2 Chapitre 2 - Retrait-gonflement des sols argileux : liens entre microstructure et propriétés mécaniques/hydriques
2.2 Caractérisation en laboratoire de la sensibilité d’un sol au retrait et gonflement : classification et méthodologie
La caractérisation en laboratoire de la sensibilité d’un sol au retrait-gonflement est discuté à partir d’essais croisés inter-laboratoire. Les quatre laboratoires impliqués dans cette étude ont appliqué des essais classiquement rencontrés en géotechnique ou des essais développés plus spécifiquement. L’objet commun d’étude était l’argile de Bavent provenant d’un remblai expérimental installé au CER de Rouen (Figure 28). Le choix s’est porté sur ce matériau car il avait fait l’objet d’une homogénéisation avant sa mise en œuvre. Lors du démontage du remblai, chaque laboratoire a pu récupérer des blocs 40x40 cm jugés ‘identiques’ et permettant donc l’inter-comparaison entre laboratoire.
Figure 28. Photo de l’argile de Bavent
reference reference
wetting drying
90 cm 90 cm
La caractérisation de l’argile de Bavent dans le Tableau 11 montrent que les propriétés microstructurales, physiques et mécaniques de ce matériau de classe GTR A2/A3 présentent une certaine hétérogénéité, bien que le sol ait été initialement homogénéisé lors de l’extraction en carrière avant sa mise en œuvre sur le site expérimental. Cette hétérogénéité des résultats d’essai provient soit de l’hétérogénéité naturelle du sol testé (ce qui est habituel même dans les formations géologiques jugées homogènes), soit des procédures d’essai appliquées, soit de l’opérateur des essais (la plupart des essais en géotechnique étant manuels).
Ces résultats issus d’essais croisés inter-laboratoire montrent la nécessité de réaliser un nombre d’essais suffisant pour rendre compte de la variabilité des propriétés d’un sol (d’autant plus lorsque ce dernier est hétérogène). Comme évoqué dans la chapitre 1, l’échantillonnage et le sous-échantillonnage sont des étapes primordiales avant les essais afin d’obtenir une bonne représentativité. Dans le cas présent, une partie des essais étant réalisés sur des éprouvettes de sols « intacts », la réalisation de 3 à 5 tests (ou plus) est nécessaire pour estimer la variabilité des paramètres en fonction de l’hétérogénéité. La taille des éprouvettes devra également être adaptée en fonction du Dmax du sol.
Tableau 11. Synthèse des caractéristiques de l’argile de Bavent. (*) Essai sur des blocs de sol ayant subi un cycle humide/sec, (**) test d’un bloc sans cycle d’humidification/séchage sur site (Alshihabi, 2002).
Essais Résultats
Teneur en eau initiale w0
NF P 94-050 (*) 14,6 à 18,9 % / min= 9% et max= 20,6%
Masse volumique du sol sec ρd
NF P 94-053 ρd = 1,70 à 2,06 Mg/m3 (**) 1,63 Mg/m3
Masse volumique des
particules du sol ρs NF P 94-054 (*) = 2,70 à 2,77 Mg/m
3
Indice des vides eo 0,5 -0,6
Granulométrie par tamisage
NF P 94-056 ou NF P 94-041
<80 µm 92,5 à 95% >5 mm 0,1 à 2,3% Granul. par sédimento. (NF P
94-057) ou sédigraphe ou diff. laser < 2µm (*) 42 à 51% (**) 17,5 % Limites d’Atterberg NF P 94-051/52 wl %(*) 44 à 50 (**) 44 wp %(*) 18 à 23 (**) 28 Ip(*) 23 à 31 (**) 16 Valeur de bleu - NF P 94-068 4 à 5 g/100g Id e n ti fi c a ti o n g é o te c h n iq u e CEC - NF X 31-130 10,7 meq/100g M in é ra lo g ie
DRX, ATD-ATG, calcimètre, analyse élémentaire semi-quantitative par EDX…
Quartz + 13,5% (15,6 %) calcite (mesure ATG/ ATG ou calcimètre -
NF P 94-048) + gypse + argiles (muscovite ≈ 50%, kaolinite 17,9%
(analyse thermique ATG), sépiolite ≈ 30%) + 4% (1 %) de teneur en matières organiques (NF P 94-055) (ou par ATD-ATG). Ca et K (≈ 2%) ainsi que Na (≈ 0.5%) comme cations compensateurs majoritaires dans les argiles.
Observation au MEB environnemental
Matériau assez homogène, avec la présence d’agrégats de particules argileuses sous la forme de feuillets (pas de gonflement observé en faisant varier l’humidité de la chambre d’analyse en mode
environnemental) M ic ro s tr u c tu re
Porosimétrie au mercure ntot = 25% avec une distribution bi-modale (famille de pore à 25 nm et 0.7 µm). Sp = 14 m2/g
Retrait Limite de retrait ws à partir d’un essai de retrait (sol remanié ou non)
10,1 à 12,5 % avec un degré de saturation initial variable
(NF P 94-060-1 / 2, méthodeproposée par Makki, 2008)
Essais œdométriques de gonflement / effondrement en parallèle - XP P94-091 (Figure 29)
σ g = 200 kPa (Essai a) σ g = 95 kPa (Essai b) σ g = 75 kPa (Essai c) σ g = 84 kPa (Essai d) Essais œdom. de gonflement -
ASTM D4546-03 méthode A
Essai de gonflement libre puis chargement/déchargement 0 SW ε = 2,9-3,3%, σ g= 94 kPa Essais œdométriques XP P94-090-1 Essai a : σ'p = 160 kPa, Cc =0,09, Cs = 0,02
Essai b : Argile déstructurée wi =68%, eo = 1,9 Cc = 0,331, Cs = 0,076 Essai c : essai de compressibilité à gonfl. initial bloqué
σg = 120 kPa, σ’p = 200 kPa Cc =0,34 Cs = 0,08 G o n fl e m e n t
Essai œdométrique Ko drainé à
La Figure 29 montre également que si les normes précisent les protocoles des essais à appliquer, les résultats des essais de compressibilité obtenus par différents laboratoires sur un même sol sont variables et leur interprétation pour déterminer des paramètres caractéristiques comme la pression de gonflement (σg),, la pression de pré-consolidation (σ’p), le potentiel de gonflement (εsw), le coefficient de compressibilité (Cc) ou le coefficient de gonflement (Cs) peuvent s’avérer assez différents. On observe ainsi par exemple une variation de σg entre 75 et 200 MPa pour l’argile de Bavent dans le Tableau 11. Il faut donc toujours considérer avec beaucoup d’attention la manière dont les essais sont conduits et avant cela, comment l’échantillon est prélevé puis stocké
Figure 29. Résultats d’un essai œdométrique de gonflement / effondrement en parallèle selon la norme XP P94-091 appliquée par 4 laboratoires pratiquant les essais géotechniques.
Pour preuve, l’étude du comportement des argiles plastiques sur-consolidées de l’Yprésien (en relation avec les chantiers de la société du Grand Paris – Bergere et al. 2018) a montré dernièrement qu’il existe encore actuellement des problèmes de mesure tant in situ qu’au laboratoire. Un certain nombre de préconisations doivent être suivies scrupuleusement afin de produire des mesures fiables. Il s’agit dans ce cas par exemple d’empêcher le gonflement des argiles lors de leur extraction du sol en utilisant un fluide de forage adapté, de réaliser les mesures in situ très rapidement après le forage pour éviter une réaction des parois, d’appliquer une saturation des éprouvettes avant les essais triaxiaux, en empêchant le gonflement en appliquant une contrainte proche de la contrainte in situ et en allongeant la durée du suivi de la variation de volume pendant la période de consolidation du sols avant essais…).
Ces considérations peuvent paraitre simplistes et évidentes mais il est bon de les rappeler régulièrement et systématiquement afin d’assurer la qualité des mesures expérimentales de laboratoire sur lesquelles les bureaux d’étude se basent pour effectuer un dimensionnement en géotechnique. Si les paramètres sont sous-estimés, des désordres peuvent apparaitre cependant l’utilisation de coefficient de sécurité permet généralement de réduire ce risque. Une surestimation entraîne par contre la mise en place de mesures qui peuvent générer des surcoûts élevés (fondations sur micropieux par exemple) voire générer des désordres à cause des mesures de confortement surdimensionnées par rapport aux déformations réelles.
Concernant les essais de retrait volumique libre et de gonflement libre du Tableau 11, les résultats montrent que l’argile de Bavent n’est pas une argile particulièrement gonflante : la classification LCPC/USCS des sols donne la classe ‘argile peu plastique’. Cette conclusion n’est cependant pas clairement déduite des classifications existantes pour les sols sensibles au retrait-gonflement (Tableau 12) basée sur des valeurs d’indices tirées de mesures indirectes de reconnaissance des sols (c’est-à-dire la caractérisation des particules du sol).
Ce résultat renforce l’idée qu’il est indispensable de réaliser des essais mécaniques de retrait « et » de gonflement sur les sols dans leur état « intact » (et non pas non remanié) pour intégrer l’effet de leur histoire et de leur structure (comme par exemple la densité ou la cimentation des particules dans les marnes). Or, ces effets ne sont pas pris en compte par les paramètres de consistance (type limite d’Atterberg Ip or Activité Ac du sol) utilisés classiquement dans les classifications.
Tableau 12. Application des classifications au cas de l’argile de Bavent (classifications détaillées dans la thèse de Makki (2009))
Classification Paramètres Potentiel de gonflement
Altmeyer (1955)* ws Moyen/fort
Rangaratham et Satyanarayana (1963)* Is Fort
Seed et al. (1962)* IP Moyen
Classification SNEP ou ASTM D4546-03 (méthode A) 0 % SW
ε Faible
Classification BRE (Building Research Establishment) IP, C2µ m Moyen Classification EPA (US Environmental Protection Agency) Ac, CEC Faible
Chen (1988)** wl, C74µ m Fort
Williams et Donaldson (1980) IP, C2µ m Moyen
Holtz et Gibbs (1956) ws, IP, C2µ m Très fort
Dakshanamurthy (1978)* wl, ws,IP Moyen
*cités par Bultel (2001) ** cités par Windal (2001)
Travaux autour du développement de méthodes d’essai
Afin d’améliorer la cartographie des sols sensibles au retrait-gonflement (ce qui aura des conséquences sur les profondeurs usuelles des fondations ou sur le degré de renforcement des structures à construire) ou inciter les bureaux d’études géotechniques et constructeurs à recourir de manière plus systématique aux essais non seulement de gonflement mais également de retrait, il est important de proposer des outils simples de
caractérisation. On recourra à ces essais soit au stade du projet (estimation de la susceptibilité au retrait et
gonflement d’une parcelle), soit au stade du diagnostic post-sinistre pour établir si le sol est en cause. Plusieurs essais (procédures) mentionnés dans le Tableau 11 existent pour évaluer le gonflement. La plupart utilisent une cellule oedométrique : essai à gonflement initial bloqué, essai de gonflement/effondrement en parallèle et essai de gonflement libre puis chargement, ou tout simplement un essai de compressibilité. Or
Sridharan et al. (1986) ont montré depuis longtemps que les pressions de gonflement σg, mesurées
dépendent de la procédure d’essai. Ce phénomène est relié à l’histoire de l’échantillon au cours même de l’essai, c’est-à-dire l’évolution de sa microstructure au cours des différentes étapes hydriques et mécaniques qui lui sont appliquées (avec ou sans contrainte initiale ou succession de chargement/déchargement…). Quoique l’essai de gonflement libre axial suivi d’un chargement soit considéré comme « déstructurant » pour le sol ce qui conduit généralement aux mesures de pression de gonflement les plus élevées par rapport aux valeurs trouvées en appliquant d’autres protocoles (Figure 30a), cet essai simple et rapide a été retenu comme « essai de référence » dans les travaux présentés ci-après. Cet essai est inspiré de la première partie de la norme ASTM D4546-03 méthode A. Outre la pression de gonflement, il permet également d’obtenir le potentiel de gonflement εsw du sol. Notez cependant que cet essai sous le poids du piston avec confinement latéral du sol par la bague oedométrique, ne permet pas de rendre compte de l’effet tridimensionnel du gonflement tel qu’il se produit dans un sol in situ.
a)
Free swelling test
swelling test with oedometers in parallel Oedometric test of compressibility (prevented initial swell)
Free swelling test
swelling test with oedometers in parallel Oedometric test of compressibility (prevented initial swell)
b) 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0 4 8 12 16 20 24 28 e i n d ic e d e s v id e s teneur en eau % saturation line
Swelling limit ws(soil intact or not) = 10,1 à 12,5 % with an variable initial saturation
degree of samples
Curve calculated from axial deformation
Measured volumic shrinkage
Calculated from suction curve
From XP P94-060-2 (disturbed soil)
Figure 30. Détermination de la pression de gonflement à l’aide de 3 procédures selon Sridharan et al. (1986) et courbes de retrait dans le plan w-e selon 3 méthodes d’essais.
Concernant l’essai de retrait, plusieurs méthodes peuvent être utilisées pour obtenir une courbe de retrait : essai à succion imposée (application de la méthode des solutions salines, du filtre papier ou de la méthode osmotique pour obtenir les points sur une large gamme de succion), essai de retrait axial ou volumique à l’aide de capteur de déplacement ou essai de retrait selon la norme XP 94-060-2 sur sol remanié (Figure
30b).
La succion s (ou potentiel de l’eau) est une notion essentielle dans le domaine des sols non saturés mais également pour les agronomes. Selon la nature du sol, une même teneur en eau ne donne pas lieu aux mêmes quantités d’eau « disponible » pour la croissance des plantes d’où l’introduction de la notion de succion en sciences du sol. La succion tient compte à la fois de la teneur en eau et de la taille des pores qui dépend de la texture, minéralogie et microstructure du sol. Or les racines ne sont capables de prélever que l’eau gravitaire et capillaire du sol (dans la microporosité) en dessous d’une succion de l’ordre de 15 bars soit 1500 kPa (ce qui correspond au point de flétrissement) (Figure 31).
Figure 31. Force de succion (hPa) mesurée dans diverses textures de sol et teneur en eau
au point de flétrissement et à la capacité au champ (maximum d’eau absorbable) du sol en fonction de sa texture (Duchaufour, 1991
cité par
https://www.u-picardie.fr/beauchamp/mst/eau-sol.htm)
Cette notion de succion est également utilisée pour décrire le comportement des sols non saturés (Delage et Cui, 2000). En mécanique des sols, la relation de Terzaghi σ = σ’ + u permet de définir les états de contrainte d’un sol à l’équilibre. Dans un sol non saturé, la contrainte effective σ’ (ou contrainte de contact inter-granulaire) est liée à la contrainte totale σ, à la pression de gaz (en général de l’air) ua et à la pression de l’eau uw qui règnent dans les interstices entre les particules par la relation :
où χ est le coefficient de Bishop généralement relié au degré de saturation, qui varie entre 0 pour un sol sec et 1 pour un sol saturé, P = (σ-ua) est la contrainte nette appliquée et s = (ua-uw) est la succion ou pression interstitielle négative. Si la contrainte totale σ et la pression de l’air ua restent constantes et que la pression de l’eau uw diminue à la suite d’un abaissement du niveau de la nappe, le terme de succion (ua-uw) croît. En effet, le poids de la colonne d’eau sus-jacente correspondant à uw = ρw g zw diminue. Cela entraîne une augmentation de la contrainte effective (contrainte qui s’exerce sur le squelette solide), ce qui a pour effet de comprimer le sol et de provoquer un tassement. C’est une vision mécanique du séchage des sols qui explique les déformations en retrait du sol et qui met en jeu les énergies développées aux interfaces air/eau (ménisques) à l’origine de forces rigidifiantes ou de cimentation du squelette de particules solides.
De plus, si le sol considéré se situe au-dessus de la nappe phréatique, il peut être saturé par capillarité ou non, selon les caractéristiques du matériau qui le compose et la distance qui le sépare du toit de la nappe. L’attraction entre les molécules adjacentes à la surface d’un fluide (tension de surface) lui permet de s’élever dans un capillaire au-dessus de la ligne de pression atmosphérique. La hauteur de fluide dans le capillaire est donnée par la loi de Jurin :
h = 2γ cos (θ) / r ρw g ou s = (ua – uw) = 2γ cos (θ) / R
Petits pores + eau fortement liée = grande succion
grands pores = faible succion
Loi de Laplace
Capacité au champ
où h est la hauteur d’ascension capillaire, γ est la tension superficielle de l’eau avec l’air (72.75 kN/m), θ (en degré) est l'angle de contact entre l’eau et la paroi du pore, ρ est la masse volumique de l’eau, r est le rayon du tube et R est le rayon de courbure du ménisque présent dans le pore (m), g est l'intensité de la pesanteur. C’est ce phénomène qui permet à un sol de présenter de l’eau au-dessus du toit de la nappe, par l’intermédiaire de son réseau poreux. Les pores les plus petits présentent les forces de succion les plus importantes et entraînent des remontées capillaires sur de grande distance (voir illustration ci-contre). Cette eau est d’autant plus liée que les pores sont petits et elle demande une énergie thermique importante pour être retirée.
D’un point de vue mécanique, le phénomène de retrait/gonflement est donc le résultat d’une redistribution/modification d’états de contrainte au sein d’un matériau en présence d’eau. Dans le cas d’un apport d’eau dans un sol initialement dessaturé, caractérisé par une pression négative u0 non nulle, la pression interstitielle va tendre vers 0 au cours du temps et la contrainte effective σ’ est égale à la contrainte totale σ au final à l’équilibre. La pression de gonflement d’un sol « malléable dont on empêche la déformation » est alors égale à la variation de pression interstitielle entre les états d’équilibre avant et après la mise en contact avec l’eau libre. Quant à la variation volumique enregistrée sur un sol « déformable partiellement contraint », elle dépend du niveau de contrainte appliquée au sol : si la pression externe est inférieure au delta de pression interstitielle alors un gonflement macroscopique se produit. Au vu de ces quelques explications par l’approche mécanique et même si l’approche du retrait-gonflement à l’aide de la succion a un intérêt majeur, la succion reste une grandeur plus difficile à manipuler/mesurer dans la pratique, comparée à une teneur en eau ou une déformation responsable des dégradations sur les constructions. Aussi, les essais de retrait-gonflement réalisés par Makki (2009) et présentés dans ce manuscrit ne font pas intervenir la succion comme sur l’exemple de la Figure 32 qui montre la corrélation forte entre teneur en eau, indice de saturation, succion et indice des vides. On retiendra cependant que lors de l’application de cycles d’humidification/séchage, les indices des vides peuvent être différents sur le chemin d’humidification ou celui du séchage alors que les succions sont équivalentes ce qui traduit un changement de microstructure avec des déformations plastiques irréversibles subies dans le domaine saturé ou quasi saturé. La succion peut alors être considérée quasiment comme une
contrainte isotrope de
compression. Tous changements de microstructure tels que décrits dans la suite du chapitre seront
donc accompagnés d’un
changement de succion via les modifications de porosité ou de degré de saturation.
Figure 32. Exemple d’essai d’humidification-séchage sur une kaolinite qui établit les liens entre
indice des vides e, degré de saturation Sr, teneur en eau w et succion ou pression négative (les déformations volumiques ∆V/V
n’apparaissent pas dans ces diagrammes) (Fleureau et al. 1993)
Après cet aparté sur la succion, revenons aux méthodes de mesures de retrait. L’essai de retrait volumique en continu de la Figure 33 a été privilégié dans le travail de recherche présenté dans ce mémoire. Il consiste à laisser sécher librement (σ = 0) à l’air une éprouvette de sol centimétrique et à mesurer périodiquement la variation de la hauteur et de la masse de cette éprouvette. La mise en place de 3 postes de mesure en parallèle permet de tester la reproductibilité de la mesure. Un équipement plus élaboré (avec la mesure de succion) a été commercialisé à la même époque que le développement de cet essai de retrait automatisé « simple ». Or, les échanges avec les concepteurs de cet équipement sophistiqué montrent que son coût 3 fois plus élevé est un frein à sa dissémination et donc à l’application systématique en laboratoire de géotechnique des essais de retrait. La version plus robuste et basique que nous avons mise au point a d’ores et déjà été implantée sous diverses formes dans d’autres laboratoires du CEREMA (ex-LRPC).
Figure 33. Photo du montage pour une mesure manuelle du retrait axial (norme XP 94-060-1), du montage pour l’essai de retrait volumique automatisé mis en place à l’IFSTTAR et de l’appareil TYPOSOIL commercialisé par
Sols Mesures (appareil développé par des pédologues avec des capteurs laser pour la mesure du déplacement axial et latéral, de capteur de succion et d’une mesure de la masse en continue).
La limite de retrait mesurée à l’aide de cet essai correspond à la teneur en eau pondérale du matériau au-dessous de laquelle il ne présente plus de variation volumique notable au cours de sa dessiccation. Cette limite wr ou ws est une limite de retrait « physique ou réelle » que l’on doit distinguer de la limite de retrait telle que décrite dans la norme soit l’intersection des asymptotes des deux parties de la courbe de retrait. Cet essai est appliqué autant que faire se peut sur un sol « intact » afin de tenir compte de la microstructure du sol en place. La microstructure est en effet impossible à simuler en laboratoire même en ramenant par compactage le sol dans son état de densité et de teneur en eau in situ comme nous le verrons un peu plus loin. La présentation des courbes de retrait en continu dans le plan e-w (voir Figure 34) sera privilégiée afin de s’affranchir de l’impact de la teneur en eau initiale w0 des éprouvettes.
Figure 34. Courbes de retrait volumique continu sur l’argile verte de Romainville remaniée
(matériau intact coupé en morceaux, séché à l’air, broyé
et réhumidifié puis compacté à la teneur en eau et densité du sol intact). a) Déformation
volumique versus w, b) Courbes présentées en (a) après correction des effets de
la teneur en eau initiale des éprouvettes, d) Schéma expliquant la méthode de correction, c) Indice des vides
versus teneur en eau (Duc et al. (xxx) art. non soumis)
En effet, deux échantillons de comportement similaire mais avec une légère différence de w0 vont présenter des courbes différentes dans le plan ε-w. On en conclut que l’un des deux sols présente une sensibilité plus
grande au retrait alors que les courbes dans le plan e-w sont strictement identiques. Les deux sols ont la même « sensibilité au retrait » (même classe de sol). Ce point est important pour comparer des sols et établir une classification valable pour l’aléa retrait-gonflement.
Parallèlement à la mise en place des postes de mesure du retrait volumique en continu, une méthode rapide