics de l’Est (LTPEst),

direction régionale d'Annaba, antenne de Tébessa dans le cadre des travaux de reconnaissance

géotechnique du terrain servant pour le projet de réalisation de l’évitement de la ville de Tébessa.

Dans un premier temps, le comportement du remblai a été étudié selon une hauteur de 2,56 m,

5,56 m et 6,56 m afin de prouver le soulèvement initial et de visualiser la variation des déformations

(déplacement vertical et horizontal) premièrement en fonction des couches de remblai mises en place

et deuxièmement sous trafic routier. Après l’analyse des résultats, une différence de la tendance de

comportement a été constatée aussi bien au niveau du corps du remblai qu’au niveau de l’argile

gonflante constituant le sol support. Une étude comparative a été effectuée dans ce sens.

Par ailleurs, il a été réalisé une étude où un abaissement du niveau de la nappe phréatique a été

introduit selon le cas successivement à -2 m et -4 m. Une étude comparative a été effectuée dans ce

volet.

Néanmoins, un calcul de stabilité s’est avéré nécessaire pour obtenir les facteurs de sécurité

respectifs. Une étude comparative a été effectuée dans ce volet.



En ce qui concerne la première partie, de nombreuses constatations ont été observées et les

conclusions suivantes ont été émises :

Le gonflement initial augmente lors de la mise en place de la première couche du remblai

sur le sol gonflant et atteint son maximum à l’axe du remblai.

La hauteur admissible du remblai tenant compte des paramètres intrinsèques, physiques et

mécaniques semblables se situe entre 5,56 m et 6,56 m.

On admet que la structure de chaussée considérée y compris la hauteur de remblai pour la

plupart des cas est capable de supporter la charge due au trafic routier.

Concernant l’aspect de la diminution du gonflement suivant les parties constituant le

remblai et à travers les phases de constructions, il est constaté qu’il y a une différence entre la

diminution du gonflement entre l’axe du remblai et ses crêtes ce qui conduit à un effet de

"moustache" c-à-d. la diminution du gonflement est plus importante au niveau des crêtes qu’au

niveau de l’axe.

le gonflement à l’axe et sous le corps du remblai constitue un point noir favorisant la

rupture du remblai surtout avec l’augmentation de sa hauteur créant ainsi des poids des terres

importants influençant les crêtes du remblai en particulier.

L’apparition du tassement dépend de la hauteur du remblai mis en place et se manifeste au

niveau des crêtes de la surface libre du remblai sous l’effet des poids des terres cumulés.

Concernant, la partie de l’abaissement du niveau de la nappe phréatique et du facteur de sécurité,

les conclusions suivantes peuvent être émises :

L’abaissement de la nappe phréatique réduit le gonflement initial et conduit à un tassement

vertical plus important c.-à-d. l’enfoncement du corps du remblai dans le sol de fondation.

L’abaissement de la nappe phréatique signifie la suppression de la pression interstitielle

dans le sol qui participe à supporter les poids résultants des couches superposées.

Le déplacement horizontal ne peut être influencé par l’abaissement du niveau de la nappe

phréatique, car il est dû aux poids des terres cumulés (diminution du gonflement à l’axe) ainsi

que l’effet du trafic routier.

L’abaissement de la nappe phréatique stabilise les remblais.

Les lignes de rupture varient en fonction de la hauteur de remblai, elles s’approchent du

centre du remblai avec l’augmentation de la hauteur.

L’étude par élément fini du comportement des édifices de la géotechnique présente de

grands avantages telle que la réduction des coûts par rapport aux essais à grandeur réelle et à

la non-nécessité de condition de similitude par rapport aux essais sur modèles réduits au

laboratoire. Mais le plus grand avantage de l’approche numérique se situe dans la capacité

d’effectuer des études paramétriques, en modifiant par simple manipulation du logiciel les



paramètres du modèle tels que les caractéristiques du remblai, la loi de comportement du sol, la

valeur et les types de sollicitation.

Cette méthode de travail qui consiste à démontrer que l’utilisation d’un modèle en éléments

finis pour la prédiction du comportement d’une problématique nous donne des résultats fiables.

L’utilisation du logiciel PLAXIS 2d v 12 à pour avantage d’être moins coûteuse et plus rapide que

des essais expérimentaux sur modèles réduits ou des essais en grandeur réelle.

VI. 2 - Recommandations

A partir de ces constatations, nous recommandons ce qui suit :

Les résultats obtenus lors de notre travail serviront éventuellement de base pour plus

tard et ils seront appuyés par d’autres études de consolidation après avoir identifié les

paramètres de perméabilités, puis ils y’aura possibilités de comparer entre les résultats

des différents logiciels de calcul.

Les études paramétriques des remblais reposant sur des argiles gonflantes peuvent être

menées avec d’autres conditions de drainage ou de rabattement du niveau de la nappe

phréatique en introduisant des techniques d’amélioration soit au niveau du sol support

s’agissant des inclusions rigides soit au niveau du remblai avec l’insertion du géotextile.

REFERENCES

BIBLIOGRAPHIQUES


THEME :





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