Étude de la perméabilité et de la compressibilité des résidus de désencrage

UNIVERSITE DE SHERBROOKE

Faculte des sciences appliquees

Departement de genie civil

ETUDE DE LA PERMEABILITE ET DE LA COMPRESSIBILITE

DES RESIDUS DE DESENCRAGE

Gerald ROBART

SOMMAIRE

Cette etude porte sur les proprietes de compressibilite et de permeabilite des residus de desencrage, en vue d'une utilisation comme membrane de faible permeabilite dans des sites d'enfouissement sanitaires.

Lors de ce projet, des essais de caracterisation sur sept residus de desencrage ont ete efifectues et revelent la variabilite des residus, meme pour une meme usine, en fonction de la qualite du papier a recycler et des ajustements des procedes de production.

Des essais de permeabilite a charge descendante ont montre, contrairement a la loi de Darcy, une diminution de la permeabilite avec la charge hydraulique, mais cet effet s'estompe avec la charge

axiale.

Les effets de la teneur en eau initiale et du pourcentage de matieres organiques se sont reveles preponderants lors des etudes de la compressibilite et permeabilite. La teneur en eau contribue a la plasticite ou a la rigidite du materiau mais aussi a la structure et au degre de saturation initial. L'effet du pourcentage de matieres organiques agit non seulement sur les courbes Proctor, dont il influence la teneur en eau optimale ainsi que la densite maximale mais sur la compressibilite lors de toutes ses phases. De fa^on simple, la compressibilite augmente et la permeabilite diminue lorsque pourcentage de matieres organiques et teneur en eau s'accroissent. Mais, les matieres organiques, ici les fibres de cellulose, possedent une reversibilite de la compression sans aucune mesure avec celle des sols.

Des teneurs en eau initiates au moins 50 % plus humides que Foptimum Proctor facilitent la compaction du materiau, mais conduisent a de fortes deformations sous charge. Aussi, la saturation des residus est elevee (> 90 %) des que les teneurs en eau sont au moins 20 % plus humides que 1'optimum Proctor,

Pour minimiser la permeabilite, il convient de travailler avec des residus a des teneurs en eau initiates encore plus humides, de 1'ordre de 50 a 100% plus humides que 1'optimum Proctor. Toutefois, lors d'essais a fortes teneurs en eau initiales (wo-Wopt>60%), des phenomenes etranges concemant la pression interstitielle ont ete soulignes. Ces phenomenes conduisent en general a une non dissipation de la pression interstitielle et parfois a une inversion de 1'ecoulement lors d'essais de permeabilite. Us pourraient etre dues a une production de gaz.

Des cycles de gel-degel augmentent la permeabilite d'environ un ordre de grandeur apres 6 cycles.

Entre Ie debut et la fin des essais, une certaine perte de matieres solides a ete constatee. Cette perte pourrait etre attribuee a la dissolution des carbonates presents dans les residus.

Remerciements

Je desire d'abord exprimer ma plus grande gratitude a mon directeur de recherche, Monsieur Guy Lefebvre, ainsi qu'a Monsieur Alexandre Cabral, professeurs a ITJniversite de Sherbrooke, pour leurs encouragements et 1'encadrement averti qu'ils m'ont fourm. L'aboutissement de ce projet demontre leur engagement.

Je tiens egalement a remercier Messieurs Jean-Guy Lemelin et Eric Drouin, techniciens au laboratoire de mecanique des sols de 1'Universite de Sherbrooke, pour leur aide lors de la realisation des essais.

'f.

Le groupe Cacades, ainsi que Ie CRSNG, ont, par 1'aide financiere apportee, egalement contribue a la reussite de cette etude.

Enfin, ma gratitude s'addresse a tous ceux qui ont du me supporter pendant les divers moments de cette maitrise et plus particulierement a mon amie.

TABLE DES MATffiRES

2.4.2 Eflfets d'une centre pression... 8

2.5 Effet d'un ecoulement... 10

2.6 Gonflement et rebondissement... 11

2.7 Compressions... 12

2.8 Compression initiale... 13

2.9 Compression primaire... 14

2.9.1 Theorie de consolidation unidimensionnelle de Terzaghi... 14

2.9.2 Limites de la theorie de Terzaghi... 15

2.9.3 Essais a taux de chargement constant... 17

2.9.4 Indice de compression... 18

2.10 La compression secondaire... 20

2.10.1 Generalites... 20

2.10.2 Coefficient de fluage... 21

2.10.3 Etudesdufluage... 22

2.11 Etude de la consolidation destourbes... 25

2.11.1 Analogie tourbes-boues de desencrage... 25

3. PROGRAMME EXPERIMENTAL... 29 3.1 Introduction... 29 3.2 Description desresidus ... 29 3.2.1 Provenance... 29 3.2.2 Composition... 30 3.2.3 Description visuelle... 31 3.3 Essais de caracterisation... 31 3.3.1 Teneureneau... 31

3.3.2 Pourcentage de matieres organiques... 32

3.3.3 Densitedes solides... 33

3.4 Procedures communes a tous les types d'essais... 34

3.5 Essais au permeametre...,..,... 34 3.5.1 Materiel utilise ... 34 3.5.2Modeoperatoire... 36 3.6 Essais oedometriques... 37 3.6.1 Materiel utilise ... 37 3.6.2 Mode operatoire ... 38 3.7 Essais triaxiaux... 40 3.7.1 Materiel utilise... 40 3.7.2 Mode operatoire ... 41 3.8 Nomenclaturedesessais... 42 3.9 Programme experimental... •• • ••••••• 43 4.RESULTATSGENERAUX... 46 4.1 Essaisde caracterisation...,... 46 4.1.1Resultats... 46 4.1.2 Teneureneau... 46

4.2 Courbes de compaction... 50

4.2.1 Teneur en eau optimale et densitemaximale... 50

4.2.2 Indices des vides et saturation... 53

4.2.3 Effet de 1'energie de compaction... 57

4.2.4 Comportement a la compaction... 58

4,3 Etat initial des differents echantillons testes... 58

4.4 Conclusion... 63

5, ETUDE DE LA COMPRESSIONDESRESIDUS... 64

5.1 Generalites... 64

5.2 Compression au permeametre ... 65

5.2.1 Effetdelateneur en eau initiale... 65

5.2.2 Comparaison des dififerents residus... 66

5.2.3 Effet de la contre pression... 68

5.2.4 Conclusion... 69

5.3 Gonflement a 1'oedometre ... 69

5.4 Courbese-logo'... 72

5.4.1 Precisions... 73

5.4.2 Resultats... 73

5.4.3 Combinaison des deux effets ... 78

5.4.4 Conclusion... 79

5.5 Defomiationsous charge... 79

5.5.1 Deformationinstantanee... 79

5.5.2 Deformationlors de la consolidation... 79

5.5.3 Augmentation du taux de deformation... 80

5.5.4 Conclusion... •••••• 81

5.6Pressionsinterstitielles ...••.. •• ••..•••••••••••••--^ 5.6.1 Coefficient de pressioninterstitielle ... 82

5.6.2 Temps de generation et dissipation de la pression interstitielle ... 83

5.6.5 Conclusion... 87 5.7 Fhiage... 87 5.7.1 Analyse e-logc'... 87 5.7.2 Coefficient de fluage ... 88 5.7.3 Rapport Cci/Cc... 90 5.8 Rebond... 90 5.8.1 Resultats... 90 5.8.2 Pression interstitielle... 91 5.8.3 Conchision... 92 5.9 Conckision... 92 6. PERMEABILITE...^ 6.1 Variations de la permeabilite avec la charge hydraulique... 94

6.1.1 Decroissance initiale (phase I) ... 95

6.1.2 Portion lineaire (phase II)... 95

6.1.3 Decroissance finale (phase III)... 97

6.1.4 Choixd'une valeur de permeabilite... 98

6.2 Variations de la permeabilite avec 1'indice des vides : resultats a 1'oedometre... 99

6.2.1 Courbese-logk... 99

6.2.2 Indices de permeabilite[Ck=Ae/(Alogk)]... 102

6.2.3 Effet de la teneur en eau... 103

6.2.4 EfFet du pourcentage de matieres organiques... 104

6.2.5 Effetdufluage... 105

6.2.6 Conclusion... 106

6.3 Variations de la permeabilite avec 1'indice des vides : resultats au permeametre... 106

6.3.1 Approche e-logk... 106

6.3.2 Evidence d'un ecoulementpreferentiel... 108

6.3.3 Conclusion... 109

6.7 Conclusion... 112

7. ESSAISTMAXIAUX...^ 113

7.1 Essais de gel-degel...,,... 113

7.2 Compression en cellule triaxiale ...115

7.3 Permeabilite... 118 7.4 Resistance au cisaillement... 119 7.5 Conclusion... 122 8. CONDITIONS FINALES ...^ 123 8.IResukats... 123 8.2 Pertes de solides... 126

8.3 Causes possibles de la perte de solides ... 128

8.3.1 Production de gaz... 129

8.3.2 Dissolution des carbonates... 129

8.4 Conclusion... 131

CONCLUSIONETRECOMMANDATIONS...132

BfflLIOGIL^Hffi...

ANNEXE 1 ; RESULTATS AU PERMEAMETRE : DEFORMATIONS EN FONCTION DU

TEMPS

ANNEXE 2 : RESULTATS A L'OEDOMETRE : TABLEAU DE COMPRESSffiILITE ET

COURSES e-log o'

ANNEXE 3 : RESULTATS A L'OEDOMETRE : DEFORMATIONS ET PRESSIONS

INTERSTITffiLLES EN FONCTION DU TEMPS

ANNEXE 4 : RESULTATS A L'OEDOMETRE : DE/DLOGT ET PRESSIONS

INTERSTITffiLLES EN FONCTION DU TEMPS

ANNEXE 5 : RESULTATS A L'OEDOMETRE : DEFORMATIONS EN FONCTION DU

TEMPS LORS DU DECHARGEMENT

ANNEXE 6 : RESULTATS A L'OEDOMETRE : COURBES DE VARIATIONS DE LA

PERMEABILITE AVEC LA CHARGE HYDRAULIQUE

ANNEXE 7 : RESULTATS AU TRIAXIAL

Liste des figures

Figure 2.1 Relation permeabilite-teneur en eau initiale [LAMBE, I960].. ...4

Figure 2.2 Changements de permeabilite avec les cycles de gel-degel et la contrainte appliquee [ZIMMIE et coll., 1993]...7

Figure 2.3 Variations de la permeabilite avec la contrainte effective et la contre pression [NNADI, 1996]... Figure 2.4 Courbe e-logo pour differentes teneurs en eau [ZIMMEE et MOO-YOUNG, 1995]...,^ Figure 2.5 Definition des compressions "instantanee" et "difFeree" par rapport aux compressions "primaire" et "secondaire" [BJERRUM, 1967]...23

Figure 2.6 Effet de la compression differee [BJERRUM, 1967]...24

Figure 2.7 Relation contraintes-deformation au travers d'un echantillon [LEROUEIL, 1996]...-Figure 2.8 Resultatsd'essaistriaxiaux[KHATTAKetDAS, 1985]...28

Figure 3.1 Schema simplifie dumoule du permeametre...35

Figure 3.2 Schema simplifie de la cellule oedometrique...38

Figure 3.3 Schema simplifie de la celluletriaxiale...40

Figure 4.2 Densite des solides en fonction du pourcentage de matieres

orgamques...49

Figure 4.3 Courbes Proctor standard ...51

Figure 4.4 Teneur en eau optimum et densite seche maximale en fonction du pourcentage de matieres orgamques... 52

Figure 4.5 Degre de saturation initial en fonction de la teneur en eau initiale pour differents

residus...54

Figure 4.6 Indice des vides initial en fonction de la teneur en eau initiale, residus Kingsey

Falls...^

Figure 4.7 Indice des vides initial en fonction de la teneur en eau initiale, residus de Breakeyville et

Perkins...56

Figure 4.8 EfFet d'une diminution de 1'energie de compactage pour les residus P2-96...57

Figure 4.9 Comparaison des etats de densite pour les differents montages, residus Kingsey

Falls...

Figure 4.10 Comparaison des etats de densite pour les differents montages, residus de Breakeyville

et Perkins...-..•.•.•.•...• ••••62

Figure 5.1 Indice des vides en fonction de la contrainte effective...76

Figure 6.2 Allure type de variation de la permeabilite avec la charge hydraulique...94

Figure 6.3 Interaction charge hydraulique-pression interstitielle...97

Figure 6.4 Permeabilite en fonction de 1'indice des vides, essais oedometriques... 100

Figure 6.5 Effet du pourcentage de matieres organiques sur la permeabilite... 104

Figure 6.6 Permeabilite en fonction de 1'indice des vides, resultats au permeametre... 107

Figure 6.7 Evidence d'un ecoulement preferentiel...108

Figure 6.8 Comparaison des permeabilites obtenues a 1'oedometre et au permeametre...110

Figure 7.1 Variations de hauteur des echantillons lors des cycles de gel-degel...114

Figure 7.2 Essai KF2-96-CIUK-01 : Indice des vides en fonction de la teneur en eau. ...116

Figure 7.3 Degre de saturation en fonction du temps, essaiKFl-96-CIUK-Ol...117

Figure 7,4 Permeabilite en fonction de 1'indice des vides pour differents echantillons de residus KF2-96, avecet sans gel-degel...-....118

Liste des tableaux

TABLEAU 3.1 PROGRAMME D'ESSAISEFFECTUE...44

TABLEAU 4.1 RESULTATSDESESSAIS DE CARACTERISATION...46

TABLEAU 4.2 CONDITIONS INITIALESDESESSAISEFFECTUES...59

TABLEAU 5.1 COMPRESSffiILITES DES DEFFERENTS ESSAIS AU PERMEAMETRE....66

TABLEAU 5.2 GONFLEMENTS ET TASSEMENTS CONSTATES A L'OEDOMETRE SOUS

FATOLES CHARGES...^^

TABLEAU 5.3 INDICES DE COMPRESSION TANGENTS DES ESSAIS

OEDOMETMQUES...^

TABLEAU 5.4 EFFET DE LA TENEUR EN EAU INITIALE ET DU POURCENTAGE

D'ORGANIQUES SUR L'lNDICE DE COMPRESSION TANGENT A«120 KPA...77

TABLEAU 5.5 VALEURS DE B POUR LES DIFFERENTS ESSAIS AVEC MESURES DE

PRESSIONINTERSTITmLLE...;...-TABLEAU 5.6 GENERATIONS ET DISSIPATIONS DE LA PRESSION INTERSTITffiLLE

POURTROISESSAISOEDOMETRIQUES... .. . 83

TABLEAU 5.7 COEFFICIENTS DE FLUAGE DES ESSAIS OEDOMETRIQUES...89

TABLEAU 7.2 RESISTANCE AU CISAILLEMENT DES DIFFERENTS ECHANTD.LONS

TMAXIA1DC...^

TABLEAU 8.1 CONDITIONS FEMALES DESESSAIS...123

1. INTRODUCTION

Plusieurs etudes [STOFFEL et HAM, 1979 ; PEPHST, 1984 ; MOO-YOUNG, 1992] ont montre

que les residus des industries papetieres, residus de desencrage ou melange de diverses boues, pouvaient en fait sendr comme membrane dans les sites d'enfouissement. Mieux, des essais sur cellules reduites ont montre que ces residus foumissent une barriere impermeable aussi bonne,

voire meilleure que les barrieres classiques en argile [ALOISI et ATKINSON, 1991 ; SWAN,

1991 ; MALTBY et EPPSTEIN, 1994]. Ces residus sont deja utilises dans certains etats

americains. Au Quebec, ces residus, produits lors du recyclage du papier, sont a ce jour generalement enfouis. Or, chaque annee, plus de 300 000 tonnes de residus de desencrage sont generees par 1'industrie quebecoise des pates et papiers et cette quantite augmente avec la generalisation du recyclage...

L'objectif de cette etude est de promouvoir la valorisation de ces residus comme membranes de

faible permeabilite. Plusieurs types de residus seront etudies mais plus particulierement les residus

de 1'usine de Kingsey Falls, du groupe Cascades. La propriete essentielle a surveiller est la permeabilite, ou conductivite hydraulique, qu'il convient de minimiser. Les valeurs a ne pas depasser sont de 1.10'7 cm/s pour une membrane de fond et de 1.10 cm/s pour une membrane de

recouvrement.

Les etudes traitant de residus de desencrage sont a 1'heure actuelle encore peu nombreuses et n'expliquent pas de fa^on satisfaisante Ie comportement du materiau. C'est pour cela que 1'etude de la permeabilite comprendra aussi une etude complete de la compressibilite du materiau, traitant des aspects de compression initiale, de consolidation et de fluage. Cette etude sera alors basee essentiellement sur les etudes anterieures de sols organiques notamment des tourbes et des sols

tropicaux.

L'effet de cycles de gel-degel sera egalement aborde, cet aspect pouvant etre responsable d'une augmentation considerable de la permeabilite. La resistance au cisaillement non draine, qui influence la stabilite du materiau, sera aussi brievement traitee.

Huit chapitres constituent 1'essentiel de ce memoire. Cette introduction en est Ie premier. Le deuxieme chapitre presente une etude bibliographique concemant non seulement la permeabilite elle-meme, mais aussi les phenomenes de consolidation et de fluage. Le troisieme chapitre est consacre a la presentation des residus utilises, ainsi que des modes operatoires employes. Le quatrieme chapitre presente les resultats des essais de caracterisation et de compactage. Le cinquieme chapitre est consacre a 1'etude de la compressibilite des residus et Ie sixieme a celle de la permeabilite. L'analyse de I'eflfet de cycles de gel-degel et de la resistance au cisaillement est traitee au chapitre sept. Le chapitre huit enfin, s'attarde sur les phenomenes de perte de masse constates lors des essais. Une conclusion generale enumere un certain nombre de recommandations.

L'annexe 1 presente les resultats de compressibilites obtenus au permeametre, tandis que les annexes 2, 3, 4 et5 presentent differents aspects de la compressibilite des essais oedometriques. L'annexe 6 presente les courbes traitant de la permeabilite a 1'oedometre des residus et 1'annexe 7 les resultats de cisaillement obtenus au triaxial.

En appendice, la derivation de la theorie de consolidation de Terzaghi est redeveloppee, soulignant les diverses hypotheses.

Note : Dans Ie cadre de cette etude. Ie terme "permeabilite" sera employe dans Ie meme sens que la conductivite hydraulique. La permeabilite aura done les unites d'une vitesse.

2. ETAT DES CONNAISSANCES

Ce chapitre presente 1'etat des connaissances concemant la compressibilite et la permeabilite de sols proches des residus de desencrage. Dans un premier temps, les facteurs principaux controlant la permeabilite des sols seront examines. Puis, diverses theories de compression de sols argileux et organiques seront presentees afin de mieux comprendre Ie comportement des residus. Enfin, certains aspects de la resistance au cisaillement seront brievement presentes.

2.1 Generalites

La permeabilite depend de la taille et de la forme des vides par rapport a la forme et a

1'arrangement des particules solides et de la tortuosite du chemin d'ecoulement.

Les proprietes du liquide interstitiel possedent egalement une importance. Des parametres tels que la temperature, la viscosite, la constante dielectrique du liquide interstitiel et la valence des cations presents dans ce liquide modifient 1'ecoulement, conformement a la theorie de la double-couche de Gouy-Chapman.

Lors de cette etude, seront premierement discutes les efFets sur la conductivite hydraulique des trois facteurs principaux que sont :

-la structure du sol -1'indice des vides -Ie degre de saturation.

Cette approche, assez classique, sera completee par une analyse des efifets particuliers produits par Ie sechage, les cycles de gel-degel et 1'ecoulement.

2.2 Effet de la structure 2.2.1 Generalites

La structure d'un sol argileux depend de la teneur en eau de mise en place [MITCHELL et coll., 1965]. Cette structure peut etre decrite par la position relative de la teneur en eau par rapport aux limites d'Atterberg (1911), qui definissent deux arrangements structurels extremes : 1'etat flocule et 1'etat disperse.

Les observations classiques distinguent une forte permeabilite du cote sec de 1'optimum Proctor car 1'orientation des particules est aleatoire (etat flocule) et les pores sont de dimensions importantes. Du cote humide, les particules sont paralleles et rapprochees, tendant vers un etat disperse, et la permeabilite est done plus faibl&. Cela est illustre par la figure 2.1.

K)-5 10' ^

s

^

_^

18

Figure 2.1 Relation permeabilite-teneur en eau initiale [LAMBE, 1960]

Le modele d'Olsen (1962) considere des agregats de particules qui delimitent des pores inter et

intraagregats. Alors, pour de faibles deformations, la permeabilite ne depend que des changements de taille des macropores ou pores interagregats, par lesquels 1'ecoulement se fait. II est done preferable de compacter a des teneurs en eau plus humides que I'optimum Proctor car cela minimise les pores interagregats. Toutefois, 1'augmentation de 1'effort de compaction a peu d'effet

Garcia-Bengochea et coll. (1979) appliquent Ie meme raisonnement pour une argile silteuse. Us ajoutent que quand les agregats a de fortes teneurs en eau s'ecrasent, les particules s'orientent, et les agregats fusionnent : il devient impossible de les distinguer. Aussi, la frequence du reseau de micropores augmenterait avec Ie pourcentage d'argile. Benson et Daniel (1990) reprenant la notion d'agregats, montrent que la taille des agregats, liee a la teneur en eau, determine la permeabilite.

Zimmie et Moo-Young (1995), pour des residus de desencrage, montrent que Ie minimum de permeabilite se situe du cote humide de 1'optimum Proctor, entre 50 et 100 % plus humide. L'analyse de 1'effet d'un sechage s'avere interessante car des phenomenes de changements irreversibles de structure ont ete rapportes par de nombreuses etudes sur les residus de desencrage. Deja Moo-Young, en 1992, constate la formation irreversible d'agregats lors du sechage de residus de desencrage.Toutefois, aucune explication n'est avancee pour les residus de desencrage, contrairement a d'autres sols tels les sols tropicaux ou argileux.

2.2.2 Effet d'un sechage

Lors du sechage de nombreux sols tropicaux, un changement de plasticite irreversible est constate [PANDIAN et coll., 1993]. Cela s'expliquerait par une alteration des mineraux argileux par deshydratation et egalement par la formation d'agregats.

La formation d'agregats necessite un agent "cimentant" tels que des oxydes de fer, des carbonates ou de la matiere organique [TOWNSEND, 1985]. Phenomenologiquement, une succion se developpe lors du sechage et lie plusieurs petits agregats en un gros. De grands pores interagregats remplis d'air sont alors crees.

Une fois seches, les sols tropicaux montrent une plus faible compressibilite et leur permeabilit^ augmente, car la permeabilite depend surtout de 1'ecoulement dans les pores interagregats [OLSEN, 1962]. Une structure floculee est creee lors du sechage, plus resistante que 1'ancienne structure. Et, une fois formes, les gros agregats ne defloculent pas.

Des etudes plus recentes s'interessent aux argiles visant a etre utilisees dans des membranes

d'impermeabilisation. Phifer et coll. (1994) montrent qu'un assechement d'echantillons de kaolinite

provoque des variations irreversibles de deformation, teneur en eau finale et permeabilite saturee. Lors du sechage, il y a formation d'agregats separes les uns des autres. Lors d'une

rehumidification, la permeabilite des agregats diminue mais de larges espaces interagregats, qui

controlent 1'ecoulement, demeurent. Les deformations creees lors du sechage n'etant pas pleinement reversibles, 1'ecoulement preferentiel perdure meme si la teneur en eau reaugmente.

Terzaghi et coll. (1996) montrent que Ie sechage de particules organiques grossieres, diminue leur capacite de retention par retrecissement de la paroi cellulaire.

Parmi les facteurs controlant la structure et done la permeabilite, Ie nombre de cycles de gel-degel ne peut etre neglige car Ie changement de permeabilite susceptible de se produire est consequent.

2.2.3 Essais de eel-degel

Chamberlain et Gow (1979) soulignent que de grosses succions se developpent dans la zone de

gel-degel, causant une augmentation de contrainte effective dans la region sous Ie front de gel.

Des etudes sur les residus de desencrage [ZIMMIE et coll., 1993] constatent une augmentation de la permeabilite d'un ordre de grandeur, apres seulement quelques cycles de gel-degel. Comme illustre a la figure 2.2, les plus grands changements de permeabilite ont lieu a de faibles contraintes effectives et 1'augmentation est sensiblement la meme quelle que soit la teneur en eau initiale.

10-6 k at 5<5KPo k at 69KPn k B( 138 KPn 10-9 0 10 20 30

NUMBER OF FREEZE/THAW CYCLES

Figure 2.2 Changements de permeabilite avec les cycles de gel-degel et la contrainte appliquee

[ZIMMIE et coll., 1993]

Moo-Young et Zimmie (1996b) ne constatent pas de fissures ou discontinuites susceptibles d'expliquer une augmentation de la permeabilite lors de gel-degel. Us attribuent cette propriete aux fortes teneurs en eau et pourcentage d'organiques. L'augmentation de permeabilite constatee est de un a deux ordres de grandeurs.

2.3 Effet de Findice des vides

Pour un sol donne, dans des conditions saturees, la conductivite hydraulique ne depend que de

1'indice des vides [LAMBE et WHITMAN, 1969]. Cette affirmation suppose que les eventuelles

variations des proprietes physico-chimiques du liquide interstitiel ont peu d'influence sur la permeabilite.

Pour des argiles, plusieurs etudes avancent une relation lineaire entre Ie logarithme de la

conductivite hydraulique et la variation de 1'indice des vides [TAYLOR, 1948], relation qui definit

1'indice de permeabilite, Cp :

Mesri et Tavenas (1983), apres analyse d'un grand nombre de donnees, proposent la relation ;

e<L

2

C, = -^ (2.2)

Sivakumar Babu et coll. (1993) aboutissent pour des argiles marines a une relation semblable. A

de fortes deformations (e>20 %), la relation s'aplatit un peu [LEROUEIL et coll., 1983], la

diminution de permeabilite etant plus faible. Sur de grandes plages d'indice des vides, Mesri et

Olson (1971) suggerent une relation lineaire entre Ie logarithme de la permeabilite et Ie logarithme

de 1'indice des vides.

2.4 Effet du degre de saturation 2.4.1 Generalites

Pour un sol non sature, il est possible de considerer que 1'eau ne coule que dans les pores remplis d'eau, les pores remplis d'air ne participant pas a 1'ecoulement. La permeabilite augmente done avec la saturation. Mais, pour des sols organiques, la presence de gaz dans les pores nest pas seulement due a une saturation initiate partielle car il y a generation de gaz par reaction de la matiere orgamque.

La saturation pouvant necessiter un temps important, il est possible d'accelerer en laboratoire la saturation d'un echantillon, en pressurisant la phase liquide, par usage d'une contre pression.

2.4.2 Effets d'une contre oression

Les bulles de gaz sont dissoutes dans Ie liquide interstitiel mis sous pression. La permeabilite est maximale, car tous les pores sont satures. Cependant, pour etre ef&cace, la saturation par application d'un contre pression necessite deux choses :

-une contre pression sufRsante -une duree d'application.

Duree d'application et valeur de la contre pression sont liees : plus la centre pression est forte, plus Ie temps necessaire a la saturation est court. Pour une saturation complete, la contre pression

minimale a appliquer, Pioo, est donnee par [LOWE et JOHNSON, 1964]:

P,«,=49P,(1-S,) (2-3)

ou

Pi est la pression initiale, generalement la pression atmospherique S; est Ie degre de saturation initial.

La duree d'application a pour fonction de reporter la pression sur les bulles d'air puis de dissoudre

les bulles d'air. C'est la dissolution des bulles d'air qui demande Ie plus de temps [BLACK et LEE,

1973].

Pour des residus de desencrage, la formule (2-3) conseillerait une valeur minimale de la contre

pression de 245 kPa pour des residus initialement satures a 95 % et de plus de 1000 kPa pour des

residus initialement satures a 75 %. Des etudes sur les boues de desencrage [LAPLANTE, 1993]

out utilise une centre pression de 276 kPa.

Mais 1'application d'une contre pression n'est pas sans effets secondaires. Lowe et Johnson (1964) ont conduit des tests comparatifs sur un meme sol dans les memes conditions, avec et sans contre pression. Us concluent que Ie coefficient de compressibilite ay (=Ae/Ao') est plus grand pour des essais avec contre pression et que cette difference serait Ie resultat d'une augmentation de la permeabilite lors de 1'usage de la contre pression. Egalement, 1'utilisation de la contre pression elimine la compression initiale.

Pour des sols organiques, susceptibles de generer du gaz, la centre pression dissout rapidement Ie gaz produit.

En ce qui conceme les pressions interstitielles, 1'usage d'une contre pression conduit a une

Des etudes sur des sols tropicaux [NNADI, 1996] revelent que la diminution de permeabilite avec la contrainte effective est d'autant moins marquee que la centre pression est importante, tel que indique sur la figure 2.3.

1E-6 5 1E-7 1E-8 os ^ = 1880 tig/mi w .i*.r/* Backprcssure 350 kPa Backpressu'c 450 kPa Backpressure SSOkPa 20 AO 60 80 100 120 UO EFFECTIVE CELL PRESSURE. p;.(kPa)

Figure 2.3 Variations de la permeabilite avec la contrainte effective et la centre pression [NN.ABI,

1996]

Les trois effets principaux que peut avoir un ecoulement et qui n'ont pas encore ete discutes sont 1'entrainement de particules. Ie remplacement du liquide interstitiel et la diminution de la charge effective.

2.5 EfFet d'un ecoulement

Lorsqu'un ecoulement au travers d'un echantillon est cree, il arrive que la penneabilite soit reduite, par des particules qui sont entrainees et bouchent les pores, voire meme les pierres poreuses. II est done tres important de verifier les pierres poreuses apres chaque essai. Par Ie meme effet, 11 peut y avoir formation de chemins d'ecoulement preferentiels. Cependant, un rapport du NCASI (1989), dans son etude de la permeabilite des residus d'industries papetieres conclut que la migration de particules n'est pas significative.

Aussi, lors d'un ecoulement en laboratoire, la nature du liquide interstitiel change car de 1'eau

distillee est generalement utilisee. La permeabilite peut alors varier [FERNANDEZ et QUIGLEY,

1985].

Enfin, si la hauteur de 1'echantillon est libre de varier pendant les essais de permeabilite, 1'application d'une charge hydraulique a la base produit une reduction de la contrainte effective en ce meme point. Cette reduction de contrainte effective va en diminuant vers Ie haut de 1'echantillon et si la charge hydraulique imposee diminue, cet effet devient moins marque. L'echantillon peut alors gonfler, surtout dans les premieres phases de 1'application de la charge hydraulique. Ce gonflement eventuel preleve une partie de 1'eau entrant dans 1'echantillon et peut done alterer les valeurs de permeabilite si on considere Ie volume entrant (cas de 1'oedometre).

Le phenomene de gonflement, qui vient d'etre aborde, amene plusieurs autres remarques.

2.6 Gonflement et rebondissement

Le mouillage d'un sol argileux est parfbis accompagne d'un gonflement. Ce gonflement n'a lieu que si la charge appliquee sur 1'echantillon Ie permet: il peut alors y avoir mouillage a volume constant et mouillage avec gonflement.Le mouillage a volume constant change la teneur en eau, mais n'affecte ni la masse volumique seche ni la structure. Par contre, lors d'un mouillage avec gonflement, la masse volumique seche diminue et done la resistance diminue. Le gonflement est largement dependant de la teneur en eau : une argile seche gonfle plus et atteint une teneur en eau plus elevee qu'une argile humide. Des stmctures aleatoires gonflent d'avantage que des structures

onentees.

Katti et coll. (1989) distinguent deux phases de gonflement:

-une phase rapide ou 1'ecoulement se fait dans les macropores

-une phase beaucoup plus lente ou 1'ecoulement fait intervenir 1'eau de la "microstructure , 1'eau adsorbee par exemple.

Us constatent egalement que les echantillons les plus gros montrent des pressions de gonflement plus faibles, probablement a cause d'un probleme d'accessibilite a 1'eau.

La pression de gonflement est la pression qu'il faut appliquer a un sol, lors du mouillage, pour maintenir son volume constant. Cependant, cela necessite un appareillage special et la pression de gonflement est aussi definie, et ce sera Ie cas dans cette etude, comme la pression qui ramene un sol ayant gonfle a son volume initial. Cette deuxieme definition est toutefois dependante des conditions d'essais (duree des paliers, charges appliquees...).

Les phenomenes de rebondissement et de gonflement sont intimement lies. Le gonflement lors d'un dechargement, ou rebondissement, reflete directement les proprietes de gonflement du sol. Ce phenomene est analogue a celui de consolidation, qui sera decrit ulterieurement. Ainsi, une succion cree un gradient et provoque une entree d'eau dans Ie sol. Ce phenomene de gonflement primaire est suivi d'un gonflement secondaire, a contrainte effective constante. L'indice de gonflement primaire, Cs, est defini comme Ie changement d'indice des vides par cycle de logarithme de charge. Le rapport Cs/Cc varie habituellement entre 0.01 et 0.4 et une valeur de 0.2 delimiterait les argiles gonflantes des argiles non gonflantes. L'amplitude du rebondissement depend aussi des paliers de dechargement appliques. Un seul palier conduit normalement a un rebondissement plus important.

Apre^ ces premieres remarques sur les facteurs controlant la permeabilite, il apparaTt necessaire de revoir les fondements et particularites des principales theories de consolidation. Cela permettra de mieux comprendre et separer les differents efifets qui apparaissent lors de letude de la compressibilite des residus de desencrage.

2.7 Compressions

La compression qui suit Ie chargement d'un sol provient de la compression du squelette, de 1 eau et de 1'air presents dans les pores mais aussi de 1'expulsion d'eau, d'air, voire meme de fines particules

solides. Selon la theorie de Terzaghi, la theorie de consolidation la plus repandue, il est possible de

distinguer une compression initiale, quasi-instantanee, suivie d'une compression primaire (ou consolidation) et d'une compression secondaire (ou fluage).

2.8 Compression initiale

La compression initiale, quasi-instantanee, resulte de la compressibilite de 1'appareillage mais aussi d'une ou plusieurs composantes du sol. L'eau libre de tout air, ayant une compressibilite tres faible, cette compression peut provenir d'air libre ou dissous ou bien du squelette du sol. L'air dissous dans 1'eau rend Ie liquide interstitiel compressible.

Lorsqu'un echantillon de sol sature est soumis a un chargement +Ao la reponse en pression interstitielle Au cree un changement de volume dans les vides et dans Ie squelette.

Or, la compressibilite du squelette, Csk, depend du changement de contrainte efifective :

^=-C^(Ao-Au) (2-4)

0

Aussi, la compressibilite des vides, C^ , depend du changement de pression interstitielle et de la proportion de vides dans Ie sol, ou porosite, n, :

^=-nC,Au (2-5)

0

Dans des conditions non drainees, les deux equations s'egalent et Ie coefficient de pression

interstitielle B (Skempton, 1954) est defini:

B=—^ (2-6)

1+n^ Ao

Ainsi B=l pour des sols satures ou bien plus generalement pour des sols ou Csk>:>C/i.

B est done plus qu'un indice de saturation du sol puisqu'il rend compte du rapport des compressibilites des vides et du squelette. De grosses compressions initiales, sont associees a de faibles generations de pressions interstitielles.

2.9 Compression primaire

La compression primaire, ou consolidation, provient de la dissipation, par expulsion d'eau, de la pression interstitielle. EUe necessite un drainage. Get ecoulement, regi par la permeabilite du sol, provoque une augmentation de la contrainte eflfective reprise par les grains de sol.

2.9.1 Theorie de consolidation unidimensionnelle de Terzaghi

L'etablissement de la theorie de consolidation unidimensionnelle de Terzaghi a necessite une loi de comportement pour sol sature et une loi d'ecoulement, ainsi qu'un certain nombre d'hypotheses. Pour la loi de comportement, Terzaghi propose Ie concept de contrainte effective pour decrire Ie comportement d'un sol sature. Un coefficient de compressibilite, av (av= Ae/Ao'), relie alors Ie changement en contrainte efifective au changement d'indice des vides. La loi d'ecoulement prise en consideration est la loi de Darcy, reliant debit, gradient de charge hydraulique et permeabilite.

De plus, Terzaghi suppose que :

-Ie sol est homogene et sature et Ie demeure -les deformations sont unidimensionnelles

-1'ecoulement est unidimensionnel et la loi de Darcy s'applique

-les caracteristiques du sol (coefficient de consolidation et permeabilite) sont constantes

pendant toute la consolidation

-une relation lineaire unique entre indice des vides et contraintes efFectives existe et cette relation est independante du temps. Ceci implique done que Ie sol ne presente pas de viscosite structurale, ou consolidation secondaire.

Avec ces hypotheses, et par Ie raisonnement presente en appendice A, Terzaghi aboutit a une

equation differentielle en pression interstitielle, definissant Ie coefficient de consolidation, Cv :

6u k(l+e)52u ^ 9u

Pour Terzaghi, Cv est une constante pendant la consolidation, de par la Constance de la permeabilite et du coe£5cient de compressibilite pendant la consolidation. Mais, toutes ces hypotheses amenent plusieurs objections.

2.9.2 Limites de la theorie de Terzaghi

Un sol est rarement homogene. Aussi, il est tres rare que les sols soient parfaitement satures d'un liquide incompressible. Alors, un tassement instantane a souvent lieu et la part du tassement de consolidation par rapport au tassement total est plus faible.

Tavenas et coll. (1979) notent que 1'hypothese de deformation unidimensionnelle simplifie

beaucoup les calculs mais pour des cas reels est rarement verifie. Pratiquement, elle permet surtout de ne pas avoir a mesurer Ie coefficient de Poisson, et de caracteriser la compressibilite du sol par Ie module mesure a 1'essai oedometrique. Or cette hypothese sous-entend que, si Ie sol est sature, la pression interstitielle sera completement reprise par la contrainte verticale. C'est pour tenir compte de 1'accroissement instantane de la contrainte effective que Skempton et Bjerrum (1957) ont propose une correction de 1'essai oedometrique.

L'hypothese d'ecoulement unidimensionnel et de validite de la loi de Darcy n'est pas toujours evidente. Sur Ie terrain, un ecoulement bidimensionnel existe Ie plus souvent. Aussi, les theories classiques de mecanique des sols supposent que 1'ecoulement de 1'eau dans un milieu sature respecte la loi de Darcy. Or, la loi de Darcy (1856) exprime que 1'ecoulement d'eau au travers d'un

echantillon de sol est proportionnel au gradient de charge hydraulique soit:

v.=-k^ (2-8)

ou

Vz est la vitesse d'ecoulement (cm/s) dans la direction z

kz est la conductivite hydraulique (cm/s) dans la direction z

^- = i est Ie gradient de charge hydraulique dans la direction z.

Le signe "-" exprime que 1'ecoulement se fait des points a forte charge hydraulique vers les points

a plus faible charge hydraulique.

II y a une grande disparite entre les gradients utilises couramment en laboratoire et les gradients reellement rencontres in-situ. Pour palier a cela, plusieurs variantes ont ete avancees, parmi

lesquelles :

-la loi v=ki" proposee par Hansbo en 1960

-la loi v=k(i-io) utilisee frequemment en ex-U.R-S.S.

-recemment des approches energetiques ont vu Ie jour, par exemple avec la notion

d'energie d'activation du liquide interstitiel [ZOU, 1996].

Mais d'autres etudes confirment la validite de la loi de Darcy [OLSEN, 1965]. Tavenas et coll. (1979) corroborent cette validite pour des gradients compris entre 0.1 et 50. Done, aucun consensus sur Ie bien-fonde de ces lois n'existe et la loi de Darcy continue d'etre tres majoritairement utilisee.

Autre hypothese controversee : la Constance de Cv pendant la consolidation. De nombreuses experiences ont prouve que k et ay varient pendant la consolidation en fonction de 1'indice des vides. Or Cy depend de ces parametres, 11 ne peut done pas rester constant pendant la consolidation, sauf dans Ie cas d'une compensation des variations de la permeabilite et de la

compressibilite [DAVIS et RAYMOND, 1965].

Enfin, 1'hypothese d'absence de viscosite structurale est certainement fausse, comme cela sera illustre par les nombreuses theories presentees a la section 2.10 et prenant en compte Ie fluage. Le fluage commencerait meme pendant la consolidation : il y aurait supeq^osition des consolidations

Apres 1'analyse des hypotheses de la theorie de Terzaghi, plusieurs etudes ont verifie la dissipation

de la pression interstitielle et les valeurs de Cv prevues par cette theorie. Taylor (1942) a ete Ie

premier a mesurer la pression interstitielle a la base, Ub. II trouva une bonne correlation entre les valeurs predites et les valeurs mesurees de Ub. Leonards et Girault (1961) ont confirme cette correlation en utilisant des Cv evalues par la methode de Casagrande et avec des increments de charge de 2 ou 3. Pour de faibles increments de charge, la correlation s'avera mauvaise. Christie

(1964) a developpe une theorie du type de celle de Terzaghi, mais incluant les effets perturbateurs

du systeme de mesure de la pression interstitielle. II constata une dissipation plus rapide que prevue. Raymond (1966) a montre que la dissipation rapide de la pression peut etre causee par des

variations de k et ay pendant la consolidation. Barden (1965) et Bumald et Roscoe (1969) ont

attribue les differences entre les pressions interstitielles calculees et les pressions mesurees a une combinaison de relations contraintes-deformations non lineaires, de variations de permeabilite et de viscosite structurale ou fluage.

Ainsi, les valeurs de Cv evaluees a partir des mesures de la pression interstitielle peuvent etre tres difFerentes des valeurs obtenues par 1'observation des tassements d'ou la limitation de la theorie de

Terzaghi, qui lie pressions interstitielles (par Ie degre de consolidation) et tassements.

La theorie de Terzaghi est associee a un mode operatoire standard appele essai incremental classique (chargement aux 24 h). D'autres types d'essais oedometriques existent parmi lesquels 1'essai a taux de chargement constant.

2.9.3 Essais a taux de chargement constant

L'essai a taux de chargement constant (Constant Rate of Loading) a ete introduit afin d'essayer de gagner du temps par rapport a 1'essai incremental classique. Les developpements mathematiques s'y referant peuvent toutefois etre appliques a 1'essai incremental lorsque la permeabilite et la vitesse de deformation sont constantes dans tout 1'echantillon, soit apres 80 % de pression interstitielle de dissipee environ.

Smith et Wahls (1969) definissent Ie coefficient de consolidation de la maniere suivante :

^=^ (^)

ou

do'/dt est la variation de la contrainte effective avec Ie temps Ub est la pression interstitielle a la base

H est la hauteur de 1'echantillon.

Us supposent ensuite une distribution parabolique de la pression interstitielle au travers de 1'echantillon, telle que :

O-'=O---JM, (2-10) Alors, 1'expression de Cv peut etre associee a la formule classique de Terzaghi d'ou:

dHyH

k=^—^- (2-11)

dtlu,

2.9.4 Indice de compression

L'indice de compression, Cc=Ae/Alogo', permet de quantifier la compressibilite d'un materiau

pendant la consolidation. II utilise 1'indice des vides a la fin de la consolidation, ou bien a 24 h

lorsqu'un capteur de pression interstititielle n'est pas disponible.

Zimmie et Moo-Young (1995) revelent, pour des residus de desencrage a des teneurs en eau variant entre 106 et 190 %, des valeurs de Cc comprises entre 1.1 et 1.5. Us constatent que la compressibilite augmente avec la teneur en eau, tel que indique par la figure 2.4.

Us proposent:

• 190^ • 180% A 166% V 134% • 106% 10 100 1000

VERTICAL PRESSURE (kPa)

Figure 2.4 Courbes e-logo pour differentes teneurs en eau [ZIMMIE et MOO-YOUNG, 1995]

Moo-Young et Zimmie (1996c) presentent des relations entre compressibilite et pourcentage de matieres organiques (%org) :

Cc= 0.027 %org (2-13)

ou

av= 0.000274 %org (2-14)

Une relation entre la permeabilite k en cm/s et Ie pourcentage de matieres organiques est egalement proposee :

%org=-5.5logk (2-15)

La permeabilite diminuerait alors lorsque Ie pourcentage d'organiques s'accroit.

En combinant les relations (2-13) et (2-15), il apparait une relation entre indice de compression et permeabilite, soit un lien entre compressibilite et permeabilite. Selon cette relation, la permeabiiite diminuerait lorsque 1'indice de compression augmente.

Holtz et Kovacks (1981) proposent Cc= 1.15 10 Wnatureiie pour des sols organiques. Des essais presentes par Serrener (1995), rapportent une valeur moyenne de Cc de 1.19 pour des residus de desencrage a une teneur en eau initiale voisine de 170 %. Alors que des essais precedents realises a 1'Universite de Sherbrooke sur des boues a une teneur en eau initiale de 188%, aboutissaient a une valeur moyenne de 1.96 car consideraient des durees de chargement superieures a 24 heures.

2.10 La compression secondaire

Pour les residus de desencrage, Zimmie et Moo-Young (1995) estiment la compression secondaire a 3% et plus de la compression totale.

2.10.1 Generalites

La compression secondaire, ou fluage, resulte d'un rearrangement sous contrainte effective constante des particules de sol.

Selon la theorie de Terzaghi, a la fin de la consolidation primaire, la compression cesse. Par la suite, cette hypothese fut revue en considerant que Ie fluage commence a la fin de la consolidation primaire. Elle s'effectue alors a contrainte effective constante. Experimentalement, Ie retroussement de la courbe de deformation axiale en fonction du logarithme du temps marque la fin de la consolidation primaire. Le taux de compression de 1'echantillon devient alors plus faible. Des etudes experimentales et des observations de terrain sur des argiles et des tourbes [Adams,

1961 et 1963 ; Barden, 1969 ; Buisman, 1936 ; Berry et Poskitt, 1972 ; Berry et Vickers, 1975 ;

MacFariane et Radforth, 1965 ; Mesri, 1973...] ont montre qu'apres la dissipation de 1'exces de pression interstitielle, la compression ne cesse pas mais se poursuit sous une pression effective

constante.

La compression n'est done pas due simplement a 1'expulsion de 1'eau mais aussi a un reajustement continu des particules de sols apres dissipation de la pression interstitielle (compression secondaire). C'est un processus visqueux lie a la nature des contacts entre les particules car la resistance des liaisons entre les particules est considerablement moindre que celle des particules

Terzaghi, en 1941, a explique la compression secondaire observee in-situ par deux phenomenes independants, Ie rearrangement des particules et Ie fluage. Pendant la consolidation primaire, la resistance est foumie a la fois par 1'eau interstitielle, par la resistance plastique de la double couche diffuse, et par Ie contact grain-grain. Pendant la compression secondaire, la pression interstitielle est negligeable et il y a un transfert progressif de la resistance de la double couche vers les contacts entre grains. Ce transfert est lent, de par la forte viscosite de la double couche.

Taylor (1942) a propose une approche plus qualitative : Ie fluage resulte d'une resistance plastique a la deformation.

2.10.2 Coefficient de fluaee

II existe de nombreux coefficients pour caracteriser Ie fluage mais Ie coefi&cient de compression

secondaire Ca=de/d(log t) est Ie plus utilise. Newland et AUely (1960) montrent que Ca est

independant de la pression de preconsolidation et de la hauteur de drainage.

Les travaux de Thompson et Palmer, en 1961, et Mesri et Godlewski, en 1977, prouvent que ce coefficient n'est pas constant mais depend de la contrainte effective ou des deux. Ca augmenterait pour une contrainte inferieure a une contrainte critique, attendrait son maximum peu apres cette contrainte critique et diminuerait pour des contraintes superieures a cette contrainte cntique.

L'importance du fluage depend aussi des autres conditions d'essai : par exemple, il s'accroit quand

1'increment de charge diminue [LEONARDS et GIRAULT, 1961]. L'efFet du fluage sous une

charge influe sur la consolidation sous une charge supplementaire [LEONARDS et GIRAULT,

1961 ; RAYMOND, 1966].

Le phenomene de fluage est done influence par Ie niveau de chargement, 1'effet d'une charge supplementaire et la vitesse ou la duree du chargement. Et la hauteur de drainage, en s'allongeant, fait que la consolidation masque une partie du fluage.

Mesri et Godlewski (1977) prouvent que Ie rapport Ca/Cc est une constante pour un sol donne. Ie phenomene de fluage dependant de la compressibilite du sol. En fait, la deformation de fluage n'est quune consequence de la deformation de consolidation et les sols hautement compressibles

pendant la consolidation Ie sont aussi pendant Ie fluage [MESRI, 1973].

Le fluage depend done de la teneur en matieres organiques. Pour des argiles organiques. Ie rapport Ca/Cc varie entre 0.05 et 0.07 et pour des tourbes entre 0.05 et 0.10.

2.10.3 Etudes du fluaee

Pour surmonter les limitations de la theorie de Terzaghi, deux approches dififerentes (appelees

hypotheses A et B) ont ete etudiees. Dans 1'hypothese A (Mesri et Godlewski, 1977), les

deformations de la consolidation primaire sont separees des deformations dues a la compression secondaire. La theorie de consolidation de Terzaghi est utilisee pour calculer les tassements

jusqu'a la fin de la consolidation primaire. Puis, Ie coefficient de fluage permet de calculer les

deformations secondaires. Une des consequences de cette hypothese est que la relation entre 1'indice des vides et la contrainte effective est independante de 1'epaisseur de la couche de sol. Ceci contredit les resultats d'experiences rapportes par Berre et Iversen (1972) et les resultats in-situ de

Kabbajet coll. (1988).

L'hypothese B [BARDEN, 1965 ; BJERRUM, 1967] suppose que Ie fluage se produit des Ie debut

de la consolidation primaire. Cette idee est plus conforme a 1'approche utilisee dans les theories visco-plastiques. Tout Ie probleme consiste alors a foumir une equation de comportement valable, representant la relation contrainte-deformation dependante du temps.

Bjermm (1967) a presente un modele qui presente une approche differente mais qui satisfait

1'hypothese B. Bjerrum prefere definir les compressions instantanees et differees car il trouve arbitraire la separation entre compression primaire et secondaire. Pour lui, si lors du chargement, 1'expulsion d'eau est immediate, alors la contrainte effective reprend instantanement la contrainte totale. II definit les termes de "compression instantanee" et "compression differee" (en pointill^),

Si au contraire, du a 1'epaisseur de la couche drainante, a la permeabilite, aux conditions de drainage et a la viscosite de 1'eau, I'augmentation de la contrainte effective est plus lente, on peut alors parler de compression primaire et secondaire (trait plein). Les approches en "compression mstantanee-compression difFeree" et en "compression primaire-compression secondaire" different parce qu'elles definissent comment la structure du sol aurait reagi si 1'eau interstitielle avait ete incapable de retarder la compression et si la pression appliquee avait ete transferee instantanement a la structure du sol, sous forme de contrainte effective.

PRESSURE DISSIPATION

NO EXCESS PORE PRESSURES

Figure 2.5 Definition des compressions "instantanee" et "dififeree" par rapport aux compressions "primaire" et "secondaire" [BJERRUM, 1967]

Ce modele a permis une meilleure comprehension des pressions de preconsolidation apparentes qui resultent du vieillissement, comme illustre par la figure 2.6.

1.AO

VERTICAL PRESSURE t/m2 (Log scale)

5678910 15 20 1.30 t.20

?K

^

^

^

r

^.

2S

^

^

£

^

Figure 2.6 EfFet de la compression differee [BJERRUM, 1967]

Leroueil et Tavenas (1985) ont etabli une relation contraintes-deformations-taux de deformation. Les courbes contraintes-deformations dependent alors de la position de 1'element considere par rapport a la limite de drainage. Quand la consolidation s'acheve, il y a une uniformisation du taux de deformation au travers de 1'echantillon, soit convergence vers Ie taux de fluage.

Effactlv •trif (Ty, kPa

60 90 K30 110 120 130 140

Figure 2.7 Relation contraintes-deformation au travers d'un echantillon [LEROUEU., 1996]

D'autres modeles sont tout aussi utiles. Par exemple, la compression secondaire peut etre vue comme Ie resultat du drainage des micropores lorsque la pression interstitielle des macropores diminue.

Barden, 1974, a etudie en detail Ie role des macropores et des micropores dans la consolidation d'une argile. Les phenomenes de succion, bulles d'air, variations de permeabilite sont discutes. Deux comportements sont distingues selon la teneur en eau par rapport a 1'optimum Proctor. Pour un sol du cote sec de 1'optimum Proctor, il ne distingue, sous charge, qu'une compression initiale suivie d'un fluage du a la viscosite structurale du squelette de sol. Pour un sol plus humide que 1'optimum Proctor, il montre que les macropores controlent 1'ecoulement et que la permeabilite diminue avec la fermeture de ces macropores lors de la consolidation. II montre aussi que les micropores sont satures d'eau adsorbee et que les macropores contiennent essentiellement de 1'eau libre.

Pendant la consolidation, des etudes au porosimetre au mercure et au microscope electronique a

balayage [DELAGE et LEFEBVRE, 1984] ont conclu que Ie petit reseau de pores reste inchange ;

seuls les macropores se compriment.

Mais la plupart des modeles qui traitent de plusieurs niveaux de structure concement les tourbes et il convient done d'aborder certains aspects de la consolidation et du fluage des tourbes.

2.11 Etude de la consolidation des tourbes 2.11.1 AnalQgjeJoyrbes-boues de desencraee

Plusieurs facteurs contribuent a rapprocher Ie comportement des residus de celui observe lors de 1'etude de certaines tourbes.

Ce sont deux materiaux tres organiques avec des teneurs en eau elevees. II en resulte une grande compressibilite. La compression secondaire n'est pas negligeable et peut atteindre 50 % du tassement total dans Ie cas de certaines tourbes. L'importance du fluage dependrait du pourcentage de matieres organiques.

2.11.2 Ouelaues theories de consolidation deja^tourbe

Plusieurs etudes concluent a la linearite de la deformation en fonction du logarithme du temps

[BUISMAN, 1936 ; THOMPSON et PALMER, 1951]. Hanrahan (1954) confirme la validite de

cette relation et montre une correlation entre tassement et densite seche initiale. II note une tres grande diminution de la permeabilite et une compressibilite de plus en plus reduite pendant la consolidation.

Wilson (1963) explique les differences entre la consolidation de la tourbe et la theorie de Terzaghi

par Ie changement de la permeabilite avec 1'indice des vides, par la resistance plastique de la structure et par Ie caractere non Newtonien du fluide interstitiel.

Wilson et Lo (1964) montrent que, pour un echantillon de tourbe, la permeabilite de la couche la plus proche de la surface de drainage controle 1'ecoulement car la permeabilite y est la plus faible, a cause d'un indice des vides local plus faible que dans 1'echantillon pns dans son entier. Cela va dans Ie meme sens que Ie phenomene decrit a la figure 2.7.

Wilson, Radforth, MacFarlane et Lo (1965) constatent que sur la courbe log (de/dt) en fonction de

log t, la cassure de pente montre la fin de la consolidation primaire mieux que la mesure de la pression interstitielle elle-meme.

Wilson et Lo (1965) concluent que la consolidation de la tourbe est un processus continu debutant aux faces drainees et se propageant au travers de 1'echantillon. Le taux de consolidation influence la consolidation secondaire et varie avec Ie temps. D'apres leurs observations, la consolidation secondaire se produit a differents temps et niveaux au travers de 1'echantillon.

Adams (1963) introduit Ie concept de macro et micropores. La consolidation primaire resulte de la dissipation de la pression interstitielle des macropores. Puis, la contrainte est transmise aux fibres fines, 1'eau s'echappe des micropores vers les macropores : c'est la consolidation secondaire. La pression interstitielle est dissipee durant la consolidation initiale, mais une pression residuelle constante ou diminuant legerement avec Ie temps est observee.

Adams (1965) attribue la compression instantanee a 1'expulsion de 1'eau libre et la compression differee a 1'expulsion de 1'eau liee aux matieres solides.

Vautrain, 1978, a etudie Ie comportement de la tourbe en fonction de ses constituants. II en ressort que Ie tassement est du a deux phenomenes : la consolidation des vides macroscopiques (vides entre les fibres ou les matieres organiques) et la consolidation des vides microscopiques (vides a 1'interieur des fibres), lesquels se drainent dans les vides macroscopiques. Ces phenomenes se produisent en meme temps, mais la consolidation des vides microscopiques ne peut commencer que lorsque la pression interstitielle dans les macropores (c'est la pression que 1'on mesure) est suffisamment faible. La compression secondaire correspond done au tassement des fibres.

2.12 Resistance au cisaillement

Lors d'un cisaillement non draine, la variation de pression interstitielle est donnee par

[Skempton, 1954] :

Au=B[ACT3+A(Aoi-ACT3)] (2-16)

Lorsque Ao3=0 et que B=l, alors 1'equation (2-16) se reduit a:

A=Au/Aoi (2-17)

Le coefficient A depend non seulement de la composition et structure du materiau mais aussi du cheminement de contraintes lors du cisaillement et du degre de surconsolidation. Aussi, il permet de distinguer les comportements contractants et dilatants des sols lors du cisaillement : pour des sols contractants, la generation de pressions interstitielles conduit a des valeurs positives de A.

Hanrahan (1954) montre que pour des sols organiques a de fortes teneurs en eau et ayant un comportement plastique, de fortes pressions interstitielles se generent lors d'essais triaxiaux consolides non draines, pressions qui avoisinent la pression cellulaire aux deformations definissant la mpture (e^ 10 %). Alors, dans certains cas, les valeurs de 1'angle de fi-ottement inteme approchent les 90°.

Khattak et Das (1985) etudient un melange de kaolinite et cellulose de proportions variables. La mpture est definie a 8= 20 %. La figure 2.8 montre la relation obtenue entre 1'angle de frottement inteme et la quantite de cellulose.

drained direct shear test- :onsol"ida{ed-drained tests I I It I so 100 20 ~^0 fiber, % by volume "• 1 t 'I '1 t It 111 20 40 60 80 100

fiber, "i by weight

Figure 2.8 Resultats d'essais triaxiaux [KHATTAK et DAS, 1985]

Wang et Jao (1991) montrent que les residus de desencrage sont tres sensibles et thixotropiques. Lors d'essais triaxiaux consolides non draines, ils mesurent un angle de friction inteme de 42.3° et une cohesion de 6.9 kPa.

Moo-Young et Zimmie (1996a) rapportent Ie caractere plastique des residus, sans pic, obsen/e lors d'essais triaxiaux. La mpture est definie arbitrairement a 8=10 %. Les valeurs de 1'angle de frottement inteme varient entre 25 et 40 ° et celles du coefficient Af entre 0.7 et 0.9.

3. PROGRAMME EXPERIMENTAL

3.1 Introduction

Le programme experimental comprend des essais de caracterisation des residus ainsi que des essais au permeametre, a 1'oedometre et au triaxial visant a etudier les proprietes de compressibilite, de permeabilite, et de resistance au cisaillement des residus.

Les essais de caracterisation comprennent des determinations de la densite des solides, du pourcentage de matieres organiques et de la teneur en eau. Le montage au permeametre a permis des mesures de permeabilite avec contre pression tandis que des mesures de permeabilite sans contre pression ont ete realisees en cellule oedometrique et triaxiale. Le montage triaxial a egalement permis des mesures de resistance au cisaillement, avec ou sans cycles de gel-degel prealables.

3.2 Description des residus

3.2.1 Provenance

Sept residus de desencrage differents ont ete etudies. L'essentiel de 1'etude a porte sur des residus provenant de 1'usine de Kingsey Falls du groupe Cascades. Trois residus, preleves Ie 04/07/95, Ie 14/06/96 et Ie 18/09/96, ont ete analyses. Pour la suite de cette discussion, KF95 designera les residus produits par 1'usine de Kingsey Falls Ie 04/07/95. Parallelement, Ie code "KF 1-96" fera reference aux residus produits a Kingsey Falls Ie 14/06/96, et Ie code "KF2-96" a ceux produits Ie

18/09/96.

Parmi les quatre autres residus, deux proviennent de I'usine de Breakeyville du groupe Cascades et deux de 1'usine de Candiac du groupe Perkins. Un des residus de Breakey^ille a ete produit Ie 18/01/96 alors que 1'age de 1'autre residu est estime, par Ie foumisseur, a 5 ans environ. Ces residus seront nommes BR-96 et BRV-96 (V pour vieillis) respectivement.

Les deux residus du groupe Perkins ne sont distingues que par 1'inscription "w40 % sec" que porte une des deux chaudieres livrees. La date de fabrication n'est connue qu'approximativement, d'apres la date de leur envoi (19/01/96). II est probable que ces residus ne ferment en fait qu'un seul et meme type, mais ils ont ete traites separement, afin de distinguer la repetitivite des essais. Us sont references Pl-96 (Perkins type 1) et P2-96 (Perkins type 2, chaudiere avec 1'inscription "«40%

see").

3.2.2 Composition

Les residus produits a Kingsey Falls, ainsi que les residus Perkins, contiennent exclusivement des residus de desencrage, issus des cellules de desencrage ou des cellules de flottation. Le residu BR-96 est constitue d'un melange de boues primaires et de boues de desencrage mais contiennent en plus 5 %, en poids, de boues biologiques. Les boues primaires sont issues du precede de clarification ou de tout autre precede de filtration produisant des residus solides lors de la fabrication du papier. Les boues biologiques permettent de traiter les eaux usees dites de precede. Le residu BRV-96 ne contient pas de boues biologiques, mais seulement un melange de boues primaires et de desencrage.

Pour la suite. Ie terme "residus de desencrage" sera employe pour designer 1'ensemble des residus, qu'ils soient ou non constitues a 100% de residus de desencrage.

D'un point de vue geotechnique, Charlie et coll. (1979) decrivent les residus d'industries papetieres

comme un assemblage d'argile entremelee de fibres de cellulose. Dans Ie cas des residus consideres lors de cette etude, de la kaolinite et du meta kaolin sont presents, mais une partie importante des matieres inorganiques est constituee de carbonates, sous forme de calcite ou d'aragonite, Le pourcentage d'organiques, soi' jes fibres de cellulose, varie entre 47 et 71 % environ, dependant de la qualite du papier recycle et de Page des residus.

3.2.3 Description visuelle

La description visuelle des residus a ete realisee a la fin 96, soit plus de 6 mois apres la livrasion de

la majorite des residus. Malgre de fortes teneurs en eau, toujours superieures a 100% lors de la reception, la surface des residus apparait mate, semblable a celle d'un materiau sec. Dans tous les residus, quelques petits bouts de plastiques ou de fibres de bois peuvent etre distingues.

Les residus KF95, KF2-96, et BRV-96 sont gris relativement fonce et out une texture granuleuse. Les grains peuvent avoirjusqu'a 1 cm de diametre, la taille moyenne etant de quelques millimetres. II semblerait que la couleur des residus foncisse avec Ie temps mais cette observation n'est, jusqu'a present, basee que sur des impressions. Des photographies des residus a differents moments s'avereraient utiles pour confirmer ce point. Selon Mitchell (1993), une couleur fon^ant avec Ie temps denote une certaine decomposition. Un moyen indirect de quantifier la degradation des fibres serait done une analyse de la couleur des residus en fonction du temps.

Les residus KF 1-96, BR-96, Pl-96 et P2-96 sont gris clair. Sur les residus KF 1-96 et BR-96, de nombreuses fibres sont visibles et la taille des grains reste faible, de 1'ordre de 4-5 mm au maximum. Les residus Pl-96 et P2-96 se presentent sous forme de bandes plates de 6-7 millimetres d'epaisseur sur lesquelles des marques de pressage sont visibles. Quelques grains existent egalement.

3.3 Essais de caracterisation

3.3.1 Teneureneau

La teneur en eau (w) est Ie rapport du poids de 1'eau contenue dans un sol sur Ie poids de sol sec. Elle est detenninee par sechage dans une etuve a 105°C ±5°C jusqu'a masse constante, conformement a la norme ASTM D4959-89, reapprouvee en 1994.

Toutefois, quand un sol est susceptible de contenir de matieres organiques, une temperature de sechage de 60°C est preconisee, par des normes anterieures. Dans cette etude, Ie sechage a ete fait a 105°C mais 1'effet de la temperature de sechage a ete verifie. Plusieurs echantillons ont ete seches d'abord a 60°C, puis a 105°C. Une temperature de sechage reduite n'a induit qu'une variation de 1 a 2 % de la teneur en eau, soit un ecart peu significatif par rapport aux teneurs en eau usuelles des residus de desencrage (souvent superieures a 100 %). Alors, par consistance avec les premieres determinations de teneurs en eau, effectuees a 105°C seulement, les resultats de teneurs en eau de cette etude feront intervenir un sechage a 105°C.

La teneur en eau est determinee sur plusieurs prelevements lors de 1'amvee des echantillons. Elle est ensuite redeterminee au debut de chaque essai sur une fraction de sol a proximite du sol utilise pour 1'essai: c'est une teneur en eau auxiliaire.

La siccite (masse solide/masse totale) est un autre parametre utilise dans 1'industrie papetiere pour quantifier la quantite d'eau dans les residus. La relation siccite-teneur en eau s'ecrit:

Siccite(%) = —^_100,_.^ (3-1)

/oJ

100

3.3.2 Pourcentage de matieres oreaniaues

Le pourcentage de matieres organiques est Ie rapport du poids de matieres organiques sur Ie poids total de sol sec, rapport exprime en pourcentage. La determination du pourcentage de mati^res organiques se fait a partir d'un materiau seche a 105°C.

La procedure utilisee s'inspire de la norme ASTM D2974 methode C. Le four a toutefois ete regle a 550°C ± 40°C et non pas a 440°C ±40°C. Une temperature superieure a celle preconisee par la norme s'est en efFet averee necessaire pour bruler toutes les matieres organiques initialement presentes. A cette temperature, la masse des matieres inorganiques, d'apres leur point de fusion theorique, ne diminue pas. Le pourcentage de matieres organiques correspond au pourcentage du

Le pourcentage de matieres organiques est determine sur au moins trois prelevements differents.

3.3.3 Densite des solides

La densite des solides (Gs) se rapporte a la phase solide du materiau. Pour obtenir cette densite, Ie principe est de mettre en solution Ie materiau, puis de lui extraire tout son air. La connaissance du poids et du volume permet alors de determiner la densite de la phase solide.

Le but est de mesurer la densite des solides d'un materiau constitue de fibres organiques (Gs=1.4 environ) et de matieres inorganiques, notamment de la calcite (Gs=2.72), de laragonite (Gs=2.94) et de la kaolinite (Gs=2.60). Une estimation de la densite des solides, en fonction du pourcentage de matieres organiques (Gs=1.4) et inorganiques (Gs entre 2.60 et 2.94), est possible mais foumit des densites des solides ne concordant pas avec les valeurs experimentales.

Les normes habituellement utilisees (ASTM D854-92 methode B ou CAN 2501-070-M-86)

prescrivent de faire bouillir 1'echantillon pour Ie desaerer. Pour les residus de cette etude. Ie chaufFage provoque une reaction chimique revelee par 1'apparition d'une couleur rouge. Une autre methode, inspiree de LaPlante (1993) a ete adoptee : les residus humides passes au "mixer", afin de couper les fibres, furent mis en solution. Cela donna une pate fine, sans presence de fibres decelable. Ensuite, 1'extraction a la pompe suivit et elle se revela beaucoup plus efificace que si les fibres n'avaient pas ete coupees. La grande difficulte a desaerer les residus non broyes, pourrait amener a penser que les fibres contiennent en leur interieur une certaine quantite d'air. Les valeurs de densite des solides seraient alors biaisees. Ce point meriterait d'etre approfondi par des observations micro scopiques de la structure inteme des fibres.

La densite des solides est determinee sur au mains deux prelevements dont les resultats doivent concorder au centieme d'unite pres.

3.4 Procedures communes a tous les types d'essais

Un certain nombre de procedures est commun a tous les essais, qu'ils soient effectues au permeametre, a 1'oedometre, ou au triaxial.

Le sol est homogeneise par brassage, puis asseche ou humidifie, s'il y a lieu, par exposition a Pair ambiant ou dans la chambre humide, jusqu'a la teneur en eau desiree. II est ensuite rehomogeneise.

Le moule est nettoye, les joints sont enduits de silicone pour assurer une barriere hydraulique efficace. Aucun papier filtre n'est utilise, pour eviter leur colmatage. Les pierres poreuses sont nettoyees dans un bain ultrasonique et leur faible resistance a 1'ecoulement est verifiee en creant un ecoulement a faible gradient au travers des pierres. Le bas des cellules est sature, puis 1'exces d'eau est eponge. Les capteurs de pression sont regles a zero en les reliant a 1'air atmospherique. Toutes les tubulures sont saturees d'eau. Pendant les mesures de permeabilite, un ecoulement minimal d'environ 10 cm est attendu afin d'obtenir une precision suffisante. Aussi, plusieurs valeurs sont relevees pendant cet ecoulement de 10 cm . Aucune correction de temperature n'est appliquee, la temperature du laboratoire etant relativement stable (»22 °C). A la fin des essais, les pierres poreuses sont a nouveau verifiees, au cas ou un colmatage aurait eu lieu durant 1'essai.

3.5 Essais au permeametre

3.5,1 Materiel utilise

Les moules sont en acier et ont des sections voisines de 81 cm , leur hauteur etant de 115.97 mm, soit des dimensions semblables a celles de moules Proctor. Les pierres poreuses, aux deux extremites du moule sont en acier inoxydable et sont de type grossier. Le chargement du sol s'effectue grace a des masses posees sur un plateau qui reporte 1'effort sur Ie sol. Un comparateur precis au centieme de millimetre permet de connaTtre la deformation axiale de 1'echantillon. La figure 3.1 presente un schema simplifie du moule du permeametre.