Facteurs affectant le comportement statique des argiles

Le comportement des sols cohérents est influencé par divers facteurs physiques et chimiques. Certains de ces facteurs (l’échantillonnage et la déstructuration, les effets de vitesses et de temps ainsi que les effets de la température) seront décrits dans les sections suivantes.

2.2.4.1 L’influence de la structure

La formation de la structure d’un sol cohérent est un processus complexe qui se déroule durant une longue période de temps. Selon Bjerrum (1967), la consolidation secondaire augmente la pression de préconsolidation apparente en diminuant l’indice des vides sous une contrainte effective constante. Ce processus de vieillissement se produit à la fin de la séquence de déposition et de consolidation. (Leroueil et Hight 2003). La thixotropie, la cimentation et tous les autres processus de durcissement augmentent également la pression de préconsolidation d’un sol sous un indice des vides constant (Tavenas et Leroueil 1987). Ces processus influencent la courbe d’état limite d’un sol. La figure 2.14 présente l’augmentation de la courbe d’état limite associée aux processus de structure. Cet effet n’est présent qu’aux contraintes inférieures à la courbe d’état limite. Au-delà de ces contraintes, toute forme de structure est détruite.

Les méthodes d’échantillonnage influencent la structure d’un sol collecté. Pour éviter la déstructuration, il est important d’utiliser des appareils qui ne remanient pas beaucoup les échantillons. Lefebvre (1970) (figure 2.15) et La Rochelle et coll., (1981) ont illustré qu’il y a une diminution importante de la résistance au pic lors de la déstructuration du sol. Il a été observé que la déstructuration diminue la pression de préconsolidation ainsi que le coefficient de compression (Leroueil et Hight 2003). Leroueil (1999) a démontré à l’aide des travaux de La Rochelle et coll., (1981) sur les argiles de Saint-Louis que les courbes d’état limites d’un sol diminuent avec la déstructuration (figure 2.16).

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Figure 2.14 : Historique de consolidation et courbe d’état limite d’une argile surconsolidée (tirée de (Tavenas et Leroueil 1987)

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Figure 2.15 : Effet de la déstructuration sur la résistance en pic (tirée de Lefebvre (1970))

Figure 2.16 : Effet de la déstructuration sur la courbe d’état limite de l’argile de Saint-Louis (tirée de Leroueil (1999))

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2.2.4.2 _{L’influence de la vitesse de déformation et du temps}

Il a été démontré par Bjerum (1967) que l’augmentation de la durée du palier de consolidation diminue la pression de préconsolidation et la courbe d’état limite. Il a justifié ce phénomène par la consolidation secondaire de l’argile. Tavenas et Leroueil (1977) ont vérifié cette théorie lors de la caractérisation de l’argile de St-Alban. Ils ont montré (figure 2.17) que la durée des paliers de consolidation influence la pression de préconsolidation. Il a été mentionné précédemment que cette pression influence directement l’amplitude et la position de la courbe d’état limite. La figure 2.18 présente l’effet du temps et de la consolidation secondaire sur la courbe d’état limite (Leroueil et coll., 1985).

Figure 2.17 : Effet du temps dans l’essai oedométrique (tirée de Tavenas et Leroueil (1977))

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Figure 2.18 : Effet du temps sur les courbes d’états limite (tirée de Leroueil et coll., (1985))

Les essais oedométriques à vitesse de déformation constante ont montré que la pression de préconsolidation et les courbes de compression sont influencées par la vitesse (figure 2.19) (Leroueil et coll., 1983). Il a été observé qu’à plus grande vitesse, les contraintes effectives verticales sont plus élevées. La vitesse influence également la résistance et la courbe d’état limite. Lo et Morin (1972) et Boudali (1995) ont présenté des courbes d’états limites déterminées pour différentes vitesses de déformation (figure 2.20 et figure 2.21). Ils ont conclu que les essais réalisés à différentes vitesses de déformation pour un sol donné produisent des courbes d’états limites homothétiques. Il a été également observé que les courbes sont plus petites pour des vitesses de déformations plus lentes.

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Figure 2.19 : Effet de la vitesse sur les courbes oedométriques (tirée de Leroueil et coll., (1983))

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Figure 2.20 : Effet de la vitesse sur les courbes d’état limite de l’argile de St-Vallier (tirée de Lo et Morin (1972))

Figure 2.21 : Effet de la vitesse sur les courbes d’état limite (tirée de Boudali (1995))

Lefebvre et LeBoeuf (1987) ont démontré que les pics de contraintes déviatoriques à la rupture augmentent avec la vitesse de déformation pour les argiles surconsolidées et normalement consolidées. Ils ont observé que le développement des pressions interstitielles

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des argiles à l’état surconsolidés avant la rupture n’est pas affecté par les vitesses de déformation. Par contre, suite à la rupture, le sol se comporte comme une argile déstructurée et les pressions interstitielles générées sont plus élevées pour des vitesses de cisaillement plus lentes (figure 2.22). Ils ont conclu que pour les sols déstructurés, lorsqu’il y a génération de pressions interstitielles, la vitesse de déformation diminue. La figure 2.23 présente les courbes de contraintes-déformations et développement de pression interstitielles pour l’argile de Olga normalement consolidée. Ils ont démontré également que la ligne d’état critique n’est pas influencée par les effets de vitesse pour les argiles déstructurées. Par contre, pour les sols structurés, la ligne d’état critique diminue avec la vitesse de déformation. Ce comportement peut être expliqué par le phénomène de fatigue.

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Figure 2.22 : Influence de la vitesse de déformation sur l’argile structurée de Olga (tirée de Lefebvre et LeBoeuf (1987))

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Figure 2.23 : Influence de la vitesse de déformation sur l’argile déstructurée de Olga (tirée de Lefebvre et LeBoeuf (1987))

2.2.4.3 L’influence de la température

Il est reconnu que la température a deux effets possibles dans un sol. Premièrement, elle peut influencer une expansion thermale des particules solides et de l’eau dans les pores. Deuxièmement, elle peut induire de façon thermique une modification de la résistance de contact entre les particules ou dans les agrégats (Leroueil et Hight 2003). Eriksson (1989) a

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présenté l’effet de la température sur les courbes de consolidation oedométrique. La figure 2.24 présente les résultats de ses recherches. Elle montre que l’augmentation de température rend le sol plus compressible dans le domaine surconsolidé. Ce phénomène provoque une diminution de la pression de préconsolidation. La figure 2.25 montre que ce comportement est plus important lorsque les températures sont inférieures à 35°C. L’effet de la température sur la courbe d’état limite est similaire. Boudali (1995) a démontré que l’augmentation de température influence une diminution de l’amplitude de la courbe d’état limite. La figure 2.26 présente schématiquement l’effet de la température sur la courbe d’état limite. Il a été reconnu par différents chercheurs que la température n’avait pas d’effet sur la ligne d’état critique (Leroueil et Hight 2003).

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Figure 2.25: Effet de la température sur les pressions (tirée de Eriksson (1989))

Figure 2.26 : Effet de la température sur les courbes d’état limite (tirée de Boudali (1995))

2.2.4.4 _{Influence de l’indice de plasticité, de l’indice de liquidité et de la sensibilité} Leroueil et coll., (1983) ont proposé plusieurs relations entre la résistance au cisaillement des sols à grain fin et les limites d’Atterberg. En effet, l’indice de plasticité et l’indice de liquidité d’un sol influence directement la résistance au cisaillement intact et remanié d’un sol non drainé.

L’équation (8) présente la relation entre la résistance au cisaillement remanié non drainé et l’indice de liquidité ILC évalué au cône suédois. Elle montre que plus l’indice de liquidité

est grand, plus la résistance au cisaillement remanié non drainée est faible et plus la sensibilité est importante.

Sur =

( , ) (8)

L’équation (9) présente la relation entre le taux de la résistance au cisaillement non drainée évalué au scissomètre et la pression de préconsolidation (Suv/σ’p) avec l’indice de plasticité

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d’un sol à grain fin. L’équation (10) présente la relation entre le rapport de la résistance au cisaillement non drainée évalué au pénétromètre au cône suédois et la pression de préconsolidation (Suc/σ’p) avec l’indice de plasticité. Les ratios augmentent avec l’indice

de plasticité des sols. Donc, à une pression de préconsolidation donnée, si l’indice de plasticité augmente la résistance au cisaillement augmente également. Les relations mettent en évidence que la résistance évaluée au pénétromètre au cône suédois est plus faible que celle évaluée au scissomètre.

Suv/σ’p = 0,20 + 0,0024IP (9)

Suc/σ’p = 0,20 + 0,0014IP (10)

La figure 2.27 présente la relation entre l’indice de liquidité, la sensibilité et la résistance au cisaillement non drainée d’un site. Cette figure montre que l’indice de liquidité est

inversement proportionnelle à la résistance au cisaillement non drainé et que la sensibilité est également proportionnelle à la résistance. En effet, à une sensibilité donnée, plus l’indice de liquidité est important plus la résistance intacte est faible. Tandis qu’à un indice de liquidité donné, plus la sensibilité augmente plus la résistance intacte augmente aussi.

Figure 2.27 : Influence de l'indice de liquidité sur la résistance au cisaillement non drainée (Leroueil et coll., 1983)