Paramètres influençant le comportement des fondations profondes

II.4.1. Introduction

La valeur du frottement latéral unitaire (qs) dépend fortement du mode d’exécution du micropieu (outil de forage, fluide de forage, type d’injection, pression d’injection…). Même si la nature du sol et sa compacité jouent un rôle important, c’est le couple type de micropieu/nature du sol qui est dimensionnant. La variation d’un des paramètres d’exécution pouvant influer de façon très significative sur la valeur de qs. Il n’est pas étonnant ainsi que les résultats des essais sur micropieux soient très dispersés et qu’il soit délicat d’obtenir des abaques représentatifs de la réalité complexe des chantiers (FOREVER, 2004).

Dans ces paragraphes, nous allons donner une description sommaire des principaux paramètres pouvant influencer le comportement des micropieux particulièrement sur le frottement latéral.

II.4.2. Mise en place d’un micropieu

(a) Méthode d’installation

En ce qui concerne le mode d’installation, Le Kouby (2003) a réalisé des essais sur micropieux modèles de 20 mm de diamètre et 735 mm de longueur installés dans un massif de sable de Fontainebleau. L’objectif de l’expérience était de comparer le comportement des inclusions foncées et moulées. Le frottement latéral mesuré dans le deux cas d’inclusions est assez proche (figure I.22.a). En revanche, en ce qui concerne la résistance en pointe, celle-ci est à peine mobilisée dans le cas de l’inclusion moulées car l’effet « écran » dû à l’inclusion installée avant le

matériau, crée une zone de sol très lâche autour la pointe, pour laquelle un déplacement de l’inclusion très important sera nécessaire pour mobiliser complètement la résistance en pointe. Dans le cas de l’inclusion foncée, la zone de sol sous la pointe à la fin de l’installation a déjà été fortement remaniée et ainsi la résistance en pointe est mobilisée pour des déplacements moins importants (figure I.22.b).

(a) (b)

Figure I.22. a) Mobilisation du frottement latéral et b) de la résistance de pointe en fonction du mode de mise en place (Le Kouby, 2003)

(b) Mode de scellement, volume du coulis injecté et pression d’injection

Bustamante & Doix (1985) ont effectué des études sur les résultats des nombreux essais en vraie grandeur réalisés sur des tirants et des micropieux injectés. Ils proposent, après l’analyse de ces essais, une loi de mobilisation du frottement latéral (qs) en fonction du système d’injection et la

pression limite d’un essai pressiométrique Pl (figure I.23).

Figure I.23. Exemple d’une abaque de calcul de qs à partir de Pl pour les argiles et limons

(Bustamante & Doix, 1985)

Le comportement de l’interface sol-micropieu est essentiellement lié à l’évolution de la contrainte normale et à l’évolution du coefficient de pression de terres K (Boulon, et al., 1986; Lehane, et al., 1993). La réalisation d’un forage, l’installation d’un micropieu et le chargement de l’inclusion font varier la contrainte normale et le coefficient de pression de terres.

Lorsque le forage est ouvert, la contrainte normale à la paroi du trou est nulle puis elle augmente d’une manière plus au moins importante en fonction de la technique de bétonnage ou de scellement adoptée. Dans le cas des micropieux, l’injection sous pression crée une compression du sol qui aide à la mobilisation du frottement latéral. La qualité du scellement dans les sols meubles tend à être meilleure si des pressions d'injection, bien contrôlées, sont au moins égales ou légèrement supérieures à la pression limite du terrain. Cela est moins vrai pour les formations compactes et de nature rocheuse pour lesquelles le recours à des valeurs de pressions d’injection élevées constitue davantage un critère de contrôle de la qualité de l'exécution, sachant que l'on scelle tout aussi efficacement une armature dans un forage bien calibré au rocher à l'aide d'un coulis injecté gravitairement que sous haute pression (Bustamante & Doix, 1985).

Les micropieux réalisés avec un système d’injection global unitaire IGU et une pression d’injection d’au moins 0,5 MPa ont, dans la plupart des cas, des résistances de scellements qui excèdent nettement les capacités qu'offrirait une armature scellée gravitairement, sans oublier cependant qu'en règle générale leur résistance reste inférieur à la résistance d'une fondation avec une injection IRS (Bustamante & Doix, 1985).

L’influence de la quantité de coulis injectée sur la capacité descellement a été étudiée par Gabaix et al. (1975). Si l’injection est conduite sans provoquer de claquage, l’augmentation de volume du bulbe par l’apport de coulis s’accompagne d’un accroissement de la surface latérale du bulbe et par suite de la capacité de scellement. Les essais effectués montrent que la capacité limite de la fondation scellée sous pression varie pratiquement comme la racine carrée du volume total de coulis injecté.

(c) Inclinaison des inclusions

Les micropieux inclinés sont utilisés quand les efforts horizontaux prévus sont assez importants en tête de micropieu pour éviter un moment fléchissant important et pour renforcer des structures existantes. Les résultats des essais en centrifugeuse réalisés par Juran et al. (2001), cités par Alsaleh (2007), ont montré que l’inclinaison de micropieux contribue à : 1) une diminution des déplacements et des moments fléchissant dans les micropieux et le chevêtre, 2) une augmentation des efforts axiaux dans les micropieux, 3) une augmentation de la fréquence fondamentale de système de sol-micropieux. Ces résultats montrent que l’inclinaison fait augmenter la rigidité latérale des micropieux.

Il a été prouvé que l’inclinaison de l’inclusion a une influence aussi sur la charge maximale admise par la fondation. Par exemple, Awad et Petrasovits (1968) ont trouvé que la charge maximale était obtenue pour une inclinaison du pieu de 22,5° pour le cas de pieux battus dans un sol pulvérulent dense soumis à des chargements verticaux en compression. De même, Chattopadhyay et Pise (1986), cité par Le Kouby (2003), ont étudié le comportement mécanique des pieux inclinés soumis à des chargements verticaux en arrachement et ont trouvé que, pour trois rapports L/B de pieux, le maximum de capacité portante était obtenu pour une inclinaison de pieux comprise entre 15° et 22,5°.

Bhardwaj et Singh (2013) ont étudié la résistance à l’arrachement de micropieux verticaux sous charges inclinées. Les essais ont été réalisés sur des micropieux forés à échelle réduite de 25 mm de diamètre et 600 mm de longueur avec une armature métallique de 10 mm de diamètre. Ils ont trouvé que la résistance ultime des micropieux verticaux diminue avec l’accroissement de l’inclinaison de la charge.

II.4.3. La rigidité axiale du micropieu

Le déplacement global d'un micropieu chargé axialement dépend non seulement des propriétés mécaniques du sol environnant ou de l’interface sol/coulis, mais également de la compressibilité axiale propre du micropieu.

Randolph (1983) a proposé une classification des fondations profondes en trois catégories : rigide, semi-rigide et souple (compressible) à partir de leur élancement L/B (rapport entre la longueur L et le diamètre B du pieu). La réponse d’un pieu souple est significativement affectée par sa longueur globale. - Pieu rigide : 𝐿 𝐵< 0,25 ( 𝐸𝑝 𝐺) 0,5 équation I-5 - Pieu souple : 𝐿 𝐵> 1,5 ( 𝐸𝑝 𝐺) 0,5 équation I-6 etant Ep le module d'élasticité du pieu et G module de cisaillement du sol.

Dans un pieu rigide installé dans un sol ayant un comportement radoucissant (dégradation du frottement après le pic jusqu’à une valeur résiduelle), le frottement de pic sera atteint dans toutes les couches au même moment (Murff, 1980; Randolph, 1983) tandis que cette mobilisation se fera progressivement en fonction de la profondeur pour un pieu semi-rigide ou souple, tel qu’un micropieu (figure I.24.a). Il en résulte que, pour des pieux longs, la capacité en frottement est inférieure à la somme des frottements ultimes locaux. La réduction de capacité due à la flexibilité du pieu peut être obtenue en introduisant un coefficient Rf tel que donné par l’équation I-7 :

𝑅𝑓=

𝑄𝑟é𝑒𝑙

𝑄𝑟𝑖𝑔𝑖𝑑𝑒 équation I-7

où : Rf : coefficient de réduction ; Qréel : capacité réelle du pieu ;

Qrigide : capacité calculée en intégrant tous les pics du frottement.

Pour estimer le coefficient Rf, il faut connaitre la compressibilité du pieu Kc (équation I-8) et

le degré de radoucissement () qui est le rapport entre le frottement résiduel (res) et le frottement

axial maximal (qs).

𝐾𝑐=

𝜋. 𝐵. 𝑞𝑠. 𝐿2

𝐸𝑝. 𝐴𝑝. ∆𝑧𝑟𝑒𝑠 équation I-8

où Ap est la section transversale du pieu et zres est le déplacement relatif entre le pieu et le sol pour

passer du frottement maximal au résiduel.

Randolph (1983) présente sur la figure I.24.b un abaque pour déterminer le coefficient Rf qui doit être appliqué à la résistance de frottement axial de pieux avec un calcul basé sur le frottement axial limite. Les différentes courbes reflètent différents degrés de radoucissement .

a) b)

Figure I.24. a) Rupture progressive d’un pieu souple installé dans un sol ayant un comportement radoucissant, b) coefficient de réduction Rf en fonction de la flexibilité du pieu (1/Kc) et du degré

de radoucissement  (modifiées d’après Fleming et al. (2009))

II.4.4. Densité du massif

La densité du massif et la contrainte de consolidation ont une influence sur le comportement d’un micropieu à cause du phénomène de la dilatance « empêchée » qui se traduit dans une augmentation de la contrainte horizontale (Schlosser & Guilloux, 1981). Le phénomène de dilatance du sable est d’autant plus important que la densité est élevée et que la contrainte est faible.

Lors d’un essai d’extraction à la rupture d’une inclusion linéaire enterrée, le sol au voisinage immédiat de l’inclusion est cisaillé. Selon Schlosser et Unterreiner (1994), dans le cas d’un sol frottant et compact, le volume de sol cisaillé autour de l’inclusion tend à se dilater, mais cette augmentation de volume est partiellement empêchée par le sol environnant. Il en résulte une augmentation de la contrainte verticale normale (v) dont la valeur peut être très importante par

rapport à la contrainte verticale initiale (v0) et diminue avec la distance à l’inclusion. Ce phénomène

dit de dilatance empêchée (Schlosser & Elias, 1978) est caractérisé par un coefficient de frottement apparent, noté *, défini par :

𝜇∗= 𝜏

𝜎𝑣0 équation I-9

où est la contrainte de cisaillement et dont la valeur de * est en général supérieure à 1 dans les

sols granulaires et peut atteindre 10 pour des sols très dilatants. Ce coefficient est supérieur au coefficient de frottement réel :

𝜇 = 𝜏

𝜎𝑣0+ Δ𝜎𝑣 équation I-10

dont les valeurs sont inférieures à 1 (Schlosser & Guilloux, 1981).

Puech et al. (1979) ont observé une augmentation de la contrainte normale de l’ordre de 300 % et 800 % dans des sables de densités faible et forte respectivement. Ils ont réalisés d’essais à

l’arrachement monotone sur un pieu modèle moulé dans un sable à deux indices de densité différents (0,20 et 0,70).

II.4.5. Vitesse de chargement

L’effet de la vitesse de chargement sur la résistance limite des pieux a été étudié par plusieurs chercheurs. Les recherches réalisées sur le sable par de nombreux auteurs (Casagrande & Shannon, 1948; Whitman & Healy, 1962; Lee, et al., 1969; Yamamuro & Lade, 1993; Dayal & Allen, 1975; Al-Mhaidib, 1999; Dijkstra, 2004; Huy, et al., 2005) n’ont pas mis en évidence une influence significative de la vitesse de chargement sur la capacité portante des pieux (Benzaria, 2012).

Cependant, dans l’étude bibliographique réalisée par Huy N.Q. (2008) où il synthétise des expériences réalisées dans un sol sableux, il conclue que l’effet de la vitesse de chargement sur la résistance mobilisée du pieu semble être plus prononcé pour des vitesses de chargement faibles plutôt que pour des vitesses élevées. A titre d’exemple, pour une vitesse de moins de 2 mm/s, l’incrément de la résistance totale est entre 20% et 40% si la vitesse augmente de 0,002 mm/s à 100 mm/s (0.0017 m/s). Par contre, pour des vitesses plus grandes, il n’y a pas d’effet sur la résistance du pieu.

Dans l’argile, un chargement monotone rapide peut avoir un effet bénéfique sur la résistance axiale d’un pieu. Bea et al. (1980), Gallagher et St. John (1980), Kraft et al. (1981) et Karlsrud et Haugen (1985) ont montré, à partir d’essais sur pieux réels, que le chargement rapide peut augmenter la capacité et la rigidité d’un pieu de 10 à 20 %. Ces tendances ont été observés aussi à partir d’essais de pieux modèles (Poulos, 1981; Horvath, 1995).

Karlsrud and Haugen (1985) ont réalisé des essais de chargement statique à différentes vitesses sur pieux métalliques vérinés de 5,15 m de longueur et 153 mm de diamètre. Les courbes typiques des essais de chargement statique sont montrées dans la figure I.25. On remarque qu’il y a une augmentation significative de la capacité portante du pieu lors de l’essai statique rapide. La procédure de l’essai consistait à réaliser, sur le même pieu, un essai de chargement statique initial, ensuite un chargement cyclique, un chargement rapide et finalement un second essai de chargement statique (essai final).

Figure I.25. Courbes typiques charge-déplacement en tête du pieu en argile (ESR : essai statique rapide, ESI : essai statique initial, ESF : essai statique final) (adaptée de Karlsrud

II.4.6. Type de chargement

(a) Chargement monotone

Des nombreuses études ont permis d’observer que le frottement latéral limite mesuré en compression est souvent différent de celui mesuré en traction. Feda (1976) a attribué ce phénomène à l’effet de l’histoire du chargement et aux différentes techniques de mise en place. L’auteur a trouvé que le rapport entre le frottement latéral moyen mesuré en traction le long du fût et celui mesuré en compression est égal à l’unité dans le cas des pieux moulés et à 1/2 et 2/3 dans le cas de pieux battus et foncés. En effet, ces derniers modes de mise en place entraînent, comme on l’a vu précédemment, une modification de l’état de contraintes autour de l’inclusion, les contraintes résiduelles devant être prises en compte.

Le Kouby (2003) a réalisé des essais sur micropieux modèles de 20 mm de diamètre et 735 mm de longueur installés dans un massif de sable de Fontainebleau. Il a comparé le comportement charge-déformation des micropieux moulés sous charge statiques en traction et en compression. Les résultats ont montré que le frottement maximum obtenu en traction est pratiquement identique à celui obtenu en compression.

Héritier (1981) a réalisé des essais d’arrachement dans des pieux cylindriques et métalliques, avec des diamètres de 40, 100 et 320 mm et ils sont foncés sur 6,20 m dans une cuve d’essais avec du sable de Fontainebleau. L’analyse des résultats des essais et la comparaison avec les valeurs calculées montre que :

 la rupture du sol se produit le long du fût et les efforts de glissement peuvent être calculés selon une loi de type Coulomb,

 les modèles couramment utilisés sont inadaptés pour prévoir la capacité axiale à l’arrachement : ils ne prennent pas en compte la dilatance du milieu dont les effets sont prépondérants,

 le frottement unitaire maximal à l’arrachement croît rapidement avec la densité relative.

(b) Chargement cyclique

Le terme « chargement cyclique » fait référence à un mode de chargement variable avec un certain degré de régularité d’effort, moment, contrainte, déplacement, accélération, etc., en fonction du temps, permettant d’apprécier la forme du signal.

Benzaria (2012) a réalisé des essais statiques et cycliques à échelle réelle sur pieux forés, battus et vissés. Les pieux battus ont une longueur de 15 m et 406 mm de diamètre et les pieux forés et vissés ont une longueur de 13,5 m et de 420 mm de diamètre. Les résultats dans l’argile montrent que durant l’essai cyclique, la dégradation du frottement latéral n’est pas significative et qu’il y a une modification de la reprise des efforts, au niveau de chaque couche, se traduisant par un transfert progressif des charges de la partie haute vers la partie basse du pieu et donc une augmentation de la charge reprise par la résistance de pointe.

Les pieux forés installés dans le sable ont montré un comportement très sensible aux chargements répétés. En traction, la succession de chargements entraine une chute de la capacité du pieu jusqu’à 36% de la capacité initiale tandis qu’en compression, des déplacements importants peuvent être générés par perte de frottement avant de pouvoir éventuellement bénéficier d’une amélioration de la capacité en pointe (Benzaria, 2012).

II.4.7. Effets de vieillissement

L’effet de vieillissement est l’effet du temps sur la résistance de fondations profondes. Il a été très étudié dans le cas de pieux battus. Par exemple, Jardine et al. (2006) ont effectué un programme d’essais d’arrachement sur des pieux tubulaires dans un sable dense à Dunkerque dans le nord de la France. Ils ont conclu que les pieux enfoncés par battage montrent un

accroissement remarquable de la résistance limite (et notamment le frottement axial) dans les mois qui suivent l’installation (figure I.26).

Dans l’argile, après l’installation d’un pieu battu et la phase de reconsolidation, la capacité portante semble augmenter avec le temps. Karlsrud et al. (2005) ont proposé l’équation I-11 qui permet de quantifier l’augmentation de la capacité portante des pieux battus en fonction du temps (t) :

𝑄(𝑡)= 𝑄(100). [1 + ∆10. log⁡(𝑡/100)] équation I-11

où Q(100) est la résistance limite du pieu à 100 jours. On considère que la dissipation des pressions

interstitielles s’est totalement terminée à 100 jours. 10 est un facteur adimensionnel déterminé à

partir de l’équation suivante :

0,1 < ∆10= 0,1 + 0,4⁡. (1 − 𝐼𝑃/50). 𝑂𝐶𝑅−0,8 < 0,5 équation I-12

où les valeurs de l’indice de plasticité Ip et du degré de surconsolidation OCR sont des valeurs

moyennes le long du fût.

Figure I.26. Essais d’arrachement de trois pieux battus de 457 mm de diamètre et 19 m de longueur installés dans un sable silteux dense (adaptée de Jardine et al. (2006))

II.4.8. Effet de pointe

La norme (NF P 94-262) recommande qu’il convient d’admettre l’équivalence entre les résultats d’un essai de compression et d’un essai d’arrachement. Cela veut dire qu’on peut négliger l’effet de pointe dans le calcul d’un micropieu.

Par ailleurs, Stuedlein et al. (2008) ont réalisés des essais sur 4 micropieux forés tubés de 140 mm de diamètre, 8,2 m de longueur et ancrés 5,2 m dans un sable graveleux. Deux essais de chargement statique en compression ont été comparés avec deux essais d’arrachement. La figure I.27 montre la comparaison d’un essai en traction avec un autre en compression, on peut voir que pour la résistance de calcul en service des micropieux (360 kN), le déplacement de la tête est de 1 mm en compression et 5 mm en traction, avec un comportement plus raide pour le cas de l’essai de compression.

Cette expérience a mis en évidence que l’hypothèse de non contribution de la pointe sur la résistance d’un micropieu est très conservative dans les micropieux fondés dans le sable ou les graves. Cette conclusion a été obtenue aussi dans les travaux de recherche réalisés par Han et Ye (2006) et Holman et Barkauskas (2007).

Figure I.27. Comparaison d’un essai de compression avec un essai de traction (Stuedlein, et al., 2008)