Développement d’un appareil de cisaillement annulaire
à volume constant et son application sur les argiles
sensibles de Saint-Jude
Mémoire
Hubert Michaud
Maîtrise en Génie Civil
Maître ès sciences (M. Sc.)
Québec, Canada
Développement d’un appareil de cisaillement annulaire
à volume constant et son application sur les argiles
sensibles de Saint-Jude
Mémoire
Hubert Michaud
Sous la direction de :
Ariane Locat, directrice de recherche
Jean-Marie Konrad, codirecteur de recherche
iii
Résumé
Ce projet de maîtrise porte sur le développement d’un nouvel appareil de cisaillement annulaire permettant de cisailler un échantillon d’argile sensible intact jusqu’à de grandes déformations dans des conditions équivalentes à celle d’un essai non-drainé, soit par cisaillement à volume constant. Plusieurs essais ont été réalisés avec cet appareil sur des échantillons intacts d’argile sensible prélevés avec un échantillonneur de grand diamètre sur le site de l’étalement de Saint-Jude, survenu 10 mai 2010. Les résultats de ces essais témoignent du bon fonctionnement de l’appareil. Pour des fins de comparaison, des essais de compression triaxiale et de cisaillement simple ont aussi été réalisés sur des échantillons du même sol. L’ensemble des résultats a permis de démontrer qu’en plus d’être le plus approprié des trois types d’essai de cisaillement réalisés pour caractériser adéquatement la résistance au cisaillement à grandes déformations des argiles, l’essai de cisaillement annulaire est le seul à permettre l’atteinte de la résistance au cisaillement résiduelle.
iv
Abstract
This study is about the development of a new ring shear apparatus which is able to shear an undisturbed sensitive clay sample at large strains in test conditions equivalent to an undrained test, by the mean of a constant volume test. A series of tests were realised on samples of undisturbed sensitive clay cored with a large diameter sampler on the site of the Saint-Jude spread that occurred on May 10th 2010. The results of
those tests show that the apparatus is working properly. The results are compared with results of triaxial compression test and direct simple shear test realised on samples from the same soil. The outcome of the comparison is that the ring shear test is the better of the three types of test to characterise properly the shear strength at large strains of the clays. It is also the only one of the three types of test that is able to reach the residual shear strength.
v
Table des matières
Résumé ... iii
Abstract ... iv
Table des matières ... v
Liste des tableaux ... ix
Liste des figures ... x
Liste des symboles ... xiv
Remerciements ... xvii
1. Introduction ... 1
1.1 Mise en contexte ... 1 1.2 Problématique ... 2 1.3 Objectifs du projet ... 2 1.4 Organisation du mémoire ... 32. Mise en contexte... 5
2.1 Le comportement des argiles sous cisaillement ... 5
2.2 La résistance résiduelle des argiles ... 6
2.2.1 Mobilisation de la résistance résiduelle ... 6
2.2.2 Relations entre la résistance résiduelle et certaines propriétés géotechniques. ... 8
2.2.3 Effets de la contrainte effective de consolidation sur la résistance résiduelle ... 9
2.2.4 Effets de la vitesse de cisaillement sur la résistance résiduelle ... 11
2.2.5 Applications de la résistance résiduelle ... 12
2.3 Le comportement au cisaillement à grandes déformations des argiles de l’est du Canada. ... 12
2.4 Les essais de cisaillement annulaire sur des échantillons d’argiles ... 14
2.4.1 Les pionniers ... 14
2.4.2 La seconde vague d’innovation ... 15
2.4.3 La popularisation de l’essai ... 17
2.4.4 Les améliorations de l’appareillage et de la méthodologie ... 18
vi
3. L’argile de Saint-Jude ... 44
3.1 Campagne d’échantillonnage ... 44
3.2 Caractérisation de l’argile de Saint-Jude ... 45
3.2.1 Description des essais de caractérisation ... 45
3.2.2 Résultats des essais de caractérisation ... 46
3.2.3 Analyse des résultats des essais de caractérisation réalisés ... 47
3.3 Comportement mécanique de l’argile de Saint-Jude ... 49
3.3.1 Description des essais de caractérisation du comportement mécanique ... 49
3.3.2 Résultats des essais de caractérisation du comportement mécanique ... 52
3.3.3 Analyse des essais de caractérisation du comportement mécanique ... 55
4. L’appareil de cisaillement annulaire ULaval ... 73
4.1 Description de l’appareil ... 74 4.1.1 Le châssis ... 74 4.1.2 La boîte de cisaillement ... 74 4.1.3 Le système de chargement ... 75 4.1.4 Le système de rotation ... 76 4.1.5 Le système électrique ... 77 4.2 Méthodologie ... 77 4.2.1 Procédures d’essai ... 77
4.2.2 Traitement des données ... 80
5. Les résultats des essais de cisaillement annulaire... 88
5.1 RSC05... 89 5.2 RSC07... 90 5.3 RSC08... 91 5.4 RSC09... 92 5.5 RSC10... 93 5.6 Sommaire ... 94
vii
6. Analyse des résultats expérimentaux ... 108
6.1 Analyse des résultats des essais de cisaillement annulaire ... 108
6.1.1 Validité des résultats ... 108
6.1.2 Résistance en pic et anti-écrouissage ... 109
6.1.3 Résistance à grandes déformations et atteinte des états critique et résiduel ... 109
6.1.4 Cheminements de contraintes et paramètres de résistance au cisaillement... 110
6.2 Comparaison des résultats des essais RSC, DSS et CIU ... 111
6.3 Limitations de l’appareil de cisaillement annulaire ... 113
6.3.1 Problématique de la préservation de la teneur en eau ... 113
6.3.2 Problématique de l’extrusion de sol ... 115
7. Conclusion ... 122
8. Recommandations ... 126
Bibliographie ... 128
Annexe 1 : Coupes tomodensitométriques axiales des échantillons de grand diamètre
utilisés dans le cadre du projet ... 133
Annexe 2 : Présentation des calculs effectués dans le cadre du traitement des
données des essais œdométrique ... 137
A2.1 Caractéristiques de l’échantillon ... 137
A2.2 Calculs de la déformation ... 140
Annexe 3 : Présentation des calculs effectués dans le cadre du traitement des
données des essais de compression triaxiale ... 141
A3.1 Caractéristiques de l’échantillon ... 141
A3.2 Traitement des données ... 142
A3.3 Correction de l’aire ... 145
viii
Annexe 4 : Présentation des calculs effectués dans le cadre du traitement des
données des essais de cisaillement simple ... 149
A4.1 Caractéristiques de l’échantillon ... 149
A4.2 Traitement des données ... 150
Annexe 5 : Protocole détaillé pour l’essai de cisaillement annulaire à volume constant
avec l’appareil ULaval ... 152
Préparation ... 152 Découpe préliminaire ... 152 Découpe principale ... 153 Installation ... 155 Consolidation ... 156 Cisaillement ... 157 Démontage ... 157
Annexe 6 : Calibration des capteurs de l’appareil de cisaillement annulaire ... 159
A6.1 Capteurs de pression interstitielle ... 159
A6.2 Potentiomètre de position verticale ... 159
A6.3 Cellule de charge ... 160
A6.4 Couplemètre... 160
Annexe 7 : Considérations sur le fonctionnement de l’appareil ... 168
A7.1 Évaluation du frottement dans l’appareil ... 168
A7.1.1 Frottement dans l’axe de la contrainte verticale ... 168
A7.1.2 Frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement ... 169
A7.2 Localisation du plan de cisaillement ... 172
A7.3 Données de pression interstitielle ... 174
ix
Liste des tableaux
Tableau 3.1 - Résultats des essais de détermination des limites de consistance ... 58
Tableau 3.2 – Teneurs en eau prises lors du détubage sur le terrain ... 58
Tableau 3.3 - Synthèse des résultats des essais de sensibilité ... 58
Tableau 3.4 – Synthèse des résultats des essais de consolidation œdométrique ... 58
Tableau 3.5 – Synthèse des résultats des essais de compression triaxiale ... 59
Tableau 3.6 - Synthèse des résultats des essais de cisaillement simple... 59
Tableau 4.1 - Caractéristiques de quelques appareils de cisaillement annulaire ... 82
Tableau 4.2 - Liste des composantes de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval ... 83
Tableau 5.1 - Conditions imposées pour les essais de cisaillement annulaire ... 96
Tableau 5.2 - Teneurs en eau prises avant la réalisation de l’essai ... 96
Tableau 5.3 - Teneurs en eau prises après la réalisation de l’essai ... 96
Tableau 5.4 - Synthèse des résultats des essais de cisaillement annulaire ... 96
Tableau 6.1 - Comparaison des résistances en pic obtenues lors des essais CIU, DSS et RSC ... 117
Tableau 6.2 - Comparaison des résistances à grandes déformations obtenues lors des essais CIU, DSS et RSC ... 117
Tableau A6.1 - Caractéristiques des signaux de calibration du couplemètre ... 163
x
Liste des figures
Figure 1.1 - Localisation de la municipalité de Saint-Jude (Locat et al., 2011a) ... 4
Figure 2.1 - Caractéristiques du cisaillement des argiles surconsolidées (Skempton, 1964; d'après Meehan et al., 2006) ... 23
Figure 2.2 - Résultats d'un essai de cisaillement direct avec allers-retours présenté à la manière de Skempton (Skempton, 1964) ... 23
Figure 2.3 - Résultats du même essai de cisaillement direct avec allers-retours présenté à la figure précédente, mais cette fois-ci à la manière de LaGatta (LaGatta, 1970) ... 24
Figure 2.4 - Résultats d'essais de cisaillement annulaire sur des échantillons intact et remanié de l'argile de Londres (LaGatta, 1970) ... 24
Figure 2.5 - Relation entre l’angle de frottement résiduel et la quantité de particules de taille argileuse (Skempton, 1964) ... 25
Figure 2.6 - Relation entre l’angle de frottement résiduel, la quantité de particules de taille argileuse et l'indice de plasticité (Skempton, 1985) ... 25
Figure 2.7 - Relation entre l’angle de frottement résiduel, la quantité de particules de taille argileuse et la limite de liquidité (Stark & Eid, 1994) ... 25
Figure 2.8 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la quantité de particules de taille argileuse (Suzuki et al., 2005) ... 26
Figure 2.9 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (Suzuki et al, 2005) ... 26
Figure 2.10 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'indice de plasticité (Suzuki et al., 2005) ... 26
Figure 2.11 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et le ratio de la limite de plasticité sur la limite de liquidité (Suzuki et al., 2005) ... 27
Figure 2.12 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'activité (Suzuki et al., 2005) ... 27
Figure 2.13 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (Dewoolkar et Huzjak, 2005) ... 28
Figure 2.14 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'indice de plasticité (Dewoolkar et Huzjak, 2005) ... 28
Figure 2.15 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (Bayin et al., 2013) ... 29
Figure 2.16 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'indice de plasticité (Bayin et al., 2013) ... 29
Figure 2.17 - Non-linéarité de l'enveloppe de rupture à l'état résiduel (Meehan et al., 2006) ... 30
Figure 2.18 - Relation entre la contrainte de cisaillement et la contrainte effective normale (Hawkins et Privett., 1985) ... 30
Figure 2.19 - Relation entre l'angle de frottement résiduel sécant et la limite de liquidité (Eid et al., 2015) ... 31
Figure 2.20 - Relation entre l'angle de frottement résiduel sécant et l'indice de plasticité (Eid et al., 2015) ... 31
Figure 2.21 - Relation entre le ratio de la contrainte de cisaillement sur la contrainte normale et la vitesse de cisaillement angulaire (Suzuki et al., 2001) ... 32
Figure 2.22 - Relation entre le coefficient de l'effet de la vitesse et la quantité de particules de taille argileuse (Suzuki et al., 2001) ... 32
Figure 2.23 - Relation entre le coefficient de l'effet de la vitesse et l'indice de plasticité (Suzuki et al., 2001) . 33 Figure 2.24 - Relation entre le coefficient de l'effet de la vitesse et l'activité (Suzuki et al., 2001) ... 33
xi
Figure 2.26 - Relation entre la proportion de phyllosilicates et de matières amorphes et la fraction argileuse
pour les argiles de la mer de Champlain (Leroueil, 1997) ... 34
Figure 2.27 - Effet de la présence d'agrégats raides et angulaires sur l'angle de frottement à grande déformation pour l'argile de Saint-Jean-Vianney (Leroueil et Height, 2003; d'après Saihi et al.) .. 35
Figure 2.28 - Relation entre la résistance remaniée et l'indice de liquidité déterminés à l'aide du cône suédois (Leroueil, 1983) ... 35
Figure 2.29 - Relation entre l'indice de plasticité et l'angle de frottement déterminé à la boîte de cisaillement direct pour les argiles de la mer de Champlain (Leroueil et al., 1983; d'après Tremblay, 1983) ... 36
Figure 2.30 - Schémas de la boîte de cisaillement à anneaux solides (a) et de la boîte de cisaillement à anneaux séparés (b) (Sadrekarimi et Olson, 2009) ... 36
Figure 2.31 - Photographie de l'appareil Harvard (LaGatta, 1970) ... 37
Figure 2.32 - Schéma de l'appareil Harvard (LaGatta, 1970) ... 37
Figure 2.33 - Photographie de l'appareil NGI (Bishop et al., 1971) ... 38
Figure 2.34 - Schéma général de l'appareil NGI (Bishop et al., 1971) ... 39
Figure 2.35 - Schéma de la boîte de cisaillement de l'appareil NGI (Bishop et al., 1971) ... 39
Figure 2.36 - Photographie de l'appareil Bromhead (Wykeham Farrance) ... 40
Figure 2.37 - Photographie de l'appareil UBC (Bosdet, 1980) ... 40
Figure 2.38 - Schéma de l'appareil UBC (Bosdet, 1980) ... 41
Figure 2.39 - Schéma illustrant le frottement mural causé par l'extrusion de sol dans un appareil de type Bromhead (Meehan, 2007) ... 41
Figure 2.40 - Photographie de la pierre poreuse modifiée (Anayi et al., 1989) ... 42
Figure 2.41 - Photographies de la pierre poreuse originale (à droite) et de la pierre poreuse modifiée (à gauche) (Meehan et al., 2006) ... 42
Figure 2.42 - Schéma de l'appareil Illinois (Stark et Contreras, 1996) ... 43
Figure 3.1 - Profil géotechnique réalisé le long du forage F32092 (Locat et al., 2011a) ... 60
Figure 3.2 - Profil géotechnique réalisé le long du forage F32100 (Locat et al., 2011a) ... 61
Figure 3.3 - Localisation du forage F32230 (adapté de Locat et al., 2011a)... 62
Figure 3.4 - Utilisation des échantillons provenant du forage F32230 ... 63
Figure 3.5 - Examen tomodensitométrique réalisé sur des échantillons de grand diamètre au Laboratoire multidisciplinaire de tomodensitométrie pour les ressources naturelles et le génie civil de de l'INRS ... 64
Figure 3.6 - Courbes granulométriques obtenues à différentes profondeurs lors des essais de sédimentométrie ... 64
Figure 3.7 - Profil géotechnique réalisé le long du forage F32230 ... 65
Figure 3.8 - Photographie de l’échantillon TM6-C contenant des taches noires associées à des sulfures ... 66
Figure 3.9 - Résultats de l'essai œdométrique OED01 ... 67
Figure 3.10 - Résultats de l'essai oedométrique OED02 ... 68
Figure 3.11 - Résultats de l'essai œdométrique OED03 ... 69
Figure 3.12 - Résultats des essais de compression triaxiale ... 70
Figure 3.13 - Résultats des essais de cisaillement simple ... 71
Figure 3.14 - Courbes de consolidation d'un sol idéal (a) et d'un sol structuré (b) (Leroueil, 1992; d'après Leroueil et Hight, 2003) ... 72
xii
Figure 4.1 - Schéma illustrant le principe de l'essai de cisaillement annulaire ... 84
Figure 4.2 - Photographie de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval ... 84
Figure 4.3 - Schéma de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval ... 85
Figure 4.4 - Schéma de la boîte de cisaillement de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval ... 86
Figure 4.5 - Schéma du dispositif de découpe ... 86
Figure 4.6 - Manipulations effectuées lors de la découpe de l'échantillon ... 87
Figure 5.1 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC05 ... 97
Figure 5.2 - Photographie de la boîte de cisaillement au terme de l'essai RSC05 ... 98
Figure 5.3 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de l'essai RSC05 ... 98
Figure 5.4 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC07 ... 99
Figure 5.5 - Photographie de l'échantillon au terme de l'essai RSC07 ... 100
Figure 5.6 - Photographie de l'anneau inférieur intérieur au terme de l'essai RSC07 ... 100
Figure 5.7 - Photographie de la boîte de cisaillement au terme de l'essai RSC07 ... 100
Figure 5.8 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC08 ... 101
Figure 5.9 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de l'essai RSC08 ... 102
Figure 5.10 - Photographie des anneaux extérieurs au terme de l'essai RSC08 ... 102
Figure 5.11 - Photographie des anneaux intérieurs au terme de l'essai RSC08 ... 102
Figure 5.12 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC09 ... 103
Figure 5.13 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de l'essai RSC09 ... 104
Figure 5.14 - Photographie des anneaux extérieurs après 8 jours lors de l'essai RSC09 ... 104
Figure 5.15 - Photographie des anneaux extérieurs après 11 jours lors de l'essai RSC09 ... 104
Figure 5.16 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC10 ... 105
Figure 5.17 - Photographie de la boîte de cisaillement au terme de l'essai RSC10 ... 106
Figure 5.18 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de l'essai RSC10 ... 106
Figure 5.19 - Résultats de l'ensemble des essais de cisaillement annulaire ... 107
Figure 6.1 - Résultats des essais de cisaillement annulaire analysés ... 118
Figure 6.2 – Résultats des essais de cisaillement annulaire analysés dans la représentation de LaGatta (1970) ... 119
Figure 6.3 - Comparaison des résistances en pic et des résistances à grandes déformations obtenues dans le cadre des trois types d'essai de cisaillement ... 119
Figure 6.4 - Histogramme des teneurs en eau prises lors de la découpe de l'échantillon ... 120
Figure 6.5 - Histogramme des teneurs en eau moyennes mesurées avant et après l'essai de cisaillement annulaire ... 120
xiii
Figure A1.1 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM5-A ... 133
Figure A1.2 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM5-B ... 133
Figure A1.3 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM5-C ... 134
Figure A1.4 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM6-A ... 134
Figure A1.5 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM6-B ... 135
Figure A1.6 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM6-C ... 135
Figure A1.7 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM7-A ... 136
Figure A6.1 - Courbe de calibration du capteur de pression #1 ... 164
Figure A6.2 - Courbe de calibration du capteur de pression #2 ... 164
Figure A6.3 - Courbe de calibration du potentiomètre de position verticale... 165
Figure A6.4 - Courbe de calibration de la cellule de charge ... 165
Figure A6.5 - Signaux obtenus lors de la calibration du couplemètre ... 166
Figure A6.6 - Courbes de calibration du couplemètre ... 167
Figure A7.1 - Effet de l'enfoncement du piston sur le frottement dans l'axe verticale ... 176
Figure A7.2 - Schéma représentant le frottement dans l'axe vertical sur la boîte de cisaillement vide ... 177
Figure A7.3 - Schéma représentant le frottement dans l'axe vertical sur la boîte de cisaillement contenant l'échantillon ... 177
Figure A7.4 - Effet de l'enfoncement du piston sur le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement . 178 Figure A7.5 - Effet de l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs sur le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement ... 178
Figure A7.6 - Effet de la vitesse de rotation du moteur sur le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement ... 178
Figure A7.7 - Schéma représentant le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement sur la boîte de cisaillement vide ... 179
Figure A7.8 - Schéma représentant le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement sur la boîte de cisaillement contenant l'échantillon ... 179
Figure A7.9 - Photographie de la boîte de cisaillement tout juste avant d’être installée dans l’appareil ... 180
Figure A7.10 - Photographie de la boîte de cisaillement tout juste après la fin de l’essai ... 180
Figure A7.11 - Photographie de l’un des côtés extérieurs de l’échantillon une fois que celui-ci ait été retiré de la boîte de cisaillement ... 181
Figure A7.12 - Photographie de l’un des côtés intérieurs de l’échantillon une fois que celui-ci ait été retiré de la boîte de cisaillement ... 181
Figure A8.1 - Schéma de la distribution des contraintes lors d'un essai de compression triaxiale (Rees, 2013) ... 184
Figure A8.2 - Schéma des modes de ruptures lors d'un essai de compression triaxiale (adaptée de LaRochelle et al., 1987) ... 184
Figure A8.3 - Schéma du mode de rupture et de la distribution des contraintes lors d'un essai de cisaillement simple (adaptée de DeGroot et al., 1992) ... 185
Figure A8.4 - Schéma du mode de rupture et de la distribution des contraintes lors d'un essai de cisaillement annulaire (adaptée de Bishop et al., 1971) ... 185
xiv
Liste des symboles
A [m2] : aire
A0 [m2] : aire initiale
Ac [m2] : aire après consolidation
Ae [m2] : aire finale
Af [m2] : aire à la rupture
Acor baril [m2] : aire corrigée pour rupture en baril
Acor plan [m2] : aire corrigée pour rupture en plan
a [-] : pente de la droite
α [°] : angle entre le plan de cisaillement et l’horizontale b [kPa] : ordonnée à l’origine de la droite
C [N*m] : couple
Céch [N*m] : couple à l’échantillon
c’ [kPa] : cohésion effective cc [mm] : circonférence centrale
γ [%] : déformation angulaire D [m]: diamètre
D0 [m] : diamètre initial
Da [m] : plus grand diamètre de l’ellipse de la section transversale
Db [m] : plus petit diamètre de l’ellipse de la section transversale
Δd [m] : déplacement horizontal
Δdplan [m] : distance entre le coin du plan de cisaillement et la surface de l’échantillon
δ [m] : déplacement tangentiel
δ’v [%] : déformation verticale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement
δ’e [%] : déformation verticale finale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement
e [-] : indice des vides e0 [-] : indice des vides initial
ee [-] : indice des vides final
ε [%] : déformation axiale εh [%] : déformation horizontale
εv [%] : déformation verticale
εve [%] : déformation verticale finale
εvf [%] : déformation verticale à la rupture
Fh [N, kN] : charge horizontale
Fv [N, kN] : charge verticale
xv G [kg/m3] : gravité spécifique des solides
g [m/s2] : accélération gravitationnelle
H [m] : hauteur H0 [m] : hauteur initiale
Hc [m] : hauteur après consolidation
He [m] : hauteur finale
Hs [m] : hauteur des solides équivalente
ΔH [m] : variation de la hauteur h [mm] : position verticale h0 [mm] : position verticale initiale
Δh [mm] : déplacement verticale θ [°] : position angulaire ∆θ [°] : déplacement angulaire IL [-]: indice de liquidité
IP [-] : indice de plasticité
M [N*m] : module d’extension de la membrane m [kg] : masse
mc [kg] : masse cumulée
md [kg] : masse sèche
mT0 [m] : masse totale initiale
mTf [kg] : masse totale finale
mw0 [kg] : masse initiale de l’eau
mwf [kg] : masse finale de l’eau
η [Pa*s] : viscosité dynamique du fluide
p’ [kPa] : paramètre de l’abscisse de la représentation de Cambridge φ’ [°] : angle de frottement
φ’nc [°] : angle de frottement normalement consolidé
φ’r [°] : angle de frottement résiduel
q [kPa] : paramètre de l’ordonnée de la représentation de Cambridge re [m] : rayon extérieur
ri [m] : rayon intérieur
rmoy [m] : rayon moyen
rp [m] : rayon de la poulie
ρd [kg/m3] : masse volumique sèche
ρs [kg/m3] : masse volumique des solides
xvi s’ [kPa] : paramètre de l’abscisse de la représentation de Lambe σ1 [kPa] : contrainte principale
σ’1 [kPa] : contrainte effective principale
σ1c [kPa] : contrainte principale après consolidation
σ3 [kPa] : contrainte de confinement
σ’3 [kPa] : contrainte effective de confinement
σ3c [kPa] : contrainte de confinement après consolidation
σ1m [kPa] : contrainte principale appliquée par la membrane
σa [kPa] : contrainte axiale
σc [kPa] : contrainte cellulaire
σ’p [kPa] : contrainte effective de préconsolidation
σr [kPa] : contrainte radiale
σv [kPa] : contrainte verticale
σ’v [kPa] : contrainte effective verticale
σ’vc [kPa] : contrainte effective de consolidation
(σ1-σ3), (σ’1-σ’3), (σv-σh), (σ’v-σ’h), [kPa] : contrainte déviatorique
(σ1-σ3)m, (σ’1-σ’3) m, [kPa] : contrainte déviatorique reprise par la membrane
t [s, min, hre] : temps
t [kPa] : paramètre de l’ordonnée de la représentation de Lambe τ [kPa] : contrainte de cisaillement
τgd [kPa] : résistance au cisaillement à grandes déformations
τh [kPa] : contrainte de cisaillement horizontale
τpic [kPa] : résistance au cisaillement en pic
U [V] : tension
Umax [V] : tension maximum
Umin [V] : tension minimum
Umoy [V] : tension moyenne
ΔU [V] : variation de la tension u [kPa] : pression interstitielle V0 [m3] : volume initial
Vc [m3] : volume après consolidation
Vs [m3] : volume des solides
ΔVc [m3] : variation du volume subie lors de la consolidation
v [m/s] : vélocité des particules wf [m] : teneur en eau finale
wL [%] : limite de liquidité
wP [%] : limite de plasticité
wn [m] : teneur en eau naturelle
ωm [RPM] : vitesse de rotation du moteur
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Remerciements
La réalisation de ce projet de maîtrise s’inscrit dans un projet plus global visant à déterminer la contribution du phénomène de la rupture progressive dans le développement d’une surface de rupture lors des glissements de terrain de type « étalement latéral ». Il a été rendu possible grâce au soutien financier du Fonds québécois de recherche sur la nature et les technologies (FRQNT).
Je souhaite remercier de tout cœur ma directrice, Mme Ariane Locat, pour m’avoir confié ce projet des plus
intéressants. Je tiens à souligner sa grande disponibilité, sa considération et sa passion qui font d’elle une directrice exceptionnelle. Ce fût aussi formateur qu’inspirant de travailler à ses côtés.
Je désir aussi remercier mon co-directeur, M. Jean-Marie Konrad, pour ses judicieux conseils, sa vision et pour les discussions aussi vives que stimulantes. Il fait partie de ces gens qui nous poussent à se dépasser. Sincères remerciements à toute l’équipe du bureau de design du Département de génie mécanique de l’Université Laval, chapeautée par M. Jean Ruel. Merci en particulier à M. Marc-André Campagna pour son ingéniosité dans la conception et la programmation de l’appareil de cisaillement annulaire ainsi que pour sa précieuse collaboration tout au long du projet.
Je tiens à souligner l’apport considérable de M. Christian Juneau, technicien de laboratoire au Département de génie civil. Sa méticulosité et sa débrouillardise n’ont d’égale que la qualité du travail qu’il accomplit. Je le remercie pour son soutien indispensable lors de la mise au point des procédures d’essais et de la phase expérimentale de ce projet. Merci aussi à M. François Gilbert et M. Olivier Lachance, professionnels de recherche au Département de génie civil, pour leurs nombreux coups de main.
J’aimerais aussi remercier l’équipe de la section Mouvements de terrain du Ministère des transports, de la mobilité durable et de l’électrification des transports (MTMDET) pour leur précieuse collaboration en ce qui concerne l’acquisition des échantillons de grand diamètre utilisés dans le cadre de ce projet, mais aussi pour m’avoir transmis leur passion pour la géotechnique et la problématique des glissements de terrain.
Merci à M. Don DeGroot, professeur à l’Université du Massachusetts à Amherst, pour nous avoir prêté l’appareil de cisaillement annulaire qu’il a développé.
Merci à Vincent Castonguay, étudiant au doctorat en génie civil, pour les discussions édifiantes, les encouragements et les nombreux conseils.
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Merci aussi à Judith Fournier, stagiaire au Laboratoire d’étude sur les risques naturels (LERN), pour son aide très appréciée sur le terrain comme en laboratoire.
Mes remerciements vont aussi à mes collègues du 5e : Jonathan Leblanc, François Noel, Mélanie Mayers,
Kévin Hébert, Sarah Bouchard, Alain Durand, Catherine Cloutier, Dominique Turmel, Sandra Veillette et Frédérique Tremblay-Auger. Leur aide, leurs encouragements, et surtout leur bonne compagnie m’ont apportés un grand plaisir au cours des deux dernières années.
Finalement, merci à mes parents, Lyne Marier et Clément Michaud, qui m’accompagnent, me soutiennent et m’encouragent avec dévouement et générosité dans tout ce que j’entreprends, et ce depuis les tous débuts.
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1. Introduction
1.1 Mise en contexte
Le 10 mai 2010 au soir, un glissement de terrain de grande importance est survenu aux abords de la rivière Salvail à Saint-Jude, une municipalité située en Montérégie (figure 1.1). Lors de cet événement, quatre personnes ont péri suite à la destruction de leur résidence. Une route, le rang Salvail Nord, l’aqueduc, ainsi que les lignes électrique et téléphonique ont aussi été emportés.
En réponse à cette tragédie, le site a fait l’objet d’une étude géotechnique approfondie réalisée par la section Mouvements de terrain du Ministère des Transports du Québec (Locat et al., 2011a). Ces études ont entre autres permis de déterminer qu’il y a eu formation d’une surface de rupture s’étant propagée de façon horizontale sur une distance de 100 m dans le talus sur lequel étaient construites la route et la maison. Les débris du glissement se sont disloqués en plusieurs horsts et grabens composés de blocs de sols très peu remaniés. Cette morphologie particulière est typiquement associée à des glissements de terrain de type étalement, qui surviennent fréquemment dans les argiles sensibles, en particulier au Québec.
Ces glissements sont rapides et ne présentent pratiquement pas de signes avant-coureurs. Ils représentent donc un danger réel pour les populations et les infrastructures qui occupent les sols composés d’argile sensible et le drame survenu en 2010 le démontre bien. Celui-ci souligne ainsi l’importance de bien comprendre le mécanisme derrière ce type de glissement de terrain pour permettre une meilleure gestion des risques qu’ils représentent.
Dans ce contexte, Locat et al. (2011b) utilisent l’approche de la rupture progressive pour expliquer le phénomène des étalements et proposent une méthode numérique pour les modéliser. Selon cette approche, la rupture progressive survient lorsque les déformations dans une pente entraînent la contrainte de cisaillement à dépasser localement la résistance en pic du sol. Une fois le pic excédé, la résistance du sol diminue sous l’augmentation des déformations jusqu’à ce qu’elle atteigne la résistance à grande déformation. À ce moment, la contrainte qui n’est plus supportée par le sol est transférée au sol voisin, qui risque à son tour d’atteindre la résistance en pic. La rupture se propage ainsi jusqu’à ce que l’équilibre entre les déformations et les contraintes soit atteint de nouveau (Locat, 2007).
Lors d’un étalement, un déchargement en pied de talus, souvent causé par l’érosion, entraîne des déformations suffisantes pour amorcer la rupture progressive. Celle-ci engendre une surface de rupture
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subhorizontale le long de laquelle le sol se disloque en horsts et grabens jusqu’à l’atteinte d’un nouvel équilibre. Le modèle numérique que Locat et al. (2013) proposent repose sur ces principes.
1.2 Problématique
L’une des conditions nécessaires au développement de la rupture progressive est que le sol soit fragile (Leroueil, 2001), c’est-à-dire qu’il doit présenter un comportement anti-écrouissage. La fragilité, correspondant à la variation de la résistance entre la résistance en pic et la résistance à grande déformation, est donc l’un des principaux intrants du modèle numérique développé par Locat (2012).
Afin de valider le modèle numérique développé pour étudier le mécanisme des étalements latéraux, la méthode a été appliquée à un cas d’étalement survenue en 1994 à Sainte-Monique-de-Nicolet (Locat et al., 2015). Dans le cadre de ces travaux, la résistance à grandes déformations a été déterminée à l’aide d’essais de cisaillement simple. Or, il a été montré que la fragilité du sol projetée par l’analyse à rebours de la rupture dans ce cas-ci est beaucoup plus grande que celle calculée à partir de la résistance à grande déformation mesurée au cisaillement simple.
Dans les faits, l’essai de cisaillement simple permet d’atteindre des déformations maximales de près de 30%. Selon DeGroot et al. (1992), un sol soumis à un essai de cisaillement simple ne développe pas de déformations suffisamment importantes pour que la résistance au cisaillement se stabilise.
Il devient donc nécessaire d’utiliser un appareil de laboratoire pouvant développer une plus grande énergie de remaniement que peut fournir l’appareil de cisaillement simple afin de pouvoir engendrer de plus grandes déformations et ainsi obtenir des valeurs de résistance à grandes déformations assez faibles pour représenter correctement celles observées sur le terrain. L’utilisation de l’essai de cisaillement annulaire est donc envisagée comme solution à ce problème dans le cadre de ce projet de maîtrise.
1.3 Objectifs du projet
La mission générale poursuivie au cours de ce projet de maîtrise est de doter le laboratoire de géotechnique de l’Université Laval d’un appareil de cisaillement annulaire adapté aux argiles sensibles dans le but de poursuivre la recherche sur le comportement des argiles sensibles au cisaillement à grandes déformations et sur l’implication de ce comportement sur le mécanisme derrière les étalements.
3 Le projet comporte deux principaux objectifs spécifiques :
Mettre au point un appareil de cisaillement annulaire et élaborer une procédure d’essai permettant de cisailler un échantillon d’argile sensible intact jusqu’à de grandes déformations dans des conditions équivalentes à celle d’un essai non-drainé, soit par cisaillement à volume constant.
Caractériser le comportement sous cisaillement à grandes déformations de l’argile de Saint-Jude, à l’aide entre autres de l’appareil de cisaillement annulaire développé au cours du projet.
1.4 Organisation du mémoire
Le mémoire comprend huit chapitres. Le premier chapitre est consacré à l’introduction. Le deuxième chapitre constitue une mise en contexte. Il contient un cadre théorique à propos du comportement des argiles sous cisaillement ainsi qu’un historique de l’essai de cisaillement annulaire sur des échantillons d’argile. Le troisième chapitre dresse un portrait des caractéristiques de l’argile de Saint-Jude. Il fait état de la campagne d’échantillonnage réalisée à l’amorce du projet de maîtrise. Il présente aussi l’ensemble des essais communément employés pour la caractérisation et l’étude du comportement mécanique des argiles, réalisés à partir des échantillons recueillis. Le quatrième chapitre introduit l’appareil de cisaillement annulaire qui fait l’objet du projet. Il comprend une description détaillée de l’appareil et de ses composantes, la méthodologie élaborée pour les essais à volume constant ainsi qu’un mot au sujet de la calibration des capteurs. Le cinquième chapitre livre l’ensemble des résultats des essais effectués avec l’appareil de cisaillement annulaire. Il comporte les résultats des essais menés selon la procédure élaborée pour les essais à volume constant. Le sixième chapitre traite de l’analyse des résultats obtenus dans le cadre du programme expérimental de ce projet. Le septième chapitre est la conclusion du mémoire. Le huitième chapitre rassemble les recommandations issues des résultats de ce projet.
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2. Mise en contexte
2.1 Le comportement des argiles sous cisaillement
Les sols argileux naturels soumis au cisaillement présentent en grande majorité un comportement anti-écrouissage. Dans un diagramme portant la contrainte déviatorique en fonction de la déformation ou du déplacement le long d’un plan de cisaillement, ce comportement se traduit par une courbe qui croit à partir de l’origine jusqu’à l’atteinte d’un pic pour ensuite décroitre jusqu’à l’atteinte d’un plateau. De ce comportement découle trois niveaux de résistance au cisaillement d’un sol : la résistance au pic, la résistance à l’état critique et la résistance résiduelle. La figure 2.1 illustre en partie ce comportement.
La résistance au pic est la résistance maximale qu’un sol peut présenter. Elle se caractérise par l’angle de frottement réel φ’ et la cohésion réelle c’ du sol à l’étude. Un sol atteint sa résistance au pic lorsqu’il franchit son état limite. À cet instant, le sol atteint la rupture, c’est-à-dire qu’il cesse de présenter un comportement élastique et commence à accumuler des déformations plastiques. Dans le cas des argiles de la mer de Champlain, cela se produit à de faibles déformations, soit entre 0,6% et 1,2% (Leroueil et al., 1983). La valeur de la résistance au pic dépend de de la contrainte effective de préconsolidation, de la microstructure, de l’anisotropie et de la vitesse de cisaillement (Leroueil et Hight, 2003).
Après la rupture, la résistance du sol chute jusqu’à ce que le sol atteigne un état stationnaire. Cet état est atteint lorsque les pressions interstitielles, en conditions non-drainées, ou les déformations volumiques, en conditions drainées, se sont stabilisées. À cet instant, si les déformations subies par le sol sont homogènes, on dit que le sol a rejoint son état critique. La résistance du sol est alors appelée résistance à l’état critique et se caractérise par un angle de frottement critique φ’cr et une cohésion c’cr très faible. La diminution de la
résistance entre le pic et l’état critique est associée au bris des liens entre les particules et les agrégats (Leroueil et Hight, 2003). On peut aussi parler de résistance à grandes déformations pour qualifier la résistance d’un sol qui, après avoir dépassé le pic, tend à se stabiliser sans nécessairement remplir les conditions pour l’atteinte de l’état critique.
La résistance résiduelle se caractérise par un angle de frottement résiduel φ’r et une cohésion pratiquement
nulle. Elle est associée à l’alignement complet des particules plates d’un sol lorsque celui-ci est soumis à de très grands déplacements le long d’un plan de cisaillement. Si le sol ne contient pas de particules plates, mais seulement des particules arrondies, celles-ci ne présentent pas d’orientation particulière et l’angle de frottement résiduel correspond à l’angle de frottement à l’état critique (Leroueil et Hight, 2003). Bon nombre de chercheurs se sont attardés à étudier la résistance résiduelle. Une revue de ces travaux est présentée à la section suivante.
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2.2 La résistance résiduelle des argiles
2.2.1 Mobilisation de la résistance résiduelle
Le comportement post-rupture des argiles est investigué pour la première fois dans les années 1930. En 1936, Hvorslev observe que la résistance après la rupture diminue globalement en fonction du déplacement après la rupture. Tiedemann raffine cette observation en 1937 en affirmant que la résistance après la rupture approche une valeur constante. C’est à Casagrande que l’on doit le terme « résistance résiduelle » pour désigner la résistance minimale qu’un sol puisse atteindre. En 1960, Hvorslev propose pour la première fois l’existence d’un lien entre la réduction de la résistance après la rupture et la réorientation des particules du sol le long du plan de cisaillement (d’après LaGatta, 1970).
Au cours de la 4th Rankine Lecture, Skempton (1964) attribue lui aussi une part de la diminution de résistance après le pic à la réorientation des particules le long du plan de cisaillement. L’autre part est due selon lui à l’augmentation de la teneur en eau qu’entraine le gonflement des argiles surconsolidées au comportement dilatant lors du cisaillement. Il a observé ce phénomène autant en laboratoire que sur le terrain. Ces travaux lancent l’intérêt à comprendre le mécanisme derrière la mobilisation de la résistance résiduelle.
En sachant que la résistance résiduelle n’est atteinte qu’à de très grands déplacements, LaGatta (1970) revisite les données d’essais de cisaillement ayant eût pour but de déterminer la résistance résiduelle qui sont disponibles dans la littérature. Il porte en graphique la contrainte de cisaillement en fonction du logarithme du déplacement de façon à accentuer la pente de la courbe et mieux identifier l’apparition d’un plateau. Il constate alors que la plupart des essais réalisés précédemment n’ont pas entrainé des déplacements assez importants pour que la résistance résiduelle soit effectivement mobilisée. À titre d’exemple, la figure 2.2 montre les résultats d’un essai de cisaillement direct avec allers-retours réalisés sur un échantillon de l’argile d’Hendon par Skempton (1964). Sur cette figure, la contrainte de cisaillement semble atteindre un plateau. La figure 2.3 montre les mêmes résultats, mais présentés à la manière de LaGatta (1970). Sur cette figure, il est clair que la contrainte de cisaillement diminue encore.
Lors de ses travaux, conduits à l’aide de l’appareil de cisaillement annulaire qu’il a développé, LaGatta (1970) observe que la résistance résiduelle mesurée sur un échantillon intact et un échantillon remanié de la même argile est similaire. La figure 2.4 présente les enveloppes de rupture à l’état résiduel d’un échantillon intact et d’un échantillon remanié de l’argile de Londres. En effet, les angles de frottement résiduel définis par ces enveloppes ne diffèrent que de 1°. Il observe aussi que la différence entre la résistance résiduelle d’un échantillon d’argile normalement consolidée et celle d’un échantillon d’argile surconsolidée est faible. Bishop et al. (1971) corroborent ces observations en concluant que la résistance résiduelle ne dépend ni de l’état de l’échantillon, ni de son historique de chargement.
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Chattopadhyay (1972) étudie la résistance résiduelle des minéraux argileux purs à l’aide d’essais de cisaillement direct avec allers-retours. Il montre que la résistance résiduelle a un lien avec le clivage de ces minéraux. Ceux qui, par leur clivage, ont une forme plate présentent une résistance résiduelle plus faible que ceux ayant une forme subangulaire. Selon ses travaux, la résistance résiduelle d’une argile dépend donc de son contenu minéralogique. Il montre aussi que le cisaillement ne se produit pas sur les plans de clivage à l’intérieur des particules, mais bien entre ceux des particules adjacentes.
Lupini et al. (1981) publient des travaux sur la résistance résiduelle drainée des sols cohérents réalisés à l’aide d’un appareil de cisaillement annulaire similaire à celui qu’utilise Bishop (1971). Suite à ces travaux et à l’observation microscopique des plans de ruptures générés, ils concluent que la résistance résiduelle se comporte selon trois modes : le mode turbulent, le mode transitoire et le mode glissant. Le mode turbulent survient lorsque la composition du sol est dominée par des particules arrondies. Puisque les particules arrondies ne présentent pas d’orientation préférentielle, elles ne s’alignent pas. La résistance résiduelle est plus élevée et la chute de la résistance après le pic est attribuée au comportement dilatant de l’argile. La zone de cisaillement formée dans ce mode n’est qu’une zone où la porosité est différente. Le mode glissant survient lorsque la composition du sol est dominée par des particules plates. Puisque les particules plates peuvent s’orienter, elles s’alignent selon la direction du cisaillement. La résistance résiduelle est alors plus faible et dépend principalement de la minéralogie, de la chimie de l’eau contenue dans les pores et du coefficient de frottement inter-particules du sol impliqué. Le mode transitoire fait le pont entre ces deux derniers modes, lorsque ni les particules arrondies, ni les particules plates ne dominent la composition du sol.
Skempton (1985) fait le point sur les connaissances acquises à propos de la résistance résiduelle depuis son importante présentation de 1964. Il énonce qu’en conditions drainées, le comportement post-rupture des argiles surconsolidées se divise en deux phases. La première est celle qui a lieu entre le pic et l’état critique, dans laquelle la perte de résistance est attribuée au comportement dilatant de l’argile, c’est-à-dire au fait que sa teneur en eau augmente. La seconde a lieu entre l’état critique et l’état résiduel, dans lequel la perte de résistance est due à la réorientation des particules plates contenues dans l’argile de façon parallèle à la direction du cisaillement. En ce qui concerne le comportement post-rupture des argiles normalement consolidées, il mentionne que la perte de résistance au fur et à mesure que les déplacements augmentent n’est due qu’au phénomène de réorientation des particules plates.
Dans une note technique, Mesri et Cepeda-Diaz (1986) fournissent un complément à l’étude de Skempton (1985). Ils réalisent des essais de cisaillement direct avec allers-retours sur des échantillons d’argile reconstitués dans lequel le plan de cisaillement a été prédécoupé. Au cours de l’interprétation de leurs résultats, ils expliquent que la réorientation des particules plates lors du cisaillement favorise l’arrangement
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face-face. La pression de contact de l’arrangement face-face est moins grande que celle de l’arrangement coin-face, qui domine lorsqu’il n’y a pas alignement des particules, et diminue la résistance du sol. L’arrangement face-face permet aussi à l’eau adsorbée sur les particules d’être disposée de façon à favoriser davantage la lubrification des particules. Ainsi, pour ces deux raisons, il est plus difficile pour les particules de générer de la résistance lorsqu’elles sont orientées.
2.2.2 Relations entre la résistance résiduelle et certaines propriétés
géotechniques.
La recherche sur la résistance résiduelle ne s’est pas limitée qu’à l’explication du mécanisme derrière sa mobilisation. Elle s’est étendue aussi à l’étude des corrélations qui existent entre la résistance résiduelle et différents paramètres comme la minéralogie, la granulométrie et les limites de consistances des matériaux testés.
Skempton (1964, 1985) a observé que plus la fraction argileuse d’un échantillon est grande, plus l’angle de frottement résiduel mesuré est faible. Lors de la 4th Rankine Lecture (1964), il propose la corrélation illustrée à la figure 2.5. Près de 21 ans plus tard, il précise qu’en deçà d’une fraction argileuse de 25%, l’effet de l’alignement des particules plates sur la résistance au cisaillement n’est pratiquement pas significatif. L’argile se comporte à ce moment comme un matériel plus grossier et l’angle de frottement résiduel est typiquement supérieur à 20°. Au-delà d’une fraction argileuse de 50%, la résistance résiduelle est presque entièrement régie par le frottement entre les particules plates. L’angle de frottement résiduel est alors de l’ordre de 5° à 15° selon sa composition minéralogique. Cette précision est illustrée à la figure 2.6. La diminution de l’angle de frottement résiduel avec l’augmentation de la fraction argileuse est aussi observée par Rouaiguia (1996). Lorsqu’on parle de fraction argileuse, il est important de faire la distinction entre la quantité de particules de minéralogie argileuse, ou « clay fraction », et la quantité de particules de taille argileuse, ou « clay-size fraction ». Les particules de taille argileuse ne sont pas toutes de minéralogie argileuse. Les particules de minéralogie argileuse, c’est-à-dire les minéraux de la famille des phyllosilicates, comme par exemple l’illite, la kaolinite et la smectite (ou montmorillonite), ont comme particularité d’être plates. Les particules de taille argileuse, mais d’une autre minéralogie, ne le sont pas nécessairement. Comme la résistance résiduelle dépend de l’alignement des particules selon une direction préférentielle dictée par le cisaillement, cette distinction est importante.
Stark et Eid (1994) prennent en considération cette distinction. Ils utilisent la limite de liquidité comme étant un indicateur de la minéralogie. Les résultats de leurs essais de cisaillement annulaire leur permettent de
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proposer que l’angle de frottement résiduel sécant diminue avec l’augmentation de la quantité de particules de taille argileuse ainsi qu’avec l’augmentation de la limite de liquidité, tel qu’illustré à la figure 2.7. En regroupant plus de 513 données expérimentales prélevés de la littérature, comprenant entre autres celles de Skempton (1964, 1985), Lupini et al. (1981) et Mesri et Cepeda-Diaz (1986), Suzuki et al. (2005) observent que la résistance résiduelle diminue bel et bien lorsque la quantité de particules de taille argileuse diminue (figure 2.8). Or, ils stipulent que la corrélation entre la quantité de particules de taille argileuse et la résistance résiduelle proposée est bonne seulement lorsque la minéralogie du sol comprend de la smectite, un des minéraux argileux dont les particules sont plates.
Suziki et al. (2005) montrent aussi que les sols dans lesquels domine la quantité de smectite présentent aussi des corrélations entre la résistance résiduelle et la limite de liquidité (figure 2.9), l’indice de plasticité (figure 2.10), le ratio de la limite de plasticité sur la limite de liquidité (figure 2.11) ainsi que l’activité (figure 2.12). Parmi toutes les propriétés caractéristiques étudiées, c’est le ratio de la limite de plasticité sur la limite de liquidité qui corrèle le mieux avec la résistance résiduelle. D’autres chercheurs ont aussi observé le lien entre l’angle de frottement résiduel et les limites de consistance. À partir de résultats d’essais de cisaillement direct avec allers-retours et d’essais de cisaillement annulaire, Dewoolkar et Huzjak (2005) publient des corrélations entre l’angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (figure 2.13) et l’indice de plasticité (figure 2.14). Ils considèrent ces corrélations valides seulement lorsque les échantillons sont préparés selon la même méthodologie. En comparant des valeurs de résistance résiduelle drainée obtenues à l’aide d’essai de cisaillement direct avec allers-retours, d’essai triaxial et d’essai de cisaillement annulaire, Bayin et al. (2013) obtiennent eux aussi que la résistance résiduelle diminue lorsque la limite de liquidité et l’indice de plasticité augmente. Ces corrélations sont illustrées aux figures 2.15 et 2.16 respectivement.
2.2.3 Effets de la contrainte effective de consolidation sur la résistance résiduelle
Plusieurs études ont montré que plus la contrainte effective de consolidation appliquée lors de l’essai est grande, plus l’angle de frottement résiduel obtenu au terme de l’essai est faible. Or, dans bien des cas, il a été observé que la relation entre ces deux paramètres, appelée enveloppe de rupture à l’état résiduel, n’est pas linéaire mais bien courbe (LaGatta, 1970; Bishop et al., 1971; Lupini et al. 1981; Skempton, 1985; Stark et Eid, 1994; Dewoolkar et Huzjak, 2005). Ce concept est illustré à la figure 2.17. Lupini et al. (1981) ajoutent que cette relation est d’autant plus importante lorsque le cisaillement se comporte selon le mode glissant.
Hawkins et Privett (1985) mesurent la résistance résiduelle à l’aide d’essais de cisaillement direct avec allers-retours et d’essais de cisaillement annulaire. Ils concluent que l’angle de frottement résiduel n’est pas une
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constante pour plusieurs sols cohérents, mais que ce paramètre varie en fonction de la contrainte normale effective appliquée lors de la phase de consolidation de l’essai. Ils décrivent la courbe de l’enveloppe de résistance résiduelle comme étant plus prononcée pour des valeurs de contrainte effective de consolidation sous les 200 kPa (figure 2.18). Cela dit, plus la contrainte effective de consolidation augmente, plus l’enveloppe de résistance résiduelle prend la forme d’une droite. L’angle de frottement résiduel, qui correspond à la pente de cette droite, s’approche donc de plus en plus d’une valeur constante. Stark et Eid (1994) précisent que la non-linéarité de cette courbe est significative pour les sols cohérents comportant au moins 50% de particules de taille argileuse ainsi qu’une limite de liquidité située entre 60% et 220%. Bae (2009) observe aussi ce phénomène pour des valeurs de contraintes normales effectives très faibles, soit en deçà de 5 kPa.
Michell (1976; d’après Bosdet, 1980) propose deux explications plausibles à ce phénomène. Pour la première, il suggère que le travail requis pour réaliser l’alignement des particules sous une contrainte effective de consolidation faible est plus important que le travail requis pour cisailler le sol sans que les particules ne soient alignées. Sous de fortes contraintes effectives de consolidation, le travail requis pour l’alignement des particules est moins important. Ainsi, les particules s’alignent moins bien sous de faibles contraintes effectives de consolidation que sous de fortes contraintes effectives de consolidation. Le cisaillement s’effectue plus difficilement et donc, la résistance au cisaillement résiduelle mesurée au terme de l’essai est plus grande. Pour la deuxième, il suggère qu’à de faibles contraintes effectives de consolidation, les aires de contact entre les particules se comportent élastiquement tandis qu’à de fortes contraintes effectives de consolidation, elles se comportent plutôt de façon plastique. Skempton (1985) mentionne qu’à de fortes pressions de consolidation, la réorientation des particules est complétée à de plus faibles déplacements. Cette affirmation va dans le même sens que la première hypothèse. Mesri et Huvaj-Sarihan (2012) appuient eux aussi ce fait. Ils soulignent que l’angle de frottement résiduel sécant diminue avec l’augmentation de la contrainte normale effective puisque dans ces conditions, la réorientation des particules devient plus optimale.
Eid et al. (2015) étudient aussi la résistance résiduelle des sols fins à de très faibles contraintes normales effectives, dans ce cas-ci entre 3 kPa et 7 kPa. Ils concluent que dans ces conditions, la quantité de particules de taille argileuse a une influence moins importante sur la résistance résiduelle que la limite de liquidité. Ces deux paramètres sont principalement reliés au mode de cisaillement (turbulent, transitoire ou mode glissant) et à la minéralogie de l’argile respectivement. Le mode de cisaillement a donc moins d’influence que la minéralogie de l’argile sur la résistance résiduelle lorsque la contrainte normale effective est très faible. Hawkins et Privett (1985) ajoutent que toute corrélation obtenue entre la résistance résiduelle et les propriétés géotechniques, telles que celles présentées dans la section 1.2.3, doit tenir compte de la contrainte normale
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effective. Ils précisent aussi qu’il est inapproprié de considérer des corrélations entre la résistance résiduelle et les propriétés géotechniques lorsque le cisaillement du sol se comporte selon les modes turbulent ou transitoire. Les corrélations de Stark et Eid (1994) présentées à la figure 2.7, qui montrent la diminution de l’angle de frottement résiduel sécant avec l’augmentation de la limite de liquidité pour des pourcentages de particules de taille argileuses différentes, prennent en compte la contrainte effective normale appliquée. De plus, Eid et al. (2015) proposent des corrélations applicables lorsque le sol est soumis à de très faibles contraintes normales effectives. Elles mettent en relation l’angle de frottement résiduel sécant et la limite de liquidité, la quantité de particules de taille argileuse ainsi que l’indice de plasticité. Ces corrélations sont illustrées aux figures 2.19 et 2.20 respectivement.
2.2.4 Effets de la vitesse de cisaillement sur la résistance résiduelle
Selon Skempton (1985), l’effet de la vitesse de cisaillement sur la résistance résiduelle est négligeable lorsque la vitesse de cisaillement est entre 0,002 mm/min et 0,01 mm/min. Suzuki et al. (2001) réalisent plusieurs essais de cisaillement annulaire en conditions drainées à différentes vitesses de cisaillement sur de la kaolinite pure. Ils montrent que, pour des vitesses de cisaillement allant de 0,02 mm/min à 2,0 mm/min, la résistance résiduelle augmente linéairement au fur et à mesure que le logarithme de la vitesse de cisaillement augmente (figure 2.21). Ils publient aussi des corrélations entre la pente de cette relation, qu’ils appellent « rate effect coefficient » ou coefficient de l’effet de vitesse, et la fraction argileuse (figure 2.22), l’indice de plasticité (figure 2.23) ainsi que l’activité (figure 2.24). Dans les trois cas, le coefficient de l’effet de vitesse augmente avec l’augmentation de la propriété géotechnique concernée . Ces corrélations leur permettent de conclure que cette relation dépend du type et de la quantité de minéraux argileux contenus dans le sol étudié. Bhat et al. (2013) effectuent une série d’essais de cisaillement annulaire très similaire à celle de Susuki et al. (2001) sur des échantillons de kaolinite. Leurs résultats, présentés à la figure 2.25, montrent qu’à partir d’une certaine vitesse de cisaillement, le fait d’augmenter lentement la vitesse de cisaillement a pour effet d’augmenter faiblement la résistance résiduelle de l’argile. Sous une vitesse de cisaillement de 0,073 mm/min, ce phénomène est considéré comme étant négligeable par les auteurs. Par contre, il est significatif entre des vitesses de cisaillement de 0,233 mm/min et 0,586 mm/min. Les auteurs émettent l’hypothèse que ce phénomène est relié à un changement dans le mode de cisaillement. Ainsi, selon cette hypothèse, lorsque la vitesse de cisaillement est augmentée, le mouvement des particules au niveau de la zone de cisaillement passe du mode glissant vers le mode turbulent, ce qui a pour effet de générer une résistance résiduelle plus élevée. Ils stipulent aussi que l’augmentation de la vitesse de cisaillement entraîne un excès de pression interstitielle. Si ces surpressions ne sont pas dissipées, cela a pour effet de faire varier la contrainte effective
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normale appliquée sur l’échantillon lors du cisaillement, ce qui implique une variation de la résistance au cisaillement résiduelle obtenue.
2.2.5 Applications de la résistance résiduelle
Skempton (1964) suggère que s’il y a déjà eu rupture dans une pente, tout mouvement subséquent sur le même plan de rupture est contrôlé par la résistance résiduelle de l’argile qui la compose. Il appuie cette hypothèse en montrant que les très faibles valeurs de résistance mobilisée lors de certains glissements de terrain, obtenues par des essais de cisaillement direct sur des échantillons prélevés le long de leur surface de rupture, avoisinent les valeurs de résistance résiduelle mesurées à l’aide d’essais de cisaillement direct avec allers-retours sur des échantillons intacts. Ainsi, il démontre l’intérêt de l’étude de la résistance résiduelle pour les problèmes de stabilité de pente. Dans son article de 1985, il présente des cas de glissements de terrain pour lesquels des rétro-analyses ont été effectuées afin de déterminer la résistance au cisaillement mobilisée lors de ces événements. Les résultats de ces rétro-analyses concordent avec ceux d’essais en laboratoire provenant de la littérature qui ont été réalisés sur des échantillons présentant des plans de cisaillement naturels prélevés à même les argiles impliquées. La variabilité des valeurs obtenues en laboratoire et celles dérivées des analyses de stabilité est toutefois de ±10% (Skempton, 1985). Outre cette application, la résistance résiduelle des argiles peut être mobilisée lors de toute sorte de situations, notamment dans le cadre du design d’un pipeline offshore (Bae, 2009; Eid et al. 2015).
2.3 Le comportement au cisaillement à grandes déformations des
argiles de l’est du Canada.
La figure 2.26 montre la relation entre la proportion de phyllosilicates et de matières amorphes et la fraction argileuse pour les argiles de la mer de Champlain. D’un point de vue minéralogique, un maximum de seulement 50% de la fraction argileuse des argiles de la mer de Champlain, c’est-à-dire des particules ayant un diamètre inférieur à 2 µm, est composée de phyllosilicates et de matières amorphes. Les minéraux appartenant à cette famille, comme par exemple l’illite, la kaolinite et la smectite (ou montmorillonite), on comme particularité d’être plats. L’autre part de la fraction argileuse est constituée de farine de roche produite par l’érosion des glaciers (Leroueil, 1997). Ces particules ne sont pas plates, mais arrondies. Elles ne s’alignent donc pas dans une direction préférentielle lors du cisaillement, ce qui fait en sorte que l’angle de frottement résiduel mesuré pour ces types de sols n’est pas significativement différent de l’angle de frottement à l’état critique.
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De plus, les particules des argiles de l’est du Canada ont tendance à se regrouper en agrégats très raides et très angulaires faisant entre 5 µm et 10 µm de diamètre. La présence de ces agrégats a pour conséquence l’obtention d’un angle de frottement à grandes déformations plus grand que si les particules ne se liaient pas entre elles de la sorte. La figure 2.27 illustre ce phénomène avec l’exemple de l’argile de Saint-Jean-Vianney (Saihi et al., 2002). En effet, l’angle de frottement à grandes déformations de l’argile de St-Jean-Vianney passe de 44° à l’état naturel, lorsque les particules sont regroupées en agrégats, à près de 30,5° à l’état reconstitué, lorsque les agrégats ont été brisés par le remaniement.
D’autre part, pour les argiles de l’est du Canada dont font parties les argiles de la mer de Champlain, une relation a été établie entre l’indice de liquidité déterminée à l’aide du cône suédois et la résistance au cisaillement remaniée déterminée de la même façon. Cette relation est présentée à la figure 2.28, superposée avec des données d’essais réalisés sur des argiles provenant d’un peu partout à travers le monde. Comme l’indice de liquidité est généralement situé entre 0,7 et 2,2 pour les argiles de la mer de Champlain, cette relation indique que la résistance au cisaillement remaniée de ces mêmes argiles est généralement située entre 0,25 kPa et 4,16 kPa (Leroueil et al., 1983).
Lorsqu’elles sont soumises à des essais de cisaillement, que ce soit par cisaillement direct, cisaillement simple ou compression triaxiale, les argiles de l’est du Canada présentent un comportement anti-écrouissage (Lefebvre, 1981;Tremblay, 1983; Silvestri et al., 1989).
Lefebvre (1981) réalise des essais de compression triaxiale en conditions drainées sur des argiles provenant de blocs prélevés sur près de 30 sites répartis dans l’est du Canada. D’après ses analyses, il obtient de façon empirique que les paramètres de résistances au cisaillement à grandes déformations (ε = 8% dans ce cas-ci) varient en fonction de la contrainte de préconsolidation du sol étudié. Pour une gamme de consolidation de 5 kPa à 30 kPa, l’angle de frottement passe de 24,2° pour une contrainte de préconsolidation de 100 kPa à 30,7° pour une contrainte de préconsolidation de 200 kPa. Les cohésions effectives correspondantes, soit de 9,5 kPa et 9,6 kPa respectivement, sont quant à elles indépendantes de la contrainte de préconsolidation. Tremblay (1983) réalise des essais de cisaillement direct sur des échantillons d’argiles de l’est du Canada dans le domaine normalement consolidé et dont le plan de cisaillement a été prédécoupé à l’aide d’une corde tendue. Il obtient une corrélation entre l’angle de frottement déterminé à partir de ces essais et l’indice de plasticité de l’argile à l’étude. Celle-ci est reprise par Leroueil et al. (1983) et présentée à la figure 2.29. Tremblay (1983) effectue aussi des essais triaxiaux en conditions non-drainées sur des échantillons d’argiles de l’est du Canada dans le domaine surconsolidé. À une déformation axiale ε de 8%, il obtient un angle de frottement effectif commun à tous les sites étudiés de 44°. Il est à noter que la cohésion effective déduite est nulle dans les deux cas.
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Silvestri et al. (1989) réalisent des essais de cisaillement direct en conditions non-drainées et des essais de cisaillement simple à volume constant sur des échantillons d’agiles de la mer de Champlain en faisant varier l’inclinaison de l’échantillon. De cette façon, ils ont pu démontrer que, autant au niveau de la résistance en pic qu’au niveau de la résistance à grandes déformations, ces argiles présentent une certaine anisotropie lorsqu’elles sont soumises à des contraintes de consolidation insuffisamment grandes pour en briser la structure.
2.4 Les essais de cisaillement annulaire sur des échantillons
d’argiles
2.4.1 Les pionniers
Les premiers articles rapportant des essais de cisaillement rotatif sur un échantillon de sol ayant la forme d’un anneau remontent aux années 1930 (Hvorslev, 1939). Dès lors, les chercheurs ont remarqué que cette technique présente certains avantages dans la détermination de la résistance résiduelle des argiles par rapport aux autres méthodes d’essais de cisaillement développées antérieurement. En effet, dans le cadre de cette technique, la déformation pouvant être appliquée à l’échantillon n’est pas limitée mécaniquement par l’appareillage. De plus, cette technique permet de conserver l’aire du plan de cisaillement constant tout au long de l’essai.
Le premier appareil de cisaillement rotatif a été développé par l’American Society of Civil Engineering (A.S.C.E., 1917; d’après Hvorlsev, 1939). Il s’agit d’un échantillon confiné dans un contenant cylindrique sur lequel est appliquée une charge verticale et sous lequel tourne un disque nervuré au diamètre inférieur à celui de l’échantillon. De façon similaire, d’autres auteurs ont mis au point des appareils employant des échantillons ayant une section transversale en forme de disque (Streck, 1928; Franzius et al., 1929; Langer, 1938; d’après Hvorlsev, 1939). Cette configuration entraîne un problème important. Pour l’ensemble de ces appareils, la distribution des contraintes ainsi que les changements de volume lors du déroulement de l’essai ne sont pas uniformes. Selon Hvorslev (1939), les contraintes de cisaillement et les changements de volume croissent radialement, partant d’une valeur nulle au centre de l’échantillon et allant jusqu’à une valeur maximale aux abords de celui-ci.
Afin de pallier à cet inconvénient, d’autres auteurs ont employé des échantillons ayant une section transversale en forme d’anneau (Gruner et Haefeli, 1934; Cooling et Smith, 1936; Hvorslev, 1936-1937-1939; Tiedemann, 1937; Haefeli, 1938; d’après Hvorlsev, 1939). En considérant la distribution des contraintes de cisaillement et des changements de volume proposée par Hvorslev (1939), l’écart de la valeur d’un paramètre
