remblais renforcés sur sol compressible - accueil ... · 5es rencontres géosynthétiques...

5es Rencontres Géosynthétiques Francophones 2003 / 2004

Remblais renforcés sur sol compressible

G. Bertaina - LRPC, CETE Normandie-centre – Le Grand Quevilly - France P. Villard – Université Joseph Fourier, Lirigm – Grenoble – France

Résumé

Les solutions de renforcement des remblais sur sol compressible par des nappes géosynthétiques, soit positionnées seules à la base du remblai, soit associées à un réseau de pieux, représentent une alternative économiquement et techniquement intéressante. Des ouvrages de référence (instrumentés ou non) sont présentés ici. Différents modes de pose du géotextile sont évoqués. Les observations ou mesures qui ont pu être faites ont permis d’analyser le comportement de ces ouvrages. Les principaux résultats sont analysés et commentés. La pertinence des méthodes de dimensionnement proposées (formule analytique ou modèle numérique) est discutée.

Mots clés : Remblai, sol compressible, renforcement, géosynthétique, pieu.

Abstract (Reinforced embankments on soft soil)

The techniques of reinforcement by geosynthetic for the embankments built on soft soil, either positioned at the base of the embankment, or associated to a network of piles, correspond economically and technically to an interesting option. Typical experimental structures (instrumented or not) are presented here. Various techniques of installation of the geotextile sheet are evoked. The observations or measurements made, allowed to analyse the behaviour of these structures. The main results obtained are analysed and commented on. The relevance of the design methods suggested (analytical formula or numerical model) is discussed.

Key-Words: Embankment, soft soil, reinforcement, geosynthetic, pile.

1. Introduction Cet article synthétise l’ensemble des communications présentées à la 7ème conférence internationale sur les géosynthétiques de Nice 2002 dans les sessions ‘remblai sur sol compressible’ et ‘remblais renforcés sur pieux’. Le nombre de publications présentées (environ 18 articles) témoigne de l’importance économique et de l’intérêt que suscite l’utilisation des géosynthétiques pour la réalisation des remblais dans des conditions géotechniques difficiles (sols sensibles, sols argileux à forte teneur en eau, sols organiques ou tourbeux). Deux techniques de renforcement sont présentées ici : le renforcement par nappes géosynthétiques à la base du remblai et le renforcement mixte associant un renfort géosynthétique et un réseau de pieux. Les communications présentées se rapportent à la réalisation d’ouvrages types (ou à des solutions originales) bien souvent instrumentés ayant donnés lieu à des mesures ponctuelles ou à un suivi plus rigoureux. Les résultats expérimentaux présentés sont parfois comparés à des résultats numériques obtenus par des méthodes analytiques simples ou par des modèles numériques plus élaborés. On s’efforcera de dégager les principaux mécanismes décrits et de rappeler les principales conclusions

159


formulées.

2. Remblais sur sol compressible

2.1. Présentation de cas de remblais renforcés par géosynthétiques à la base La mise en œuvre de géosynthétiques choisis à la base des remblais permet de construire des ouvrages dans des conditions géotechniques difficiles : • sols sensibles [Rowe, 2002] ; • sols argileux dont la teneur en eau est supérieure à la limite de liquidité [Imanishi et al., 2002] ; • sols organiques ou tourbeux [Rowe, 2002 ; Herle et Herle, 2002].

2.1.1 Remblais sur sols sensibles Un remblai a été réalisé à Sackville avec et sans renforcement sur des sols présentant, sur une épaisseur comprise entre 1 et 6 m, une teneur en eau w comprise entre 40 et 70 %, une limite de liquidité wL de 42 à 76 %, une limite de plasticité wP de 15 à 23 % et un indice de liquidité IL supérieur à 1 [Rowe, 2002]. Le remblai sans renforcement a connu la rupture pour une hauteur de 6,1 m, alors que le remblai avec renforcement a atteint 8,2 m.

2.1.2 Sols argileux dont la teneur en eau est supérieure à la limite de liquidité Imanishi et al. (2002) présentent le cas d'un remblai réalisé sur une couche d'argile dont la teneur en eau (w = 100 %) est 20 % supérieure à la limite de liquidité. Pour réaliser le remblai projeté, ils ont eu recours à un géosynthétique constitué par une géogrille PVC et un géotextile polyester, dont les principales caractéristiques sont présentées dans le tableau 1.

Matériau Textile polyester renforcé par PVC Résistance à la traction de la géogrille 100 kN/m Déformation de la géogrille 25 %

Propriétés Résistance à la traction de la couture 80 kN/m Résistance à la traction du joint de la grille 80 kN/m

mécaniques Dimensions de la grille 6 mm Masse unitaire 0,45 kg/m2

Epaisseur de la grille 1,2 mm

Tableau I : Propriétés mécaniques de la géogrille

2.1.3 Remblais sur sols organiques ou tourbeux Le remblai d'essai d'Almere [Rowe, 2002] a été réalisé sur 3,8 m d'argile organique avec une résistance au cisaillement non drainé de 8 kPa. La hauteur à la rupture a été de 1,75 m sans renforcement et 2,75 m pour un remblai renforcé à la base par un géosynthétique de raideur J = 2000 kN/m. Sur le site de Strazny [Herle et Herle, 2002], un remblai de 1 km de longueur et de hauteur 5 m au maximum était prévu. Le sol de fondation est constitué de 2 m de tourbe et d'argile organique surmontant un sable argileux ou directement le substratum de granite. La teneur en eau des sols organiques atteignait 440 %, pour une résistance au cisaillement comprise entre 10 et 50 kPa. Sans renforcement, la hauteur maximale à la rupture était de 2 m. Avec un géotextile polyester de raideur 200 kN/m dans le sens longitudinal et 50 kN/m dans le sens travers, disposé perpendiculairement à l'axe du remblai avec un recouvrement de 0,5 m, la construction du remblai a été menée sans

160


encombre en trois ans, par couches de remblai de 0,3 m d'épaisseur. Sur le site de Dobrany, Herle et Herle (2002) décrivent un remblai de 1,4 m de hauteur sur 4 m de tourbe fibreuse dont la teneur en eau est comprise entre 600 et 650 %, surmontant des alluvions sableuses. Avec une résistance au cisaillement non drainé de 5 kPa, le remblai était instable dès que sa hauteur dépassait 1 m. Un géosynthétique en polypropylène de raideur 500 kN/m dans le sens longitudinal et 40 kN/m dans le sens travers a permis de réaliser le remblai à la hauteur projetée. Il a été mis en œuvre sur la première couche de remblai non compacté, de 0,4 m d'épaisseur, sur laquelle il a été replié.

2.2. Principales observations réalisées sur des remblais renforcés par géosynthétiques

2.2.1 Hauteur de remblai Le renforcement par géosynthétique de la base des remblais permet de réaliser des remblais de hauteur supérieure à la hauteur de rupture sans renforcement [Rowe, 2002].

2.2.2 Effet de la vitesse de construction du remblai Rowe (2002) recommande de ne pas dépasser Bmax = 0,34, où Bmax est le rapport de la surpression interstitielle ∆u à l'augmentation de contrainte ∆σ qui la crée. Une étude aux éléments finis a dès lors permis à Rowe et Soderman (1985, 1986) de définir des abaques comme celui présenté en figure 1 qui permet, dans le cas d'une couche de tourbe d'épaisseur donnée reposant sur un substratum ferme, de déterminer rapidement la raideur minimale nécessaire pour le renforcement permettant de réaliser un remblai de hauteur h et de poids volumique γ.

Figure 1 : Abaque de dimensionnement d'un remblai sur tourbe construit avec Bmax = 0,34 [Rowe, 2002]

2.2.3 Efforts mesurés dans le renforcement En cours de construction, les efforts mesurés en place dans le renforcement sont généralement faibles par rapport aux résultats du dimensionnement [Rowe, 2002]. A long terme par contre, après la fin de la construction, la traction admissible dans le géotextile diminue généralement du fait du fluage du produit. Abramento et al. (2002) ont considéré un renforcement par géosynthétique polyester ou polyoléfine (c’est-à-dire toute matière sauf polyester). Leur étude a montré que la diminution des caractéristiques du géosynthétique du fait du fluage était plus faible dans le cas du polyester que dans tous les autres cas (figure 2). D’autres causes de la diminution de la résistance du géotextile à long terme sont plus difficiles à prendre en compte : endommagement à la pose du géosynthétique, attaques chimiques ou biologiques (cités par [Abramento et al., 2002 ; Rowe, 2002]).

161


Figure 2 : Diminution de la résistance par fluage pour les renforcements géosynthétiques

[Abramento et al., 2002]

2.2.4 Déformations mesurées dans le renforcement Les différents auteurs s’accordent par ailleurs sur le fait que les déformations dans le renforcement pendant la construction du remblai restent très faibles par rapport aux valeurs données par les calculs [Rowe, 2002 ; Heber et Heber, 2002]. Dans le cas du remblai de Strazny, Heber et Heber (2002) donnent un allongement mesuré de 0,2 %, alors que le géotextile était dimensionné pour un allongement de 5 % à l’effort de traction maximal. Pour expliquer ces écarts, Rowe (2002) évoque des méthodes de calcul conservatrices, une mauvaise représentativité de la valeur de la cohésion non drainée ou encore les coefficients de sécurité. Après la fin de la construction, les déformations dans le renforcement augmentent du fait du fluage du géosynthétique ou du sol de fondation. Le fluage du géosynthétique dépend évidemment de la matière qui le constitue : Rowe (2002) évoque une augmentation de 50 à 100 % de la déformation dans le cas d’une géogrille en PEHD, alors que cette augmentation reste faible pour un géosynthétique polyester.

2.2.5 Mode de pose du géosynthétique Rowe (2002) a montré que le renforcement de la base d’un remblai par deux nappes géosynthétiques peu espacées est équivalent à la mise en œuvre d’une seule nappe de raideur double. En outre, la présence d’une croûte sur consolidée en surface nécessite l’augmentation de la raideur du renforcement. Imanishi et al. (2002) évoquent les modes de pose des géogrilles. Outre la pose classique (désignée par EMG pour Embankment Method on very soft ground with Geogrid) qui consiste à mettre en œuvre le remblai sableux en couches minces, ils proposent deux méthodes originales appliquées pour des voies temporaires sur des argiles très molles : • mise en place d’une poche de sable par poinçonnement à l’intérieur d’une poche formée par la

géogrille (figure 3), notée GRM (pour Geogrid Replacement Method) ; • pose flottante de la géogrille (figure 4), notée GFM (pour Geogrid Floating Method).

162


Figure 3 : Renforcements apportés par la géogrille dans le cadre de la méthode GRM [Imanishi et al., 2002] Figure 4 : Renforcements apportés par la géogrille dans le cadre de la méthode GFM [Imanishi et al., 2002]

Le phasage de réalisation du remblai est le suivant dans le cadre de la méthode GRM : • mise en œuvre manuelle de la géogrille ; • attache des différents lés ; • remblaiement de sable sur la géogrille. Le sable chasse alors sous son poids propre l’argile et

forme peu à peu une poche à l’intérieur de la géogrille, jusqu’au sol ferme. Cela finit donc par créer une substitution complète des sols compressibles dans l’emprise du remblai.

La méthode GFM se met en place comme suit : • la géogrille et deux contrepoids constitués par des sacs de sable ou de boue sont posés sur le sol

compressible ; • lorsque la stabilité est atteinte, le tassement des contrepoids provoque le développement d’un

effet parachute par la géogrille. On met alors en œuvre le remblai par couches fines. Une nouvelle nappe de géogrille avec contrepoids est éventuellement disposée si une instabilité apparaît.

2.3. Avantages d’une solution renforcement par géosynthétique Les avantages que peut présenter une solution renforcement par géosynthétique sont mis en évidence par les différents auteurs [Rowe, 2002 ; Imanishi et al., 2002 ; Bergado et al., 2002]. Ils insistent sur l’intérêt économique de cette solution vis-à-vis d’autres solutions plus lourdes (colonnes de sol traité au ciment ou colonnes ballastées par exemple). De Mello et al. (2002) évoquent les problèmes environnementaux qui se posent de plus en plus en cas de purge totale, pour la mise en dépôt des déblais.

163


2.4. Renforcement par géosynthétique en protection de talus

Propriétés Norme d’essai Valeurs Masse nominale ASTM D 3776 700 g/m2 Epaisseur (sous 2 kPa) ASTM D 1777 2,4 mm Résistance à la traction ASTM D 4595 200 kN/m Raideur sécante pour 5 % de déformation ASTM D 4595 1 700 kN/m Allongement à la rupture ASTM D 4595 12 % Perméabilité verticale (2 kPa) 2,5 10-3 m/s Perméabilité dans le plan (2 kPa) 2,5 10-2 m/s

Tableau II - Propriétés mécaniques du géosynthétique Bergado et al. (2002) étudient la possibilité de confortement de berges de canal par la mise en œuvre de géosynthétique. Après réalisation d’essais à la boîte de cisaillement de grandes dimensions pour étudier l’effet de l’inclinaison du géotextile sur la résistance au cisaillement des échantillons, ils proposent une solution de confortement des talus de berge selon le principe décrit en figure 5, les caractéristiques du géosynthétique étant présentées dans le tableau 2.

Figure 5 : Schéma de principe du confortement de talus proposé [Bergado et al., 2002] Une question subsiste à la lecture de cet article : la mise en œuvre d’un géotextile sur une profondeur de 10 m dans le terrain, à une pente de 45°, n’est pas évidente.

2.5. Drainage

2.5.1 Drains verticaux préfabriqués Rowe (2002) et Abramento et al. (2002) présentent les apports de la mise en œuvre de drains verticaux préfabriqués (âme plastique entourée d’une bande de géotextile). D’après Rowe (2002), la pose de drains verticaux permet la réduction des déplacements horizontaux.

2.5.2 Transmissivité d’un géotextile dans l’argile Chai et Miura (2002) présentent une étude sur la variation de la transmissivité d’un géotextile dans l’argile. Elle diminue en fonction du temps. En outre, plus la pression de confinement est forte ou plus le gradient hydraulique est faible, et plus la réduction de la transmissivité est rapide. Ces phénomènes sont dus au colmatage, et des observations au microscope montrent que les particules argileuses pénètrent dans les fibres du géotextile : à court terme, le géotextile confiné dans l’argile se comporte comme une membrane caoutchouc.

164


3. Remblais renforcés par pieux et géosynthétiques

Transferts de charges

Effet voûte

Géosynthétique

Pieux Substratum rigide

Sol compressible Effet Membrane

Remblai

Figure 6 : Remblai renforcé par pieux et géosynthétique

L’une des alternatives à la réalisation des remblais sur sol compressible consiste en une solution de renforcement mixte associant un réseau de pieux et un renfort géosynthétique placé à la base du remblai (géogrilles ou géosynthétiques de renforcement). Ce procédé a pour objectif de renforcer le sol lorsque celui-ci est fortement compressible et ne peut supporter les charges qui lui sont appliquées sans engendrer des tassements non-admissibles en surface. La technique de base utilisée consiste à transférer la charge due au remblai vers une couche de sol plus résistante. Ce transfert se fait par le biais de pieux verticaux traversant le sol compressible et prenant appui le plus souvent sur le substratum rigide. Les charges verticales dues au remblai sont transmises aux pieux soit directement par le sol de remblai par effet voûte, soit indirectement par l’intermédiaire du renfort géosynthétique par effet membrane (Figure 6). Le dimensionnement de ce type de structure est problématique puisqu’il fait intervenir des mécanismes aussi complexes que l’effet voûte dans le sol, le comportement en membrane de la nappe géosynthétique, le comportement du sol compressible et l’interaction sol compressible/pieux. Les mécanismes majeurs régissant cette problématique ainsi que les principaux résultats expérimentaux, analytiques ou numériques qui s’y rapportent sont synthétisés ci dessous.

3.1. Effet voûte L’effet voûte est le mécanisme qui permet le transfert direct d’une partie des charges du remblai vers la tête des pieux. Ce mécanisme qui se produit suite à l’effondrement ou au tassement d’une partie du sol de remblai sur la nappe géosynthétique engendre une réorganisation et une réorientation des efforts au sein du remblai. Si la voûte formée au-dessus du réseau de pieux est stable on peut espérer un faible taux de déformations en surface même si des mouvements de sols plus importants sont perceptibles en profondeur. Rappelons que le mouvement d’une certaine partie du sol est nécessaire et indispensable à la formation d’une voûte. Les mécanismes qui régissent la formation des voûtes sont très complexes. Ils dépendent bien évidemment des caractéristiques géométriques de l’ouvrage (espacement des pieux, forme et dimensions de la tête des pieux, hauteur du sol de remblai, etc.) mais également des caractéristiques du sol (granularité et caractéristiques mécaniques). Il n’est également pas exclu que la présence d’un renfort géosynthétique perturbe les mécanismes de voûte surtout lorsque plusieurs nappes sont utilisées au sein du corps de remblai. Les hypothèses émises quant à la forme des voûtes sont nombreuses et variées (Figure 7). Elles sont le plus souvent adaptées à un maillage carré ou rectangulaire du réseau de pieux. Les configurations

165


tridimensionnelles sont à privilégier mais peu de données expérimentales permettent de valider ou non les configurations proposées.

Figure 7 : Géométries des arches proposées dans la littérature Le rapport Ep correspondant au pourcentage d’efforts transmis directement par effet voûte au pieu est, d’une méthode à l’autre très différent. A titre d’exemple, nous présentons sur la figure 8 les résultats comparatifs rapportés par Habib et al. (2002) pour différentes méthodes [Terzaghi, 1943 ; Hewlett and Randolph, 1988 ; British Standards 8006 ; Guido et al., 1987]. H est la hauteur du remblai, s l’entre-axe des pieux et a la largeur de la tête de pieu. Des résultats similaires ont été rapportés par Horgan et Sarsby (2002). Comme le montre la figure 8, les hypothèses émises quant à la forme des arches ont une influence considérable sur le pourcentage de charges transmises directement au pieu par effet voûte, d’où les difficultés quant à l’établissement d’une méthode de dimensionnement fiable. Des résultats expérimentaux obtenus sur un banc d’essais bidimensionnel par Horgan et Sarsby (2002) montrent (Figure 9) que les mécanismes observés peuvent être très variables d’un sol à l’autre en fonction de ses caractéristiques physiques ou mécaniques (ici la teneur en eau).

H/(s-a)

Ep

Figure 8 : Influence des hypothèses relatives à l’effet arche [Habib et al., 2002]

166


(a) Teneur en eau de 4,7 % (b) Teneur en eau de 1,3 %

Figure 9 : Influence des hypothèses relatives à l’effet arche [Habib et al., 2002] Les mécanismes de voûtes sont fonctions de nombreux paramètres et restent à l’heure actuelle très mal connus. Des expérimentations en vraie grandeur destinées à la compréhension de ces seuls phénomènes seraient riches d’enseignements.

3.2. Effet membrane Les renforts géosynthétiques ont pour rôle de transférer aux têtes de pieux par effet membrane les charges non transmises par effet voûte. On appelle effet membrane l’aptitude qu’a un renfort géosynthétique à s’incurver pour mobiliser par traction des efforts orientés initialement dans la direction perpendiculaire à son plan. Si le renfort géosynthétique est initialement horizontal celui ci doit se déformer assez fortement pour résister aux efforts appliqués. Le sol subjacent au renfort géosynthétique va se déplacer et de ce fait initier les mécanismes de voûte dans le reste du remblai. Le sol support compressible va s’opposer au déplacement du renfort géosynthétique et créer une réaction verticale de sens opposé. De part sa forte compressibilité l’action du sol support peu diminuer dans le temps, d’où une évolution des déplacements du renfort géosynthétique. Si les voûtes formées dans le remblai sont stables, les mouvements au niveau du renfort géosynthétique ne vont pas avoir de répercussions importantes en surface. Les formulations analytiques existantes concernant l’effet membrane [Delmas, 1979 ; Espinoza, 1994 ; Giroud, 1995] ont été obtenues dans des cas simples (problèmes plans et charges uniformes). Certaines de ces formules ont été adaptées aux problèmes des remblais sur pieux renforcés moyennant certaines hypothèses simplificatrices. Les formulations obtenues doivent cependant être utilisées avec précautions notamment lorsque les géométries du maillage des pieux ou la forme de la tête des pieux sont complexes (maillage en quinconce ou têtes de pieux circulaires). Pour les cas complexes [Villard et al., 2002], une modélisation numérique peut s’avérer nécessaire. Comme le montre l’exemple suivant, les hypothèses de calcul (prise en considération de la nature fibreuse des géosynthétiques et des directions de renforcement privilégiées) peuvent avoir une influence non négligeable sur les résultats obtenus. Les simulations proposées mettent en évidence le comportement en membrane de la nappe géosynthétique au-dessus d’un réseau de pieux (Figure 10) à mailles carrées (espacement des pieux s=2 m, tête de pieux a=0,3 m) sollicitée verticalement par une charge répartie q uniforme (q=16 kN/m²). Trois modélisations numériques ont été effectuées en faisant varier la structure fibreuse du géosynthétique. Les géosynthétiques modélisés ont tous trois des raideurs en traction dans le sens trame et chaîne J de 1000 kN/m. La première simulation (a1) concerne le comportement d’un géosynthétique tissé (2 directions de fibres) dont les fibres sont parallèles au maillage des pieux. La deuxième (a2) concerne le comportement d’un géosynthétique tissé (2 directions de fibres) dont les fibres sont inclinées à 45° par rapport au maillage des pieux ; la troisième (b) le comportement d’une membrane élastique d’épaisseur e = 0,032m, de module d’élasticité E = 312,5 MPa, et de

167


coefficient de poisson ν = 0,333 (soit J=E∗e=1000 kN/m). Les résultats comparatifs obtenus sont présentés sur les figures 11 et 12 : déplacements verticaux, tensions dans la nappe et déformée en membrane.

s B

Modélisation (b)Modélisation (a2) Modélisation (a1)

C

A a

Figure 10 : Géométries testées [Villard et al., 2002]

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

00 0.2 0.4 0.6 0.8 1

Simulation (a1)Simulation (a2)Simulation (b)

Ver

tical

dis

plac

emen

t (m

)

Point locations between C and A (m)

C A

-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

00 0.2 0.4 0.6 0.8 1

Simulation (a1)Simulation (a2)Simulation (b)

Point locations between A and B (m)

Ver

tical

dis

plac

emen

t (m

)

A B

-0.5-0.5

Figure 11 – Comparaison des déplacements verticaux en fonction des géométries testées [Villard et al., 2002]

Si l’on compare les déplacements verticaux de la nappe (Figure 11) on constate des comportements très différents d’une modélisation à l’autre du fait d’une orientation initiale des fibres différente. Les écarts observés sur les déplacements verticaux sont supérieurs à 35 % en certains points. Sur la figure 12 on constate également que la distribution des tensions dans les fibres ainsi que les zones de tensions maximales sont très variables d’un cas à l’autre. On notera, au vu des résultats, que des déplacements importants du renfort géosynthétique sont nécessaires pour que celui-ci puisse mobiliser des efforts par effet membrane. Pour le cas traité (s=2 m, a=0,3 m et J= 1000 kN/m) les déplacements maximums de la nappe sont très importants (de 0,3 m à 0,4 m) pour une charge verticale relativement modérée (q=16 kN/m2). ²

168


B A

C

0.346 m

0.340 m Fibers directions

B A

C

0.227 m 0.316 m Elastic membrane

B A

C

0.255 m

0.412 mFibers directions

(b)

(a2)

(a1)

C

A B

C

A B

C

A B

(a) Tensions dans la nappe (b) Déformée en membrane

Figure 12 : Résultats comparatifs des géométries testées [Villard et al., 2002]

3.3 Applications traitées L’une des applications traitées (Figure 13) concerne un remblai ferroviaire construit sur sol compressible et renforcé par 3 lits de géogrille et par un réseau de pieux. Le remblai a été instrumenté par des jauges de contraintes et des capteurs de déplacements et a été suivi sur une période de 8 années (de 1995 à 2003). Les caractéristiques principales du renforcement sont : s=1,8 m et a=1,1 m. La couche de sol compressible a une forte teneur en eau et a une épaisseur qui varie entre 2 et 20 m suivant les endroits. Une paroi verticale de séparation a été mise en place au milieu du remblai pour désolidariser les deux voies. Le prédimensionment du remblai a été réalisé à partir

169


de formules empiriques ou analytiques de l’effet voûte [Jaaskelainen and Rathmayer, 1975] et de l’effet membrane [BS 8006, 1995 ; Hewlett et al., 1988 ; Jones et al. 1990]. Les auteurs estiment à 70 % la charge transmise directement par effet voûte aux têtes de pieux.

Figure 13 : Vues générales du remblai renforcé [Zanzinger et al., 2002]

Figure 14 : Résultats types obtenus [Zanzinger et al., 2002]

170


Les résultats des mesures de déplacements de la géogrille sont présentés sur la figure 14. On remarquera que les déplacements maximums obtenus sont, compte tenu de la géométrie testée (s=1,8 m et a=1,1 m), relativement faibles (de 4,9 cm à 9 cm suivant le profil). L’espacement réduit entre les têtes de pieux et les dimensions importantes de celles ci permettent d’assurer un effet voûte important et une faible mobilisation des géogrilles.

3.4 Les modèles numériques Les critères de dimensionnement sont des critères géométriques de surface qui sont régis principalement par l’effet membrane du renfort géosynthétique et par les mécanismes de voûte et de déformation dans le remblai. Il apparaît fondamental que le modèle numérique puisse restituer correctement ces deux mécanismes pour apporter une solution correcte au dimensionnement. Les modèles numériques les plus utilisés actuellement sont des modèles par éléments finis ou différences finies. Rappelons que ces modèles sont basés sur des hypothèses relatives au comportement des milieux continus et que dans ces conditions le modèle ne peut restituer des mécanismes d’effondrement par blocs (dissociation de certaines parties du modèle par rapport à d’autres), d’où des difficultés pour modéliser l’effondrement du sol de remblai sur le renfort géosynthétique et la formation de voûte. En fait le problème numérique posé est très complexe : • le problème est tridimensionnel et nécessite un nombre d’éléments très important donc des

temps de calcul prohibitifs (un maillage fin est nécessaire au niveau de la tête des pieux si l’on veut déterminer avec précision les tensions maximales dans la nappe),

• la modélisation du comportement en membrane nécessite une formulation spécifique en grands déplacements [Villard et al., 2002] ou les efforts sont calculés par rapport à la position déformée de la nappe. La prise en considération des directions de renforcement spécifiques peut s’avérer nécessaire,

• la modélisation du comportement du sol de remblai est complexe (effondrement progressif d’une partie du sol de remblai sur le renfort géosynthétique et formation de voûtes),

• l’interaction sol/pieux et sol/géosynthétique doit être prise en compte (utilisation d’éléments d’interface),

• les différentes phases successives de réalisation du remblai renforcé doivent être considérées pour garantir un état initial réaliste (mise en tension progressive de la nappe et initialisation ou non des phénomènes de voûtes dans le remblai).

Figure 15 : Modèles numériques [Aubeny and Briaud, 2002]

171


Face à tant de difficultés numériques, on se doit de s’interroger sur la pertinence des modèles et des hypothèses de calcul proposés pour ce type d’application et sur l’intérêt et la validité des résultats obtenus. L’une des applications traitées [Aubeny and Briaud, 2002] se rapporte à une modélisation éléments finis tridimensionnelle d’un remblai renforcé (s=3 m et a=0,6m). La géométrie de base et les résultats principaux sont donnés sur les figures 15 et 16. (a) Déplacements verticaux (b) Tension dans les géogrilles

Figure 16 : Résultats du modèle numérique [Aubeny and Briaud, 2002] Face aux résultats présentés (Figure 16) on peut rester perplexe quant aux hypothèses retenues et aux possibilités du modèle à traiter ce type de problème. En effet les très faibles déplacements obtenus à la base du remblai pour ce type de configuration (s=3m et a=0,6 m) montrent que le renfort géosynthétique n’est pratiquement pas sollicité (une couche de sol de 4 à 8 cm d’épaisseur suffit à créer des déplacements verticaux de 5 cm). On remarquera également que les déplacements en tête du remblai sont voisins de ceux obtenus à la base du remblai (pas d’effet d’arche). Si l’on se réfère aux résultats de la figure 12 présentant les tensions de la nappe géosynthétique dans un cas similaire on peut également s’interroger sur les résultats présentés sur la figure 16b (variation excessivement importante des tensions dans la nappe). Typiquement, on peut se demander si les mécanismes de base (qui sont par ailleurs utilisés actuellement dans les formules analytiques de dimensionnement) sont pris en considération dans le modèle numérique utilisé : effet voûte (report d’une partie des efforts vers les pieux et effondrement d’une partie de sol sur la nappe), effet membrane (aptitude de la nappe à reprendre des efforts perpendiculaires à son plan), rôle du sol support compressible dans la modélisation, influence de la finesse du maillage, etc. Face à des structures et à des comportements aussi complexes, le modélisateur se doit d’apporter des réponses précises quant à la validité des hypothèses de calcul utilisées. Dans cette optique et en général une analyse fine des résultats est plus riche d’enseignement que les résultats eux-mêmes. Une étude paramétrique montrant (ou non) l’aptitude du modèle à décrire les principaux mécanismes régissant la problématique aurait été ici d’un intérêt plus évident. Néanmoins, s’ils sont utilisés judicieusement et à bon escient, les modèles numériques peuvent donner des indications intéressantes ou apporter des réponses spécifiques à tout ou partie du problème. Il faut veiller simplement au respect des formulations de base du modèle et être vigilent quant aux hypothèses formulées.

172


4. Conclusion Les applications relatives aux remblais renforcés par pieux et géosynthétiques montrent l’intérêt indéniable de cette solution de renforcement pour les sols compressibles de faible portance. Le comportement mécanique de ces structures est cependant complexe puisqu’il fait intervenir des mécanismes assez mal connus comme l’effet voûte dans le sol, le comportement en membrane de la nappe géosynthétique et l’action du sol compressible. Le dimensionnement de ces structures reste donc à l’heure actuelle problématique. En effet les méthodes de dimensionnement analytiques existantes dépendent fortement des hypothèses émises (notamment sur l’effet voûte et l’effet membrane) et les méthodes numériques actuelles présentées ne permettent pas une description complète et fidèle des phénomènes précédemment cités. Le renforcement par géotextile à la base des remblais sur sols compressibles ou sur sols sensibles se montre également intéressant, mais des recherches complémentaires sont nécessaires pour optimiser le dimensionnement. Une solution de renforcement en protection de talus est enfin présentée. Elle semble très intéressante mais pose des questions en terme de mise en œuvre.

6. Bibliographie ABRAMENTO M., CASTRO G.R., CAMPOS S.J.A.M. (2002), Short and long-term analysis of a reinforced embankment over soft soil, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol. 1, pp. 139-142. AUBENY C.P., BRIAUD Y.LI (2002), Geosynthetic reinforced pile supported embankments: numerical simulation and design needs, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol.1, pp. 365, 368. BERGADO D.T., HORPIBULSUK S., NGOUCHAURIENG P. (2002), Innovative use of geosynthetics for repair of slope failures along irrigation/drainage canals on soft ground, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol. 1, pp. 147-150. BS 8006 (1995/1999), Code of practice for strengthened/reinforced soils and other fills, British Standards Institution, London. CHAI J.C., MIURA N. (2002), Long-term transmissivity of geotextile confined in clay, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol. 1, pp. 155-158. De MELLO L.G., MONDOLFO M., GOMES J.C.M., CARAN A. (2002), Optimised design and construction of an urban highway embankment on soft soils, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol. 1, pp. 159-164. DELMAS P. (1979), Sols renforcés par géosynthétiques -Premières études. Doctoral thesis of the scientific university of Grenoble, France, 20 December 1979, 200 pages. DUSKOV M., KOEHORST B.A.H. (2002), Monitoring and response analysis of highway light-weight structures with EPS geofoam, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol. 1, pp. 165-168. ESPINOZA R.D. (1994), Soil-Geotextile Interaction:Evaluation of Membrane Support. Geotextiles and Geomembranes, Vol.13, No.5, pp. 281-293. GIROUD J.P. (1995), Determination of geosynthetic strain due to deflection. Geosynthetics International,Vol.2, N° 3, pp. 635-641. GUIDO V.A., KNUEPPEL J.D., SWEENY M.A. (1987), Plate Loading Tests on Geogrid-Reinforced Earth Slabs; Geosynthetic '87 Conference, New Orleans, USA, pp. 216, 225. HABIB H.A.A., BRUGMAN M.H.A, UIJTING B.G.J. (2002), Widening of Road N247 founded on a geogrid reinforced mattress on piles, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol.1, pp. 369, 372. HERLE V., HERLE I. (2002), Road embankments with reinforced base on peat, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol. 1, pp. 5-34. HEWLETT W.J., RANDOLPH M.F. (1998), Analysis of piled embankments, Ground Engineering, USA, Vol. 4 (3), pp. 12-18. HORGAN G.J., SARSBY R.W. (2002), The arching effect of soils over voids and piles incorporating geosynthetic reinforcement, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol.1, pp. 373, 378. IMANISHI H., HIRAI T., TAKABA Y., ADACHI M. (2002), Embankment technology with geogrid on very soft clay, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol. 1, pp. 177-180. JAASKELAINEN H., RATHMAYER H. (1975), Paaluhattujen kayttö tie-ja rautatiepenkereissa, VTT, rakeenusja yhdyskuntatekniikka 16, Helsinki, in Finnish. JONES C.J.P.F., LAWSON C.R., AYRES D. (1990), Geotextiles reinforced piled embankments. 4 th Int. Conf. on Geotextiles, Geomembranes and Related Products, Den Haag,Vol.1, pp. 55-60. ROWE R.K. (2002), Geosynthetic-reinforced embankments over soft foundations, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol. 1, pp. 5-34.

173


TERZAGHI K. (1943), Theoretical Soil Mechanics; John Wiley & Sons, New York. VILLARD P., KOTAKE N., OTANI J. (2002), Modeling of reinforced soil in finite element analysis, Keynote lecture, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol.1, pp. 39, 95. ZANZIGER H., GARTUNG E. (2002), Performance of a geogrid reinforced railway embankment on piles, 7th International Conference on Geotextiles, Nice 2002, France, Vol.1, pp. 381, 386.

174

remblais renforcés sur sol compressible - accueil ... · 5es rencontres géosynthétiques...

Documents