Étude du comportement statique et cyclique d'un dépôt de sols à grains fins de Gracefield (Québec)

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Étude du comportement statique et cyclique d’un dépôt

de sols à grains fins de Gracefield (Québec)

Mémoire

Jean-Christophe Lemelin

Maîtrise en génie civil

Maître ès sciences (M. Sc.)

Québec, Canada

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Étude du comportement statique et cyclique d’un dépôt

de sols à grains fins de Gracefield (Québec)

Mémoire

Jean-Christophe Lemelin

Sous la direction de :

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R

ÉSUMÉ

Ce mémoire présente les résultats de l’étude du comportement statique et cyclique d’un silt provenant d’un site de l’Est du Canada (Québec). Cette étude vise à définir le comportement et les mécanismes de ruptures dynamiques associées aux sols à grains fins du silt de Gracefield (Québec). L’étude a permis de définir les méthodes de caractérisation de la susceptibilité à la liquéfaction des sols proposées dans la littérature et de les comparer avec les caractéristiques du silt de Gracefield. Des essais statiques et cycliques en laboratoire de type cisaillement simple à volume constant (CSVC) (notés DSSST dans ce projet de recherche) et cisaillement simple à volume constant cycliques (CSVCCYC) (notés DSSCY dans ce projet de recherche) ont été réalisés sur des échantillons non-remaniés provenant du silt de Gracefield. Ces essais ont permis de déterminer la résistance cyclique de ces sols en laboratoire.

Ce projet visait aussi à déterminer les méthodes d’analyse appropriées pour le calcul de la résistance cyclique des sols à grains fins de faible à moyenne plasticité pour un site de l’Est du Canada. Pour ce faire, une comparaison de la résistance cyclique mesurée en laboratoire avec des mesures effectuées in situ à l’aide de méthodes conventionnelles (SPT et CPTU) a été réalisée. Les résultats de cette comparaison ont démontré que l’utilisation des méthodes in situ pour l’évaluation de la résistance cyclique des sols à grains fins n’étaient pas appropriées et que des essais cycliques en laboratoire sont nécessaires pour ce type de sol.

(4)

T

ABLE DES MATIÈRES

Résumé………...iii

Table des matières………..iv

Liste des tableaux………...vii

Liste des figures……….viii

Liste des abréviations……….xi

Remerciements………..xiii

1 Introduction ... 1

1.1 Contexte de l’étude ... 1

1.1.1 Sismicité ... 1

1.1.2 Codes de construction canadiens ... 3

1.1.3 Géologie ... 4

1.2 Problématique ... 5

1.3 Objectifs de la recherche ... 6

1.4 Méthodologie ... 6

1.5 Organisation du mémoire ... 7

2 État des connaissances ... 8

2.1 Introduction ... 8

2.2 Présentation du phénomène de liquéfaction des sols ... 8

2.3 Mécanismes de rupture sous sollicitations cycliques ... 11

2.3.1 Liquéfaction vraie (« flow liquefaction ») ... 12

2.3.2 Liquéfaction initiale (boulance) ... 14

2.3.3 Mobilité cyclique (« cyclic mobility ») ... 16

2.3.4 Ramollissement cyclique (« cyclic softening ») ... 17

2.4 Méthodes d’évaluation du potentiel de liquéfaction (sols à grains fins) ... 19

2.4.1 Critères simplifiés ... 19

2.4.2 Critères de susceptibilité des sols à grains fins « screening » ... 22

2.4.2.1 Seed et Idriss (1982) ... 22 2.4.2.2 Finn et al. (1994) ... 23 2.4.2.3 Youd (1998) ... 23 2.4.2.4 Andrews et Martin (2000) ... 24 2.4.2.5 Seed et al. (2003) ... 24 2.4.2.6 Bray et Sancio (2006) ... 25

2.4.2.7 Boulanger & Idriss (2006 et 2007) ... 26

2.4.3 Méthode d’évaluation du ramollissement cyclique (« cyclic softening ») ... 30

(5)

2.5 Méthodes d’évaluation du potentiel de liquéfaction (sables) ... 32

2.6 Conclusion ... 35

3 Reconnaissance géotechnique du site de Gracefield ... 36

3.2 Localisation du site à l’étude ... 36

3.3 Géologie et séismicité locale ... 37

3.4 Travaux d’investigations géotechniques in situ ... 38

3.4.1 Forage géotechnique F-13 : essais SPT ... 40

3.4.2 Essais au piézocône (CPTU) et Piézocône sismique (SCPTU) ... 42

3.4.2.1 CPTU-8 ... 42

3.4.2.2 SCPTU-8... 42

3.4.2.3 CPTU 21 ... 42

3.4.2.4 CPTU 22B ... 42

3.4.3 Forage géotechnique F-8 : échantillonnage non remanié ... 43

3.4.3.1 Description du forage ... 43

3.4.3.2 Échantillonnage à grand diamètre ... 43

3.5 Stratigraphie du site de Gracefield ... 44

3.5.1 Sable ... 44

3.5.2 Silt ... 44

3.5.3 Silt argileux ... 44

3.6 Comparaison des paramètres ... 46

3.7 Profil de la pression effective des terres ... 48

4 Description du programme d’essais en laboratoire ... 49

4.2 Préparation des échantillons ... 49

4.3 Essais en laboratoire ... 50

5 Essais de classification et essais statiques ... 51

5.2 Essais de classification ... 51

5.3 Essais de consolidation œdométrique ... 55

5.4 Essais DSS statiques (DSSST) ... 56

5.4.1 Introduction ... 56

5.4.2 Matériel et méthode ... 56

5.4.3 Présentation des résultats ... 57

5.5 Conclusion ... 58 v

(6)

6 Essais cycliques ... 67

6.2 Matériel et méthode ... 67

6.3 Résultats des essais DSSCY ... 68

6.3.1 Cisaillement ... 68

6.3.2 Courbe de résistance cyclique S-N ... 69

7 Comparaison des méthodes d’évaluation de la résistance cyclique ... 88

7.2 Comparaison des critères de susceptibilité des sols à grains fins ... 88

7.2.1 Seed et Idriss (1982) et Finn et al. (1994) ... 89

7.2.2 Youd (1998) ... 89

7.2.3 Andrews et Martin (2000) ... 89

7.2.4 Seed et al. (2003) ... 90

7.2.5 Bray et Sancio (2006) ... 90

7.2.6 Boulanger & Idriss (2006 et 2007) ... 91

7.2.7 Conclusion ... 91

7.3 Comparaison de la résistance cyclique mesurée en laboratoire ... 92

7.4 Comparaison de la résistance cyclique mesurée in situ ... 93

7.4.1 Essais SPT ... 93

7.4.2 Profil CPTU ... 94

7.5 Comparaison des résistances cycliques en fonction de IP ... 96

8 Conclusion ... 98

9 Bibliographie ... 101

Annexe A : Rapports de sondage ... 104

Annexe B : Identification visuelle des échantillons non-remaniés ... 116

Annexe C : Courbes sédimentométriques ... 128

Annexe D : Résultats des essais œdométriques ... 132

Annexe E : Mode opératoire des essais DSS ... 137

(7)

L

ISTE DES TABLEAUX

Tableau 1-1 : Liste des séismes historiques les plus importants de l'Est du Canada ... 2

Tableau 2-1 : Tableau synthèse présentant les mécanismes de rupture dynamique ... 18

Tableau 2-2 : Susceptibilité à la liquéfaction de différents types de dépôts sédimentaires en fonction de l’âge de déposition ... 20

Tableau 2-3 : Susceptibilité à la liquéfaction sols à grains fins ... 24

Tableau 2-4 : Critères de susceptibilité à la liquéfaction des sols à grains fins ... 28

Tableau 3-1 : Aléa sismique selon le CNBC 2010 pour Gracefield, Québec ... 38

Tableau 3-2 : Sommaire des investigations géotechniques in situ réalisées ... 39

Tableau 3-3 : Sommaire des caractéristiques des sols du forage F-13 ... 41

Tableau 4-1 : Programme d’essai global en laboratoire ... 50

Tableau 5-1 : Résultats des mesures de teneur en eau nat. et limites de plasticité et de liquidité ... 52

Tableau 5-2 : Synthèse des essais de classification pour le forage F-8 ... 53

Tableau 5-3 : Programme des essais de consolidation œdométrique ... 55

Tableau 5-4 : Résultats des essais de consolidation œdométriques ... 56

Tableau 5-5 : Essais statiques au DSS – Caractéristiques des échantillons ... 57

Tableau 5-7 : Résultats principaux des essais DSSST sur le silt de Gracefield ... 58

Tableau 6-1 : Essais cycliques au DSS : Caractéristiques des échantillons ... 68

Tableau 6-2 : Sommaire des résultats des essais cycliques au DSS ... 69

Tableau 7-1 : Zone représentée par le silt de Gracefield ... 90

(8)

L

ISTE DES FIGURES

Figure 1-1 : Zones sismiques de l’Est du Canada ... 2

Figure 2-1 : Volcan de sable « sand boil » ... 9

Figure 2-2 : Processus de formation d'un volcan de sable « sand boil » ... 9

Figure 2-3 : Manifestations du phénomène d’étalement latéral lors du séisme de Nisqually, 2001 ... 10

Figure 2-4 : Rupture des sols de fondation des bâtiments d’habitation Kawagishi-cho suite au séisme de Niigata au Japon en 1964 ... 10

Figure 2-5 : Cisaillement de cinq (5) spécimens consolidés isotropiquement au même indice des vides initial ... 11

Figure 2-6 : Surface de liquéfaction vraie dans l’espace des cheminements de contraintes ... 12

Figure 2-7 : Zone susceptible de produire de la liquéfaction vraie ... 13

Figure 2-8 : Comparaison de l’initiation de la vraie liquéfaction par changement statique et cyclique ... 13

Figure 2-9 : Mode de génération de pressions interstitielles lors de chargements cycliques ... 14

Figure 2-10 : Exemple des résultats d’un essai triaxial cyclique ... 15

Figure 2-11 : Zone susceptible de produire de la mobilité cyclique ... 16

Figure 2-12 : Trois situations possibles menant à de la mobilité cyclique ... 16

Figure 2-13 : Comparaison des courbes contraintes-déformation pour un échantillon de sable (gauche) et une argile (droite) ... 17

Figure 2-14 : Relation entre la distance maximale de l'épicentre et la magnitude du séisme où la liquéfaction des sols a été observée pour des séismes près de la surface (<50 km) ... 19

Figure 2-15 : Limites granulométriques des sols liquéfiables selon Tsuchida (1970) ... 21

Figure 2-16 : Comparaisons des données d’Ishihara (1989) et de Tsuchida (1970) ... 22

Figure 2-17 : Identification des sols à grains fins susceptibles à la liquéfaction ... 23

Figure 2-18 : Recommandations quant aux sols à grains fins susceptibles à la liquéfaction ... 25

Figure 2-19 : Représentation graphique des catégories de susceptibilité... 26

Figure 2-20 : Comportement des sols défini selon les limites d'Atterberg ... 27

Figure 2-21 : Présentation schématique de la résistance cyclique en fonction du type de comportement ... 27

Figure 2-22 : Courbes de résistance S-N provenant d’essais réalisés au DSSCY et au TRXCY ... 31

Figure 2-23 : Nombre de cycles équivalents en fonction de la magnitude ... 31

Figure 2-24 : Corrélations entre l’indice (N1)60 et la résistance cyclique selon divers chercheurs et la courbe recommandée par Boulanger et Idriss (2004) pour des sables propres ... 33

Figure 2-25 : Corrélations entre l’indice qc1N et la résistance cyclique selon divers chercheurs et la courbe recommandée par Boulanger et Idriss (2004) pour des sables propres ... 34

Figure 2-26 : Corrélation entre l’indice qc1Ncs (résistance équivalente sables propres) et la résistance cyclique ... 34

Figure 3-1 : Localisation du site à l’étude ... 36

Figure 3-2 : Extension maximale des eaux salées de la mer de Champlain et du golfe de Laflamme ... 37

Figure 3-3 : Plan de localisation schématique des sondages ... 39

Figure 3-4 : Coupe stratigraphique d’ouest en est des sols situés sous le pont Northfield projeté ... 45

Figure 3-5 : Profils des indices normalisés de résistance à la pénétration standard et au piézocône ... 46

Figure 3-6 : Comparaison des profils de la vitesse de propagation des ondes de cisaillement (Vs) ... 47

Figure 3-7 : Profil de la pression des terres interprété ... 48

Figure 5-1 : Contrainte de cisaillement et variation de la pression interstitielle équivalente en fonction de la déformation de l’essai DSS statique (DSSST-01) ... 59

(9)

Figure 5-5 : Contrainte de cisaillement et variation de la pression interstitielle équivalente en fonction de la

déformation de l’essai DSS statique (DSSST-05) ... 63

Figure 5-7 : Sommaire des essais DSS statiques DSSST-01 à DSSST-06 ... 65

Figure 5-8 : Cheminement des contraintes pour les essais DSS statiques DSSST-01 à DSSST-06 ... 66

Figure 6-1 : Contrainte de cisaillement, ru et déformation horizontale en fonction du nombre de cycles de l’essai DSS cyclique (DSSCY-01) ... 71

Figure 6-2 : Évolution de la déformation horizontale en fonction du cisaillement normalisé de l’essai DSSCY-01 ... 72

Figure 6-3 : Évolution de la contrainte verticale en fonction du cisaillement de l’essai DSSCY-01 ... 72

Figure 6-25 : Courbe de résistance cyclique S-N pour le Silt de Gracefield ... 87

Figure 7-1 : Sommaire des principaux paramètres de classification du silt de Gracefield ... 88

Figure 7-2 : Zone représentée par le silt de Gracefield (selon de Seed et Idriss (1982) et Finn et al. (1994)) . 89 Figure 7-3 : Zone représentée par le silt de Gracefield (selon Youd (1998)) ... 89

Figure 7-4 : Zone représentée par le silt de Gracefield (selon Seed et al. (2003)) ... 90

(10)

Figure 7-5 : Zone représentée par le silt de Gracefield (selon Bray et Sancio (2006)) ... 91

Figure 7-6 : Zone représentée par le silt de Gracefield (selon Boulanger et Idriss (2006)(2007)) ... 91

Figure 7-7 : Comparaison des résistances normalisée pour le silt de Gracefield avec d’autres sols à grains fins naturels de l’est du Canada ... 92

Figure 7-8 : Comparaison entre la résistance cyclique mesurée in situ (SPT) et en laboratoire (DSS) ... 94

Figure 7-9 : Comparaison entre la résistance cyclique mesurée in situ (CPTU) et en laboratoire (DSS) ... 95

Figure 7-10 : Résistances cycliques en fonction de l’indice de plasticité ... 96

Figure 7-11 : Comparaison entre la résistance cyclique mesurée in situ combinées et en laboratoire (DSS) .. 97

(11)

L

ISTE DES ABRÉVIATIONS

a : accélération (g)

AMS : accélération maximale du sol (g) CRR : ratio de résistance cyclique CSR : ratio de contrainte cyclique Dr : indice de densité relative e : indice des vides

f : fréquence (s-1₎

F : charge latérale appliquée au pieu (F)

Fa : facteur de conversion des spectres de réponse pour les hautes fréquences FC : pourcentage de particules fines

fP : fréquence prédominante (T-1₎

Fv : facteur de conversion des spectres de réponse pour les basses fréquences Gmax : module de cisaillement maximal ou initial (F/L2₎

H : hauteur d’une couche de sol (L) IL : indice de liquidité

IP : indice de plasticité M : magnitude de séisme

N : indice de pénétration standard (N1)60 : indice de pénétration standard corrigé OCR : ratio de surconsolidation

q : contrainte déviatorique dans le sol qc : résistance en pointe du piézocône)

qt : résistance en pointe du piézocône corrigée

RQD : rock quality designation (indice de qualité du socle rocheux) ru : ratio d’excès de pression interstitielle

Sa : réponse spectrale en accélération (g) Su : résistance au cisaillement non drainé (kPa) T : période (s)

u : pression interstitielle (kPa)

Vs : vitesse des ondes de cisaillement (m/s) w : teneur en eau

wL : limite de liquidité wP : limite de plasticité

(12)

À ma famille, mes amis et mes filleules Charlotte et Léamée

(13)

R

EMERCIEMENTS

Je remercie tout d’abord mon directeur de recherche, M. Denis LeBoeuf, pour les nombreuses discussions que nous avons eues ensemble, sa grande disponibilité et toutes les connaissances qu’il a su me transmettre au cours de mon projet de maîtrise.

Je désire remercier spécialement M. Christian Juneau, technicien au laboratoire de géotechnique, pour sa collaboration à la réalisation des essais en laboratoire.

Je remercie aussi Mme Jessie Duguay-Blanchette, étudiante à la maîtrise, et Mme Catherine Bussière, stagiaire, pour l’aide qu’elles ont fournie lors de la réalisation des essais de laboratoire.

Je remercie le Ministère des Transports du Québec d’avoir encouragé ce projet de recherche, d’avoir fourni les sols non remaniés et les documents nécessaires à la réalisation de ce projet.

Je remercie tous les professeurs du département de géotechnique de l’Université Laval qui m’ont transmis la passion de la géotechnique au cours de mon baccalauréat et de ma maîtrise.

En terminant, je tiens à remercier ma famille, mes amis et mon employeur pour leur soutien tout au long de la réalisation de mon projet de maîtrise.

(14)

1 I

NTRODUCTION

Pour les résidents de l’Est du Canada, séisme d’importance rime avec l’ouest de l’Amérique, le Japon, la Chine. La population québécoise n’est pas consciente qu’elle se trouve dans une zone sismique active. Au cours des 350 dernières années, plusieurs séismes d’importances sont survenus dans l’Est du Canada et ont causé des dommages considérables. Tout indique que d’autres évènements sismiques d’importance risquent de survenir d’où l’importance de construire les infrastructures civiles de manière à garantir leur pérennité en cas de séisme.

L’un des aspects importants de la construction parasismique consiste en l’étude de la résistance aux sollicitations sismiques des sols de fondation des infrastructures civiles. Pour l’étude des sols de fondation de type pulvérulents (les sables), des méthodes de caractérisation in situ de la résistance cyclique bien documentées peuvent être utilisées par les ingénieurs géotechniciens. Par contre, l’utilisation de ces mêmes méthodes pour l’étude des sols à grains fins semble présenter des faiblesses et peut mener à un dimensionnement parasismique inadéquat.

Ce projet de recherche porte sur l’étude du comportement statique et cyclique d’un dépôt de sols à grains fins (silt) de l’Est du Canada. Ce type de géo matériaux se retrouve régulièrement dans les environnements sédimentaires holocènes de l’Est du Canada.

1.1 C

ONTEXTE DE L

’

ÉTUDE

1.1.1 S

ISMICITÉ

La sismicité sur le territoire de l’Est du Canada constitue un paramètre important à considérer pour l’étude du comportement cyclique des sols. Historiquement, au cours des 350 dernières années, l’Est du Canada a subi une douzaine de séismes significatifs (Ressources naturelles du Canada, 2013). Notons particulièrement la zone sismique de Charlevoix-Kamouraska où, en 1663, un séisme estimé d’une magnitude de 7,0 est survenu (Ressources naturelles du Canada, 2013). La figure 1-1 présente les zones sismiques de l’Est du Canada ainsi que la localisation des principaux séismes historiques. Le tableau 1-1 présente les douze (12) séismes les plus importants survenus dans l’Est du Canada au cours des 350 dernières années.

(15)

Figure 1-1 : Zones sismiques de l’Est du Canada (tirée de Ressources naturelles du Canada, 2013) Tableau 1-1 : Liste des séismes historiques les plus importants de l'Est du Canada

(tiré de Ressources naturelles du Canada, 2013)

Année Magnitude Lieu

1663 7,0 Charlevoix-Kamouraska, QC 1732 5,8 Sud de Montréal, Qc 1791 6,0 Charlevoix-Kamouraska, QC 1860 6,0 Charlevoix-Kamouraska, QC 1870 6,5 Charlevoix-Kamouraska, QC 1925 6,2 Charlevoix-Kamouraska, QC 1929 7,2 Sud de Terre-Neuve, T.N.L 1935 6,1 Témiscamingue, QC 1944 5,8 Cornwall, ON 1982 5,7 Miramichi, N. B. 1982 5,4 Miramichi, N. B. 1988 5,9 Saguenay, QC

Tel qu’il est possible de le constater au tableau 1-1, l’Est du Canada et particulièrement la province du Québec constitue une zone sismique active, capable de produire des séismes d’importance. Cette zone active se trouve pourtant dans une zone tectoniquement stable à l’intérieur de la plaque de l’Amérique du Nord (Ressources naturelles du Canada, 2013). Les séismes seraient causés par des champs de contraintes

(16)

régionaux et surviennent dans les zones de faiblesses de la croûte terrestre (Ressources naturelles du Canada, 2013).

1.1.2 C

ODES DE CONSTRUCTION CANADIENS

Récemment, avec l’amélioration des connaissances liées aux séismes, de nouvelles méthodologies ont été développées pour quantifier l’aléa sismique au Canada selon des modèles dits historiques, régionaux et robustes. Ces nouvelles méthodes définissent l’aléa sismique pour des ordonnées spectrales en accélération (Sa) et sont spécifiques pour chacun des emplacements au Canada. L’aléa sismique défini par les codes nationaux du bâtiment des années 2005 (CNBC 2005), 2010 (CNBC 2010) et plus récemment par le code national du bâtiment de l’année 2015 (CNBC 2015) se base sur ces nouveaux calculs. Il est à noter que les codes les plus récents (CNBC 2005 et 2010) considèrent une période de retour beaucoup plus faible, soit 2 500 ans (2 % sur 50 ans), tandis que le CNBC 1995 considérait une période de retour de 475 ans (10 % sur 50 ans). Ces facteurs engendrent des mouvements sismiques calculés à partir des données des CNBC 2005, CNBC 2010 et CNBC 2015 sont supérieurs à ceux précédemment établis à partir du CNBC 1995 (Sa (2005,2010, 2015) >> Sa (1995)). Ceci a pour effet que des sols qui présentaient une résistance cyclique acceptable selon les recommandations du CNBC 1995 ne le sont plus nécessairement selon les recommandations des CNBC 2005, 2010 et 2015 puisqu’ils sont maintenant basés sur des critères beaucoup plus sévères.

Les nouveaux codes du bâtiment (CNBC 2005, 2010 et 2015) requièrent la détermination d’une catégorie d’emplacement propre à chacun des sites où une nouvelle construction ou mise à niveau sismique d’un bâtiment. Ces catégories d’emplacement sont basées principalement sur le calcul ou l’estimation de la vitesse des ondes de cisaillement (Vs) pour les trente (30) premiers mètres du site. Les catégories « A à E » peuvent ensuite être attribuées selon un tableau, en fonction de la vitesse moyenne des ondes de cisaillement (Vs), la catégorie « A » étant celle où les ondes Vs sont les plus rapides et la catégorie « E » les moins rapides. Alternativement, ces catégories peuvent être déterminées à partir de la résistance normalisée mesurée par l’essai SPT ((N1)60) ou par la résistance normalisée mesurée au piézocône (qT)1. La détermination de ces catégories d’emplacement est requise pour la conception parasismique structurale des bâtiments. Par contre, pour certains comportements de sols, une sixième catégorie d’emplacement est définie par ces codes (CNBC 2005, 2010 et 2015) : la catégorie « F ». Cette catégorie doit être attribuée, entre autres, si les calculs d’évaluation du potentiel de liquéfaction des sols démontrent une problématique : lorsque la résistance cyclique est inférieure à la contrainte sismique.

(17)

Selon les CNBC 2005, 2010 et 2015, la problématique du potentiel de liquéfaction des sols doit être considérée sur un site où une catégorie d’emplacement de type « F » est attribuée. Une évaluation dynamique spécifique à l’emplacement doit être réalisée avant de procéder aux travaux de construction (Kramer, 2008). Ceci peut conduire, dans certain cas, à des travaux de consolidation des sols afin d’enrayer la problématique du potentiel de liquéfaction des sols sous séisme.

Le code canadien sur le calcul des ponts routiers (CAN/CSA-S6-06) présentait une approche différente par rapport aux plus récents codes du bâtiment. Les paramètres qui devaient être utilisés pour le calcul sismique selon ce code se rapportaient aux concepts définis par le CNBC 1995. La période de retour considérée par le code CAN/CSA-S6-06 était fonction du type de pont, mais n’était jamais supérieure à 1 000 ans (5 % sur 50 ans). La définition de l’aléa sismique pour les ponts routiers selon le code CAN/CSA-S6-06 se basait sur d’anciennes cartes datant de 1982 (Basham, 1982), plutôt que sur le calcul du spectre UHS, tel qu’utilisé par les plus récents codes nationaux du bâtiment canadiens. Ce code a été révisé en 2014 (CAN/CSA-S6-14) et se base maintenant sur le calcul du spectre UHS.

1.1.3 G

ÉOLOGIE

Le contexte géologique associé aux dépôts à grains fins de l’Est du Canada est particulier. Il s’agit généralement, de grands dépôts marins ou lacustres postglaciaires datant de l’Holocène. Ces dépôts ont été laissés, entre autres, par la présence de la mer de Champlain, dans la vallée du Saint-Laurent, la mer de Goldthwait dans le Golfe du Saint-Laurent, de la mer de Laflamme dans la vallée du Saguenay et au Lac-Saint-Jean, le lac Barlow-Ojibway au nord de l’Abitibi et la mer de Tyrell à dans la baie d’Ungava. De façon générale, ces dépôts marins incluent des argiles caractérisées par une sensibilité et une compressibilité importante.

Le comportement des silts d’origine lacustre (varvés) a été moins étudié que celui des argiles sensibles et compressibles. Il s’agit généralement de sédiments transitionnels de faible compacité et/ou de faible plasticité et consistance à la limite entre les matériaux granulaires fins et les silts argileux peu plastiques. Ces dépôts présentent généralement une faible résistance à la pénétration lors de la réalisation d’essais in situ conventionnels. Les faibles indices N mesurés lors de l’essai SPT (ASTM D1586-11) et les faibles résistances en pointe qT mesurées au piézocône (Robertson, 2012) ont tendance à démontrer que ces sols sont dans état de faible compacité (sols pulvérulents) ou de faible consistance (sols cohérents). Peu d’études ciblant spécifiquement le comportement cyclique, sous séisme, des sols fins (silts) de l’Est du Canada ont été

(18)

réalisées, le comportement de ces sols est encore mal connu. L’étendue de ces dépôts sur le territoire de l’Est du Canada et la conjoncture avec les zones les plus fortement peuplées rend leur étude pertinente.

1.2 P

ROBLÉMATIQUE

Le développement d’infrastructures civiles d’importance sur les sols à grains fins, tels que bâtiments, ponts et routes, constitue une problématique compte tenu des contextes géologiques et sismiques de l’est du Canada. Les fondations de ces infrastructures sont souvent sises sur des dépôts à grains fins et doivent se soumettre aux exigences des plus récents codes en vigueur. Le calcul des charges sismiques latérales appliquées sur les fondations profondes lors du dimensionnement, l’évaluation sismique de la stabilité des pentes dans les sols à grains fins et l’évaluation du potentiel de liquéfaction constituent les principales difficultés rencontrées.

La détermination de la résistance cyclique des sols à grains fins de faible à moyenne plasticité constitue une problématique majeure. De nombreux auteurs se questionnent sur les domaines de validité des méthodes in situ pour l’évaluation de la résistance cyclique de ce type de sols. Faute de méthodes in situ adaptées, des chercheurs dans le domaine recommandent divers critères basés sur des caractéristiques granulométriques, de consistance et/ou de teneurs en eau se basant sur des données empiriques. Ces méthodes parfois controversées ne permettent pas de quantifier la résistance cyclique des sols à grains fins, mais de plutôt déterminer s’ils peuvent être susceptibles à la liquéfaction des sols sous des contraintes sismiques données. Boulanger et Idriss (2006) introduit une approche en termes de comportement type de matériau : (« sand-like » ou « clay-sand-like »). Par contre, l’applicabilité de cette approche pour les sédiments fins Holocène de l’Est du Canada demeure à être étudiée et validée.

Quels sont les critères de caractérisation des sols à grains fins proposés dans la littérature qui sont appropriés pour la détermination du type de comportement cyclique?

Est-ce que les méthodes de calcul et de caractérisation des sols à grains fins proposés dans la littérature sont applicables pour les sols à grains fins de l’Est du Canada?

Pour répondre à ces principales problématiques, un dépôt de sols à grains fins de la région de l’Outaouais (Gracefield, Québec) a été étudié dans le cadre de ce projet de recherche.

(19)

1.3 O

BJECTIFS DE LA RECHERCHE

Le comportement des sols à grains fins de l’Est du Canada sous des sollicitations cycliques et dynamiques est relativement mal connu. Deux volets doivent être étudiés : la réponse dynamique des dépôts de sols à grains fins sous des sollicitations dynamiques (amplification, résonnance, contenu fréquentiel, etc.) et la problématique de la résistance cyclique de ces dépôts. La présente étude se penche sur le deuxième volet, soit la caractérisation de la résistance cyclique d’un dépôt de sols à grains fins de l’Est du Canada.

Les objectifs de ce projet de recherche sont :

1. Procéder à une caractérisation géotechnique et géologique complète du dépôt de silt de Gracefield 2. Déterminer les paramètres φ’PT, φ’GD et les rapports τh-PT(su) / σ’VC.

3. Étudier le comportement et les mécanismes de rupture statiques et dynamiques du silt de Gracefield. 4. Déterminer la résistance cyclique en laboratoire à partir d’essais dynamiques

5. Déterminer quelles sont les méthodes d’analyse appropriées pour le calcul de la résistance cyclique des sols à grains fins de faible à moyenne plasticité pour le silt de Gracefield.

1.4 M

ÉTHODOLOGIE

Les objectifs du projet de recherche présenté dans ce mémoire ont été atteints partir des différents éléments suivants :

1. Revue de la littérature et préparation d’un état des connaissances : Les modes de rupture dynamique des sols, les critères de caractérisation des sols à grains fins et les résultats de mesures de résistance cyclique de sols à grains fins provenant de la littérature sont présentés. De plus, les principales méthodes de calcul des résistances cycliques in situ sont présentées.

2. Caractérisation et échantillonnage géotechnique du site à l’étude : Des essais géotechniques conventionnels, tels que des essais de pénétration standard (SPT), des essais au piézocône (CPT), des essais au piézocône sismique (sCPTU) et des essais de classification standard des sols sont présentés. L’échantillonnage non remanié de sols provenant du dépôt de sols à grains fins à l’aide de tubes minces à grand diamètre est aussi abordé.

(20)

3. Réalisation d’un programme d’essais DSS (CSVC) statique en laboratoire : La réalisation et l’analyse d’essais statiques en laboratoires, tels que des essais de consolidation œdométriques et des essais de cisaillement simple à volume constant (CSVC) (notés DSSST dans ce projet de recherche) sur des échantillons non remaniés provenant du dépôt de sols à grains fins du site à l’étude sont présentés.

4. Réalisation d’un programme d’essais DSS (CSVC) cyclique en laboratoire : La réalisation et l’analyse d’essais cycliques en laboratoires, tels que des essais de cisaillement simple à volume constant cycliques (CSVCCYC) (notés DSSCY dans ce projet de recherche) sur des échantillons non remaniés provenant du dépôt de sols à grains fins du site à l’étude sont présentés.

5. Étude comparative des différentes méthodes d’analyses de la résistance cyclique : Une comparaison et analyse les résultats provenant des essais statiques et cycliques en laboratoire avec les résultats des essais in situ conventionnels réalisés sur le site à l’étude et avec les recommandations formulées par les principaux chercheurs dans le domaine.

1.5 O

RGANISATION DU MÉMOIRE

Le chapitre 2 présente un état des connaissances relatif aux modes de rupture des sols et aborde plus particulièrement les critères de caractérisation proposés par différents chercheurs. Le chapitre 3 présente la caractérisation géotechnique des sols présents au site à l’étude de même que l’échantillonnage non remanié de sols provenant du dépôt de sols à grains fins à l’aide des tubes minces à grand diamètre. Le chapitre 4 présente le programme d’essais en laboratoire. Au chapitre 5, des essais de classification et des essais en laboratoire statiques sont présentés et analysés. Au chapitre 6, des essais en laboratoire cycliques sont présentés et analysés. L’évaluation et la comparaison de la résistance cyclique du silt de Gracefield est abordée au chapitre 7. En terminant, des recommandations et conclusions sont présentées au chapitre 8.

(21)

2 É

TAT DES CONNAISSANCES

2.1 I

NTRODUCTION

Ce chapitre présente l’état des connaissances concertant les mécanismes de rupture des sols sous sollicitations dynamiques (liquéfaction et ramollissement cyclique). Les méthodes pratiques d’évaluation du potentiel de liquéfaction et du risque de ramollissement cyclique des sols est aussi abordée.

Une brève présentation du phénomène de la liquéfaction des sols, des concepts liés à la susceptibilité des sols à la liquéfaction, particulièrement appliqués aux sols à grains fins, puis un aperçu des méthodes de calculs concernant l’amorce, ou en anglais « triggering » de la liquéfaction des sols seront ensuite présentés.

2.2 P

RÉSENTATION DU PHÉNOMÈNE DE LIQUÉFACTION DES SOLS

La liquéfaction des sols est définie comme étant l’ensemble des phénomènes menant à la réduction de la résistance d’un dépôt de sol par la génération de pression interstitielle par l’application de chargement cyclique provoqué par un séisme (Kramer, 1996). La liquéfaction se manifeste principalement dans les sols pulvérulents constitués de sables à sables silteux, lâches, saturés, dans les graviers et dans les silts non plastiques (Kramer, 2008). Des phénomènes de rupture similaires à la liquéfaction des sols ont aussi été observés dans des sols constitués d’argile silteuse présentant une faible plasticité (Kramer, 2008). La liquéfaction des sols peut se manifester de diverses façons sur le terrain. Les effets de la liquéfaction consistent généralement à des tassements ou affaissements locaux ou généralisés en surface du terrain. Ces tassements peuvent entrainer les fondations des bâtiments sus-jacents et affecter à divers niveaux l’intégrité de ces bâtiments. La liquéfaction est donc un phénomène non souhaitable pour les sols où reposent des infrastructures civiles.

Une manifestation commune de la liquéfaction des sols consiste en l’apparition de volcans de sable « sand boils » où l’eau et une partie du sable d’une couche de sol sous-jacente à des horizons imperméables ayant liquéfié remonte vers la surface par des fissures suite à un séisme. Les figure 2-1 et figure 2-2 illustrent ce phénomène.

(22)

Figure 2-1 : Volcan de sable « sand boil » (tirée de http://showme.net/~fkeller/quake/liquefaction.htm)

Figure 2-2 : Processus de formation d'un volcan de sable « sand boil » (tirée de U.S. Geological Survey Fact Sheet FS-131-02, 2002)

Une seconde manifestation possible de la liquéfaction des sols est l’étalement latéral « lateral spreading ». Ce phénomène provoque des ruptures longitudinales, parallèles à un talus ou une pente, entrainant un

(23)

déplacement des sols vers le bas. La figure 2-3 illustre ce phénomène lié à la liquéfaction des sols suite à un séisme.

Figure 2-3 : Manifestations du phénomène d’étalement latéral lors du séisme de Nisqually en 2001 (tirées de Kramer, 2008)

Une troisième manifestation de la liquéfaction des sols consiste à une perte de la capacité portante des fondations lors d’un séisme du à la réduction des contraintes effectives suite à l’augmentation des pressions interstitielles. La figure 2-4 montre une occurrence de ce phénomène suite au séisme de Niigata au Japon en 1964.

Figure 2-4 : Rupture des sols de fondation des bâtiments d’habitation Kawagishi-cho suite au séisme de Niigata au Japon en 1964 (modifiée de Kramer 2008)

(24)

2.3 M

ÉCANISMES DE RUPTURE SOUS SOLLICITATIONS CYCLIQUES

Le terme liquéfaction réfère à deux (2) principaux types de comportements sous sollicitations sismiques pour les sols granulaires, soit la liquéfaction vraie « flow liquefaction » et la mobilité cyclique « cyclic mobiity » (Kramer, 1996). La liquéfaction initiale ou boulance constitue aussi un mécanisme de rupture dynamique associé à la liquéfaction vraie. Le type de comportement du sol sous sollicitations dynamiques peut être défini selon l’état initial des contraintes du sol représenté dans un diagramme de cheminement des contraintes (Kramer, 1996). La détermination d’une surface de liquéfaction vraie « flow liquefaction surface » (FLS) peut être réalisée en procédant à une série d’essais statiques consolidés isotropiquement selon des pressions de confinement initiales différente, au même indice des vides (Kramer, 1996). La figure 2-5 présente la construction de la FLS dans l’espace des cheminements de contraintes à partir du cisaillement statique de cinq (5) spécimens (Kramer,1996). Puisque tous les spécimens ont un indice des vides initial égal, leur cheminement des contraintes les amènera tous au même « steady state point » situé sur la « steady state line » au cours du cisaillement (Kramer,1996).

Figure 2-5 : Cisaillement de cinq (5) spécimens consolidés isotropiquement au même indice des vides initial (modifiée de Kramer, 1996)

Le cheminement des contraintes des spécimens A et B démontre initialement un comportement dilatant puisque leur état des contraintes initiales est sous la « steady state line » (Kramer, 1996). Par contre, les spécimens C, D et E présentent un cheminement des contraintes effectives contractant jusqu’à une résistance maximale non drainée (notée par les « x » sur la figure précédente) avant de se déformer jusqu’au « steady state point » (Kramer, 1996). La ligne pointillée reliant les maximas correspond à la surface liquéfaction vraie

(25)

« flow liquefaction surface » (Kramer, 1996). Lorsque le cheminement des contraintes effectives passe au-delà de cette surface, la liquéfaction vraie se produit et l’échantillon s’écoule de façon irréversible vers le « steady-state-point » (Kramer, 1996). La figure 2-6 présente la construction de la surface de liquéfaction vraie. Il est à noter que la liquéfaction vraie ne peut pas être amorcée si le cheminement des contraintes effectives est sous le « steady-state-point », c’est pourquoi la droite représentant la surface de liquéfaction vraie est tronquée (Kramer, 1996).

Figure 2-6 : Surface de liquéfaction vraie dans

l’espace des cheminements de contraintes (tirée de Kramer, 1996)

Pour que les phénomènes de liquéfactions puissent survenir, une augmentation suffisante de la pression interstitielle doit être générée en condition non drainée jusqu’à ce qu’elles soient en excès (Kramer, 1996). Les séismes peuvent produire ce type de conditions particulières.

Les sous-sections suivantes approfondissent les différents aspects des mécanismes de rupture sous sollicitations dynamiques.

2.3.1 L

IQUÉFACTION VRAIE

(«

FLOW LIQUEFACTION

»)

La liquéfaction vraie, ou en anglais, « flow liquefaction » constitue la manifestation du phénomène de la liquéfaction des sols qui peut produire les dommages les plus importants, puisqu’elle peut produire des coulées impliquant d’importantes masses de sols (Kramer, 1996). Ce type de liquéfaction peut être amorcé par un séisme seulement si la contrainte de cisaillement requise (pour l’équilibre statique) est supérieure à la résistance à grande déformation « steady-state strength » (Kramer, 1996). La figure 2-7 montre la zone ombragée où le développement de la liquéfaction vraie peut se produire si une sollicitation non drainée, tel un séisme, survient et amène le cheminement des contraintes effectives vers la surface de liquéfaction vraie (FLS) (Kramer, 1996).

(26)

Figure 2-7 : Zone susceptible de produire de la liquéfaction vraie (Kramer, 1996)

La figure 2-8 présente un exemple conceptuel provenant de Kramer (1996) montrant comment l’initiation de la liquéfaction vraie peut se produire pour des chargements de type statiques et cycliques. Deux (2) échantillons granulaires consolidés anisotropiquement sont soumis à un essai triaxial statique ou cyclique en conditions non drainées. Les conditions initiales (point A) des deux (2) échantillons sont identiques et présentent une contrainte de précisaillement statique supérieure à la résistance en grandes déformations « steady-state-strength » se retrouve au point A. L’échantillon soumis à une contrainte statique atteint une résistance de « pic » au point B correspondant à l’atteinte de la surface de liquéfaction vraie, puis se déforme vers le point C, soit sa résistance en grande déformation (Kramer, 1996). L’échantillon soumis à des contraintes cycliques se dirige vers le point D avec la réduction de la contrainte effective causée par l’augmentation de la pression interstitielle jusqu’à l’atteinte de la surface de liquéfaction vraie, puis se déforme lui aussi vers le même point C, soit sa résistance en grande déformation (Kramer, 1996). Il est à noter que l’échantillon soumis à des contraintes cycliques n’atteint pas de résistance en « pic » comme pour l’échantillon monotone.

Figure 2-8 : Comparaison de l’initiation de la vraie liquéfaction par changement statique et cyclique (tirée de Kramer, 1996)

Sur le terrain, la liquéfaction vraie peut se manifester seulement dans une pente et c’est la gravité qui agit comme contrainte de cisaillement statique initiale (Kramer, 1996). Certains types de glissements de terrain peuvent être représentés par l’essai non drainé en changement statique (points A, B et C), tandis qu’un séisme peut être représenté par l’essai non drainé en chargement cyclique (points A, D et C).

(27)

2.3.2 L

IQUÉFACTION INITIALE

(

BOULANCE

)

La liquéfaction initiale est un concept où lors d’une sollicitation cyclique non drainée, il y a annulation constante ou transitoire de la contrainte effective. Ce concept est surtout applicable pour les sables ou les silts non plastiques (Boulanger et Idriss, 2008). Lors d’un cisaillement cyclique non drainé, la matrice granulaire tend à se contracter et à expulser l’eau, donc de faire augmenter la pression d’eau en excès et de réduire la contrainte effective (Boulanger et Idriss, 2008). Le concept du ratio d’excès de pression interstitielle (ru) et déterminé par l’excès de pression interstitielle créé lors d’essais de chargement cycliques non-drainés (∆u) tel que des essais triaxiaux cycliques ou DSS est normalisé par rapport à la contrainte de consolidation effective des conditions initiales de l’essai (σ’vc) (Boulanger et Idriss, 2008). Lorsque ru atteint 100 %, toute la résistance non drainée du sol est mobilisée et le sol perd complètement sa résistance. La résistance résiduelle correspond à la résistance à grande déformation. Les équations a. à d. se rapportent à ces concepts :

a.

σ

’ =

σ

-

u

b.

σ

’V0 =

σ

V0 -

u

STAT c.

r

u = ∆

u

EXCÈS /

σ

’V0 d. ∆

u

EXCÈS = ∆

u

SÉISME

La figure 2-9 montre schématiquement comment la génération de pression interstitielle lors de chargements cycliques peut se produire.

Figure 2-9 : Mode de génération de pressions interstitielles lors de chargements cycliques (tirée de Boulanger et Idriss, 2008)

(28)

Pour le cas d’un essai de cisaillement cyclique drainé, la contraction de la matrice granulaire entraînerait une déformation plastique volumétrique permanente de l’échantillon à partir point A vers le point B (Boulanger et Idriss, 2008). Pour le cas d’un cisaillement cyclique non drainé où l’échantillon est saturé, la déformation plastique volumétrique est compensée par un rebond élastique ou dilatance, de la matrice due à une réduction de la contrainte effective, du point B au point C (Boulanger et Idriss, 2008). Avec l’augmentation continue de la pression interstitielle, les contacts entre les éléments de la matrice granulaire ne se font plus et la matrice ne supporte plus de contrainte (σ’ = 0) et toute la charge normale est reprise par l’eau uniquement (u = σ) (Boulanger et Idriss, 2008). Ce phénomène de liquéfaction initiale se produit généralement en terrain plat donc il n’y a pas de précisaillement statique et le sol ne peut pas être cisaillé c’est un phénomène associé exclusivement à l’accumulation de pressions interstitielles similaire à de la boulance.

La figure 2-10 présente les résultats d’un essai triaxial cyclique en conditions non drainées d’un sol granulaire. Il est possible d’observer qu’avec une contrainte cyclique anisotropique constante, le ratio, ru, augmente progressivement jusqu’à atteindre d’une valeur de 1 (ru=100%) au point A. À ce point, la liquéfaction initiale survient lorsque l’excès de pression interstitielle est égal à la contrainte de consolidation initiale de l’essai.

Figure 2-10 : Exemple des résultats d’un essai triaxial cyclique (modifiée de Boulanger et Idriss, 2008)

(29)

2.3.3 M

OBILITÉ CYCLIQUE

(«

CYCLIC MOBILITY

»)

La mobilité cyclique ou, en anglais, « cyclic mobility » est un mode de rupture qui peut se produire même pour des sols où la contrainte de cisaillement statique est inférieure à la limite d’état critique (Kramer, 1996). La figure 2-11 montre la zone ombragée où la mobilité cyclique peut se produire si une sollicitation non drainée, tel un séisme, survient et amène le cheminement des contraintes effectives vers la surface de liquéfaction vraie (FLS) (Kramer, 1996). La mobilité cyclique peut mener à des déformations cycliques permanentes lors d’un séisme et peut se produire pour des sols granulaires lâches à dense (Kramer, 1996). Ce concept est approprié pour les sols présentant un comportement associé aux sols granulaires « sand-like » (Boulanger et Idriss, 2008).

Figure 2-11 : Zone susceptible de produire de la mobilité cyclique (Kramer, 1996)

La figure 2-12 montre trois combinaisons regroupant les conditions initiales et de cisaillement d’un échantillon de sol pouvant mener à de la mobilité cyclique (Kramer, 1996). En (a), le cisaillement statique est inférieur à la valeur de résistance à l’état critique et le cisaillement cyclique demeure positif. En (b), le cisaillement statique est légèrement inférieur à la valeur de résistance à l’état critique et il y a un dépassement momentané de la valeur de résistance à l’état critique. Puis en (c), la contrainte est inversée momentanément et il n’y a pas de dépassement de la valeur de résistance à l’état critique.

Figure 2-12 : Trois situations possibles menant à de la mobilité cyclique (Kramer, 1996).

L’initiation de la mobilité cyclique s’observe généralement par l’apparition de déformations permanentes qui surviennent de manières incrémentales lors de l’application des contraintes cycliques (Kramer, 1996). L’importance des déformations plastiques et permanentes dépend de la contrainte de cisaillement statique initiale et de la durée de l’application des contraintes cycliques, soit en laboratoire sur des échantillons de sol

(30)

ou sur le terrain lors d’un séisme (Kramer, 1996). De façon générale, les déformations permanentes sur un terrain en pente auront tendance à être supérieures que sur un terrain plat (Kramer, 1996).

2.3.4 R

AMOLLISSEMENT CYCLIQUE

(«

CYCLIC SOFTENING

»)

Pour les sols cohérents, un mécanisme de ramollissement cyclique ou, en anglais, « cyclic softening » peut être causé par les sollicitations dynamiques.Ce concept a été développé par Boulanger et Idriss (2007) et est associé aux sols présentant un comportement cyclique associé à celui des argiles et des silts plastiques « clay-like ». Ce concept s’apparente à la mobilité cyclique puisque la déformation plastique des sols est incrémentale en cours de cisaillement cyclique (Boulanger et Idriss, 2008). Lors d’essais de cisaillement cyclique sur des argiles ou des silts plastiques, la surpression interstitielle atteint lors de l’essai une valeur limite maximale qui est inférieure à ru = 100 % (Boulanger et Idriss, 2008). De plus, les courbes contrainte-déformation pour les sols « clay-like » ne présentent pas une forme centrale mince et horizontale où la résistance au cisaillement est égale à zéro puisque l’excès de pression interstitielle n’atteint jamais une annulation des contraintes (Boulanger et Idriss, 2008). Ce type de déformation incrémentale générée par un séisme dans des sols constitués de silt plastique ou d’argile peut toutefois être de très grande amplitude et produire des déformations significatives (Boulanger et Idriss, 2008).

La figure 2-13 montre une comparaison entre les courbes contraintes-déformation pour les résultats d’essais triaxiaux cycliques sur un sable et sur une argile. Il est possible de constater que pour le sable la courbe devient quasi-horizontale momentanément au point A (atteinte de ru=100%). Par contre, pour l’essai sur une argile, il n’est pas possible d’observer une telle courbe devenant horizontale puisque l’essai n’atteint jamais ru=100% (Boulanger et Idriss, 2008). De plus, la comparaison des courbes d’hystérésis montre que l’essai sur une argile peut dissiper considérablement plus d’énergie (déformations) sans même atteindre ru=100% que pour le sable (Boulanger et Idriss, 2008).

Le Tableau 2-1 présente une synthèse des mécanismes de rupture dynamique présentés dans cette section.

Figure 2-13 : Comparaison des courbes contraintes-déformation pour un échantillon de sable (gauche) et une argile (droite) (modifiée de Boulanger et Idriss, 2008)

(31)

Tableau 2-1 : Tableau synthèse présentant les mécanismes de rupture dynamique

(32)

2.4 M

ÉTHODES D

’

ÉVALUATION DU POTENTIEL DE LIQUÉFACTION

(

SOLS À GRAINS FINS

)

L’évaluation du risque lié à la liquéfaction doit débuter par la détermination de la susceptibilité des sols à se liquéfier (Kramer, 1996). Certains types de sols seulement possèdent des caractéristiques leur permettant de liquéfiquer (Kramer, 1996). Les sols identifiés comme étant susceptibles à la liquéfaction peuvent se liquéfier sous des charges sismiques qui leur sont propres, tandis que les sols non susceptibles à la liquéfaction ne peuvent pas se liquéfier, peu importe l’intensité des charges sismiques qu’ils subissent (Kramer, 2008). Différents critères permettant d’identifier les sols susceptibles à la liquéfaction sont présentés aux sections suivantes.

2.4.1 C

RITÈRES SIMPLIFIÉS

Une approche basée sur des critères historiques est présentée par Kramer (1996) impliquant la distance de l’épicentre la magnitude et la manifestation ou la non-manifestation de la liquéfaction des sols pour des séismes survenus dans l’ouest des États-Unis d’Amérique. La figure 2-14 présente ces observations pour des séismes passés où la distance focale est inférieure à 50 kilomètres. Les événements sismiques se trouvant au-dessus de la courbe interprétée ont causé la liquéfaction des sols, tandis que ceux se trouvant sous la courbe n’en ont pas causé. Cette approche basée sur des observations de terrain postséisme démontre que la liquéfaction des sols est confinée à une distance de l’épicentre variable en fonction de la magnitude du séisme (Kramer, 1996). Cette approche démontre que pour un séisme d’une magnitude de 7.0, la liquéfaction des sols est limitée à une distance maximale d’environ 100 km de l’épicentre.

Figure 2-14 : Relation entre la distance maximale de l'épicentre et la magnitude du séisme où la liquéfaction des sols a été observée pour des séismes près de la surface (<50 km) (modifiée de Kramer, 1996)

Liquéfaction observée

Liquéfaction non observée

(33)

Les conditions géologiques ayant mené à la mise en place des dépôts de sols constituent un des principaux facteurs influençant la susceptibilité des sols à la liquéfaction (Kramer, 2008). Les sols susceptibles à la liquéfaction ont en commun des environnements de déposition sédimentaire précis (Kramer, 2008). L’étude de ces environnements peut permettre de dépister ‘’screening’’ si les sols peuvent être susceptibles à la liquéfaction (Kramer, 2008). Les dépôts de sols ayant été formés par des processus sédimentaires menant à un tri granulométrique, tel que les dépôts alluvionnaires, colluviaux et éoliens, se trouvant dans un état de faible compacité ont une forte susceptibilité à la liquéfaction (Kramer, 1996). Les sols ayant été déposés par les processus de cône alluvial, de plaine alluviale, terrasses et deltas peuvent être susceptibles à la liquéfaction, mais dans une moindre mesure (Kramer, 1996). L’âge des dépôts de sol constitue aussi un facteur affectant la susceptibilité à la liquéfaction, plus un dépôt est âgé, moins il sera susceptible à la liquéfaction par rapport à un dépôt plus récent (Kramer, 1996). Le tableau 2-2 présente la susceptibilité à la liquéfaction de divers types de dépôts en fonction de l’âge de déposition d’après Youd et Perkins (1998).

Tableau 2-2 : Susceptibilité à la liquéfaction de différents types de dépôts sédimentaires en fonction de l’âge de déposition selon Youd et Perkins (1988), tirée de LeBoeuf (2011)

(34)

Notons que pour être susceptibles à la liquéfaction, les sols doivent se trouver dans un état saturé (Kramer, 1996). La profondeur de la nappe phréatique affecte donc la susceptibilité des sols à la liquéfaction (Kramer, 1996). Les dépôts de sols où la nappe phréatique se trouve près de la surface constituent donc des endroits où la susceptibilité à la liquéfaction est plus élevée (Kramer, 1996). Historiquement, il était établi que les phénomènes liés à la liquéfaction des sols étaient limités aux sables puisque ce phénomène implique la génération de pressions interstitielles excessives (Kramer, 1996). En raison de leur faible perméabilité, les sols à grains fins étaient considérés incompatibles à la génération de pressions interstitielles suffisantes pouvant causer la liquéfaction (Kramer, 1996). À l’opposé, les sols grossiers (graviers) étaient considérés trop perméables pour soutenir assez longtemps une hausse des pressions interstitielles menant à la liquéfaction de ces sols (Kramer, 1996). Les travaux de compilation réalisés par Tsuchida, 1970 ont permis de démontrer qu’effectivement les sols constitués de sable sont susceptibles à la liquéfaction de même que, dans une moindre mesure, les sols silteux. La figure 2-15 présente la compilation faite par Tsuchida (1970) des données granulométriques des dépôts de sable et sols silteux ayant liquéfié.

Figure 2-15 : Limites granulométriques des sols liquéfiables selon Tsuchida (1970), tirée de LeBoeuf (2011) Plus récemment, Ishihara (1989) a compilé des données et a démontré que les sables et les sols silteux non plastiques étaient susceptibles à la liquéfaction. La figure 2-16 présente la compilation des données faite par Ishihara (1989) et une comparaison avec celles de Tsuchida (1970).

(35)

Figure 2-16 : Comparaisons des données d’Ishihara (1989) et de Tsuchida (1970)

2.4.2 C

RITÈRES DE SUSCEPTIBILITÉ DES SOLS À GRAINS FINS

«

SCREENING

»

Depuis qu’il est reconnu que certains types de sols à grains fins peuvent être susceptibles à la liquéfaction, des travaux de recherche ont été réalisés sur ce sujet par divers chercheurs au cours des 30 dernières années. Les sous-sections suivantes présentent un résumé des travaux et des recommandations formulées par les principaux chercheurs ou groupes de chercheurs quant à la détermination de la susceptibilité à la liquéfaction des sols à grains fins.

2.4.2.1 Seed et Idriss (1982)

Les travaux de Seed et Idriss (1982) ont permis d’établir de nouveaux critères à partir de données chinoises recueillies par Wang (1979). Ces critères aussi appelés ‘’critères chinois’’ et sont encore utilisés dans de nombreux codes, normes et guides de la pratique. Il s’agit de critères semi-empiriques d’identification des sols liquéfiables à grains fins basés sur la granulométrie, la teneur en eau naturelle (wn) ainsi que la limite de liquidité (wL). Selon Seed et Idriss (1982), les sols fins qui rencontrent les trois (3) critères suivants (critères chinois) sont susceptibles à la liquéfaction :

« Critères chinois » a. wN ≥ 0,9wL.

b. wL ≤ 35 %

c. Pourcentage de particules inférieures à 0,005 mm ≤ 15 %

(36)

2.4.2.2 Finn et al. (1994)

Finn et al. (1994) et la U.S Army Corps of Engineers ont proposé une modification des ‘’critères chinois’’ afin de les rendre plus appropriées aux conditions rencontrées aux États-Unis (Kramer, 1996). Selon Finn et al. (1994), les sols fins qui rencontrent les trois (3) critères suivants (critères chinois modifiés) sont susceptibles à la liquéfaction :

« Critères chinois modifiés » a. wN +2 % ≥ 0,9wL.

b. wL ≤ 36 %

c. Pourcentage de particules inférieures à 0,005 mm ≤ 10 %

2.4.2.3 Youd (1998)

Les travaux de Youd (1998) ont mené à l’établissement de critères quant à la susceptibilité à la liquéfaction des sols à partir d’une modification des « critères chinois » et représenté dans l’abaque de Casagrande. La figure 2-17 montre la zone où les sols à grains fins sont susceptibles à la liquéfaction selon les recommandations de Youd (1998).

Figure 2-17 : Identification des sols à grains fins susceptibles à la liquéfaction (tirée de Youd, 1998)

(37)

2.4.2.4 Andrews et Martin (2000)

Andrews et Martin (2000) ont réévalué de la base de données de Wang (1979) et ajouté de nouvelles données provenant de plusieurs séismes plus récents afin de mettre à jour les « critères chinois modifiés » proposés précédemment par (Finn et al. 1994). Andrew et Martin (2000) ont aussi ajusté les critères chinois modifiés afin qu’ils correspondent aux conventions américaines quant à la définition de la granulométrie de l’argile (particules plus petites que 0,002 millimètre) (Seed et al., 2003). Une autre modification consiste en le retrait du ratio impliquant la teneur en eau naturelle et la limite de liquidité des sols à grain fins. Le tableau 2-3 résume les recommandations d’Andrews et Martin (2000) quant à susceptibilité à la liquéfaction des sols à grains fins.

Tableau 2-3 : Susceptibilité à la liquéfaction sols à grains fins (tirée de Seed et al. (2003), d’après Andrew et Martin (2000))

2.4.2.5 Seed et al. (2003)

Seed et al. (2003) recommandent que les ‘’critères chinois modifiés’’ ne soient plus utilisés pour l’évaluation de la susceptibilité à la liquéfaction des sols fins. Ces critères accordaient une importance directe au contenu en argile, mais il a été démontré que c’est plutôt le contenu global en particules fines qui influence la plasticité des sols à grains fins (Seed et al., 2003). Plusieurs cas de sols à grains fins contenant plus de 10 à 15 % de particules d’argileux ont montré des évidences de liquéfaction (Seed et al., 2003). Les travaux de Seed et al. (2003) ont aussi mené à une révision d'éléments découlant des « critères chinois modifiés ». La figure 2-18 montre la zone où les sols fins sont susceptibles à la liquéfaction (en fonction de la teneur en eau) et la zone

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où il est recommandé de procéder à des essais en laboratoire (en fonction de la teneur en eau) dans l’abaque de Casagrande.

Figure 2-18 : Recommandations quant aux sols à grains fins susceptibles à la liquéfaction (tirée de Seed et al., 2003)

Les critères proposés par Seed et al., (2003) sont applicables pour les sols ayant un contenu en particules fines (FC), de dimension inférieure à 0,074 mm (particules passant le tamis #200), supérieur à 20 % pour un indice de plasticité supérieur à 12 %, ou supérieur à 35 % pour un indice de plasticité inférieur à 12 %. Les sols ne s’inscrivant pas dans les zones A et B ne sont généralement pas susceptibles à la liquéfaction (Seed et al., 2003). L’évaluation de la sensibilité des sols ne s’inscrivant pas dans les zones A et B est recommandée puisque les sols à grains fins sensibles sont vulnérables à la perte de résistance en cas de remaniement ou d’accumulation de déformations par cisaillement statique (Seed et al., 2003).

2.4.2.6 Bray et Sancio (2006)

Bray et Sancio (2006) ont déterminé des critères de susceptibilité à la liquéfaction des sols à grains fins à partir de la compilation de données provenant de divers travaux. Ils ont démontré que les critères chinois n’auraient pas pu prédire la liquéfaction observée sur divers sites et recommandent de ne plus les utiliser dans la pratique de l’ingénierie (Bray et Sancio, 2006). La figure 2-19 présente les catégories de susceptibilité à la liquéfaction des sols à grains fins proposés par Bray et Sancio (2006).

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Figure 2-19 : Représentation graphique des catégories de susceptibilité d’après Bray et Sancio (2006) (tirée de Kramer, 2008)

Sols à grains fins susceptibles à la liquéfaction :

-Silts non plastiques et silts argileux de faible plasticité (IP<12) se situant à de faibles profondeurs et présentant un ratio wN / wL > 0,85

Sols à grains fins modérément susceptibles à la liquéfaction :

-Silts argileux et argiles silteuses de plasticité moyenne (12<IP<18) et présentant un ratio wN / wL > 0,80

Les travaux de Bray et Sancio (2006) ont aussi démontré que des sols à grains fins de sensibilité élevée où IP > 18 peuvent subir de fortes pertes de résistance suite aux déformations induites par un séisme.

2.4.2.7 Boulanger & Idriss (2006 et 2007)

Boulanger et Idriss (2006) recommandent que la susceptibilité à la liquéfaction des sols à grains fins soit évaluée selon le type de comportement cyclique. Leurs travaux en laboratoire ont mené à la détermination de deux types de comportements distincts, soit un comportement s’apparentant à un sable « sand-like » ou à un sol cohérent « clay-like » (Boulanger et Idriss, 2006). Le comportement « sand-like » correspond à la mobilité cyclique, associé au comportement des sables sous séismes (Kramer, 1996). Le comportement « clay-like » correspond au ramollissement cyclique, ou en anglais, « cyclic softening » associé au comportement des argiles sous séisme (Boulanger et Idriss, 2006).

Boulanger et Idriss (2006) recommandent que le type de comportement soit déterminé à partir de l’indice de plasticité (IP). Les sols à grains fins de type « sand-like » sont susceptibles à la liquéfaction classique, tandis que les sols à grains fins de type « clay-like » ne le sont pas (Boulanger et Idriss, 2006). Les sols à grains fins ayant un indice de plasticité supérieur ou égal à 7 (IP ≥ 7) présentent un comportement d’apparentant à un sol cohérent et ne sont donc pas susceptible à la liquéfaction (Boulanger et Idriss, 2006). Une zone de transition entre le comportement « sand-like » et « clay-like » a été identifiée entre les valeurs de 3 ≤ IP < 7 (Boulanger et Idriss, 2006). Pour les sols classifiés CL-ML, il a été observé que le comportement « clay-like » s’inscrivait à

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partir d’IP ≥ 5 (Boulanger et Idriss (2006). La figure 2-20 montre les résultats des analyses de Boulanger et Idriss (2006) et la délimitation des zones représentant le type de comportement.

Figure 2-20 : Comportement des sols défini selon les limites d'Atterberg (tirée de Boulanger et Idriss, 2006) Bien que les sols de comportement « clay-like » ne soient pas susceptibles à la liquéfaction classique, ils pourraient tout de même être vulnérable à d’autres types de comportements sous sollicitations sismiques (Boulanger et Idriss, 2007). L’évaluation de la résistance à l’amollissement cyclique est recommandée pour les sols « clay-like » (Boulanger et Idriss, 2007). Tel que montré à la figure 2-21, la résistance cyclique CRR des sols « clay-like » est supérieure à ceux « sand-like » (Boulanger, 2008).

Figure 2-21 : Présentation schématique de la résistance cyclique en fonction du type de comportement (tirée de Boulanger et Idriss, 2008)

Le Tableau 2-4 présente une synthèse des critères de susceptibilité à la liquéfaction des sols à grains fins d’après les travaux des principaux chercheurs ou groupes de chercheurs du domaine.

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Tableau 2-4 : Critères de susceptibilité à la liquéfaction des sols à grains fins

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Tableau 2-4 (suite) : Critères de susceptibilité à la liquéfaction des sols à grains fins