Soutenance mémoire
Télécharger le fichier pdf d’un mémoire de fin d’études
Etudes sur les ancrages injectés
Dans le but d’avoir un aperçu du frottement latéral autour des colonnes en «soil-mix », une autre technologie de renforcement de sol à laquelle on peut faire référence est celle des ancrages injectés (soil-nailing). Il s’agit d’inclusions, de forme cylindrique, qui travaillent en traction par le frottement latéral avec le sol. Le comportement de l’interface présente un frottement monotone entre l’inclusion et le sol qui est comparable à celui de l’interface d’une colonne en «soil-mix» avec le sol environnant.
Les matériaux constitutifs de ces ancrages sont généralement des mortiers ou des coulis de ciment. Plusieurs auteurs ont réalisé des études dans le domaine du comportement des ancrages (Chu and Yin, 2005; Gurpersaud, et al., 2010; Hong, et al., 2013; Morris, 1999; Pradhan, et al., 2006; Su, et al., 2008; Yin and Zhou, 2009; Yin, et al., 2009).
La Figure I-17 présente le modèle physique construi par (Yin and Zhou, 2009; Yin, et al., 2009). Un massif de sol CDG de Hong-Kong est compacté par couche dans la cuve d’essai rectangulaire. La teneur en eau du massif est de 16 %, ce qui se rencontre fréquemmentin situ. La proportion C/E est de 2,22.
Dans cette étude, les auteurs ont montré que, pendant la phase de forage du trou horizontal de 10 cm de diamètre, la contrainte appliquée dans le sol est considérablement relâchée. Ces auteurs ont remarqué que, sous 200 kPa de contrainte verticale appliquée (VP) à la surface du massif de sol, il n’y a que 75 kPa de contrainte verticale appliquée dans la zone à l’interface entre le sol et l’ancrage. Cette baisse de contrainte sur l’interface est due au forage du trou horizontal.
La Figure I-18 présente une comparaison de la résistance de l’interface en fonction de trois niveaux de pression d’injection (GP) appliquée : sans pression d’injection, à 80 kPa et à 130 kPa. A l’état sans pression d’injection, le frottement maximal est de 50 kPa et 70 kPa pour les deux contraintes verticales de 80kPa et 200kPa respectivement.
Hong et al. (2013) ont fait des essais sur des ancrages injectés (soil-nailing) pour étudier le comportement en frottement de l’interface sol-ancrage. Il s’agit d’essais en vraie grandeur avec une longueur d’ancrage de l’ordre de 1,2 m. Le char gement en traction est fait à 7 jours de prise du ciment. La résistance au cisaillement de l’interface sol-ancrage dépend de plusieurs paramètres comme la contrainte normale à l’interfac e (profondeur), la pression d’injection, la contrainte de consolidation, la teneur en eau.
Le frottement de l’interface entre le sol et l’ancr age est de l’ordre de 90 kPa. Ces valeurs peuvent être plus élevées en cas de mise en placeous pression. A 140 kPa de pression d’injection, la résistance au cisaillement peut monter jusqu’à 130 kPa.
Chu and Yin (2005) présentent des comparaisons entre l’essai de cisaillement direct d’interface et des résultats d’essais de traction sur un ancrage. Le sol utilisé est CDG de Hong-Kong. On peut remarquer qu’en terme de mobilisation du frottement limite final à l’interface, les résultats de ces deux types d’essais sont plus ou moins similaires.
La Figure I-20 présente une comparaison entre deux types d’essais de cisaillement, l’essai de cisaillement direct d’interface (Figure I-20a) et l’essai de traction sur un ancrage soil-nailing (Figure I-20b). Dans le cas de l’essai de traction d’un ancrage à 305 kPa de contrainte verticale, on peut observer un pic de résistance au cisaillement qui n’est pas observé sur la courbe de cisaillement dans le cisaillement direct. La raison donnée, pour expliquer cette différence, est que les conditions aux limites sont différentes. La valeur maximale de la résistance au cisaillement est aussi plus élevée dans le cas de’essail de traction sur l’ancrage.
Zone de contact entre le soil-mix et le sol
Plusieurs travaux de recherche ont montré qu’il existe une zone de transition à l’interface entre le sol et une colonne en «soil-mix». (Chuang and Resse, (1969); Kosche, (2004); Larsson, (2003); Larsson, et al., (2009); Shen, et al., (2003c))
Larsson (2003) a réalisé des essaisin situ sur l’interface d’une colonne construite dans un s ol à une teneur en eau est de 80 % – 90 %. L’auteur a également étudié des phénomènes qui se produisent à l’interface entre la colonne et le sol . Des mesures de teneur en eau ont été faites tous les 5 mm à partir de la périphérie de la colonne. Des colonnes de 60 cm de diamètre ont été réalisées sur le site, des carottages de 90 cmde diamètre ont été effectués pour récupérer la colonne et une partie de sol autour de la colonne. Les résultats montrent que, dans une zone de 5 mm autour de la colonne, la rigidité est fortemen augmentée. Dans la zone allant de 5 mm à 30 mm par rapport au périmètre de la colonne, la rigidité est également plus grande que celle du sol environnant. La teneur en eau dans la zone juste à côté de la colonne est inférieure à celle du sol environnant. Ceci peut s’expliquer par l’augmentation de la pression interstitielle pendant le mixage de la colonne et l’infiltration de l’eau vers la colonne pendant l’hydratation du ciment.
Larsson, et al. (2009) ont indiqué qu’il y a une zone de transition entre le sol et la colonne en «soil-mix». Une kaolinite à une teneur en eau de 90 % est utilisée pour reconstituer le massif de sol environnant. Le mélange est placé dans unecuve d’essai de 90 cm de hauteur et 50 cm de diamètre. La contrainte de consolidation de 60 kPa a été appliquée pendant 12 jours, le degré de saturation du sol est de 95 %.
La résistance au cisaillement non drainée du sol est déterminée à l’aide de l’essai pénétrométrique à cône à chute libre. Les auteurs ont montré que la migration du cation Ca a une influence significative sur la résistance de l’argile renforcée par colonne en «soil-mix». La zone d’influence est de l’ordre de 30 à 35 mm au bo ut de 90 jours après la réalisation de la colonne, ce qui montre qu’il y a un mouvement du ciment dans la zone proche de la périphérie de la colonne. La Figure I-23 montre que la résistance au cisaillement non drainée du sol dans les deux cas, non remanié et remanié, augmente en onctionf du temps.
Shen et al. (2003c) ont réalisé des colonnes dans une cuve d’essai rectangulaire et ont obtenu des résultats similaires à ceux de Larsson et al. (2009). Ils ont également confirmé l’existence d’une zone d’influence de l’ordre de deux fois le d iamètre de la colonne. Cette zone est formée en raison de la fracturation du sol sous l’effet rotatif de la tarière et par conséquent, le liant peut pénétrer dans le sol. Il y a une augmentation de lateneur en cation Ca2+ dans cette zone. Au bout de 28 jours de prise du liant, la résistance au cisaillement non drainée augmente d’environ 30 % par rapport à celle de l’argile.
Chuang and Resse (1969) ont montré que sur l’interface entre le sol et le «soil-mix», il y a un mouvement de l’eau et du ciment allant du «soil-mix » vers le sol environnant. La quantité de ciment qui migre vers le sol dépend de plusieurs facteurs tels que les caractéristiques du sol, la teneur en eau des deux matériaux (sol et soil-mix).En laboratoire, ces auteurs ont construit un dispositif expérimental pour étudier ce qui se passe pour un élément de sol au moment du contact entre les deux matériaux.
On introduit tout d’abord le sol à étudier dans la partie basse d’un tube de 72 mm de diamètre et 127 mm de hauteur (Figure I-24a). Dans le cas d’étude, les auteurs ont utilisé quatre types de sol environnant (argile, argile sableuse, mélange de sable et d’argile, mélange sableux avec des teneurs en fines de 0,13; 0,73; 1,30; 1,87 respectivement). Le mortier de ciment est ensuite introduit dans la partie supérieure du tube. La contrainte appliquée sur l’interface est aussi un paramètre important. On a appliqué dans ce cas 35 kPa et 70 kPa. Des mesures de teneur en eau sont faites à 7 jours de la prise du ciment.
En ce qui concerne la granulométrie du sol environnant, pour les sols dont la taille des grains est grande, le ciment pénètre de 6,4 mm dans le sol. Lorsque le ciment pénètre dans le sol environnant, une couche mince de «soil-mix» est formée à l’interface. Pour les sols dont la granulométrie est fine, il y a moins de particules de ciment qui pénètrent dans le sol (Figure I-24b). Concernant l’influence de la contrainte appliquée à l’interface sur la migration du ciment, l’auteur conclut que plus la contrainte augmente, et plus l’eau pénètre à travers l’interface.
La teneur en eau initiale du sol environnant joue un rôle important dans la formation de la couche d’interface. Quand la teneur en eau initiale du sol augmente, la distance de la migration diminue. Autrement dit, plus la teneur en eau du sol est élevée, et moins l’eau se déplace de la colonne vers le sol environnant. Pour les sols dont la teneur en eau initiale est grande, l’influence de la taille des grains est négligeable. Dans l’argile, la pénétration est de 63 mm à partir de l’interface, tandis que dans le sol qui est déjà gorgé d’eau, la pénétration est de 25 mm.
Modèles physiques axisymétriques pour l’étude des colonnes en «soil-mix»
Modèle de Shen et al. 2003c
Ces auteurs ont reconstitué un massif d’argile Ariake dans un réservoir cylindrique de 348 mm de diamètre et de 440 mm de hauteur. L’argile reconstituée est consolidée sous une pression de 15 kPa pendant 5 jours, la teneur en eau initiale du massif d’argile étant de l’ordre de 140 à 150 %. Une couche de sable est rajoutée au-dessus de la couche d’argile Ariake. La teneur en eau de cette couche de sable est de 28 %, son poids volumique est 19,62 kN/m3. Un dispositif de forage permet d’insérer une tarière dans le solet d’injecter du coulis de ciment. Le coulis de ciment a un rapport C/E égal à 1. La pression d’injection du coulis est de l’ordre de 30 à 40 kPa. Après avoir préparé le massif de sol, on réalise euncolonne en «soil-mix» de manière analogue à la procédure in situ en utilisant le dispositif de forage. La tarière traverse la couche de sable sans injection de coulis. Au niveau de la couche d’argile, le coulis de ciment est injecté par pression, et est mélangé avec l’argile déstructurée.Une colonne de 10 cm de diamètre et de 25 cm de hauteur est finalement construite au centre du massif d’argile Ariake.
Selon ces auteurs, lors de la fabrication de la colonne, la rotation des pales de la tarière a un effet significatif sur les surpressions interstitielles dans le sol et sur la fracturation dans une zone de deux à trois diamètres de colonne. Par conséquent, le ciment peut pénétrer dans cette zone de fracturation plus facilement. Ce phénomènea été également abordé par Shen (1998). Ce dernier a confirmé qu’il y a une procédure de consolidation qui se produit dans le sol environnant après l’installation des colonnes en «soil-mix». La fabrication des colonnes peut réduire la pression interstitielle dans le sol (Miura et al., 1998; Shen and Miura, 1999; Shen et al., 2003 b). L’existence des fractures dans le sol peut également accélérer la dissipation des surpressions interstitielles. Le processus de consolidation peut contribuer à l’augmentation de la résistance du sol environnant. Pour compléter cette interprétation, Shenet al., (2003c) ont parlé des facteurs principaux qui sont à l’origine du changement des propriétés du sol environnant : la thixotropie du sol, la fracturation du sol sous l’effet de la rotation de l’outil, la cimentation, la consolidation et la prise du ciment. Le phénomène de cimentation se développe dans le sol environnant après la pénétration du ciment et la diffusion des cations Ca2+. Cette diffusion dans le sol environnant est initiée à cause de la différence de concentration entre la colonne et le sol. De plus, les cations peuvent diffuser des particules de ciment dans les pores du sol environnant. Un processus chimique se produit dans le sol environnant, qui entraine une augmentation du renforcement de la résistance du sol après l’installation des colonnes. Les résultats des essais montrent également que la résistance au cisaillement non drainée de l’argile environnante a diminué au cours de l’installation des colonnes, par contre, elle réaugmente après une période de cure courte (environ 7 jours) et continue d’augmenter pendant une longue période. L’augmentation de résistance au cisaillement non drainée en 28 jours atteint 30 % en moyenne par rapport à la résistance initiale de l’argile.
Modèle de Yin et Fang (2006)
Yin and Fang, (2006) ainsi que Horpibulsuk et al., (2012) ont travaillé sur un même modèle physique axisymétrique.
Ces auteurs ont travaillé sur l’argile de Bangkok à 162 % de teneur en eau. Une colonne en «soil-mix» à 28 jours de cure est fabriquée au centre du massif de sol reconstitué.
Après l’application des charges, le sol et la colonne travaillent ensemble, les contraintes sur le sol et sur la colonne augmentent rapidement. Puis, la contrainte sur le sol environnant diminue, ce qui peut être relié à la diminution de la surpression interstitielle dans le sol compressible. Au moment de la rupture de la colonne, la pression interstitielle dans le sol augmente rapidement pour maintenir l’état d’équilibre. Le taux de recouvrement joue un rôle significatif dans le comportement de l’ensemble de la fondation renforcée.
Au contraire de l’observation de Yin and Fang (2006) qui ont remarqué que la colonne en «soil-mix» peut induire un drainage vertical, Horpibulsuk et al. (2012) ont trouvé que la variation de la pression interstitielle autour de la colonne ne change pas significativement ; en bref, la colonne et le sol environnant travaillent ensemble comme une fondation composite avec un coefficient de consolidation plus élevé.
Modèle d’Ishikura et al. (2007)
La Figure I-27 présente le modèle physique utilisé dans l’essai de consolidation unidimensionnelle de Ishikura, et al. (2007). Ce dispositif est constitué d’une cuve d’essai parallélépipédique de 15 cm de largeur et 20 cm dehauteur, d’une plaque de chargement, et d’un dispositif de chargement. Les essais ont été éalisésr avec drainage sur les surfaces supérieure et inférieure. Le frottement sur la paroi du réservoir a été réduit par une membrane en plastique. Les essais ont été réalisés dans desconditions de contrainte contrôlée. Le chargement est appliqué sur la plaque de chargementcarrée placée en tête des colonnes grâce à un vérin. La charge verticale et le tassement de consolidation ont été mesurés. La kaolinite est préparée à 80 % de teneur en eau, et elle est désaér e pendant une heure. Elle est consolidée sous une contrainte de 20 kPa pendant 2 jours. Le modèle est équipé de capteurs de pression interstitielle pour mesurer la pression interstitielle dans le sol et de capteurs de contrainte totale placés en tête des colonnes.
Les colonnes modèles sont des tiges en uréthane dont le module de déformation du matériau est E = 50 MPa. La dimension d’une tige en uréthane est de 30 mm de diamètre, et de 110 mm de longueur ou, dans un autre cas, 150 mm de longueur.
Trois paramètres étudiés sont le taux de recouvrement, la longueur de la couche renforcée et la configuration de la cellule composée des colonnes enforcées (maille rectangulaire ou triangulaire). Les valeurs du taux de recouvrement testées sont 12,6 %; 25,1 %; 37,7 % ; deux longueurs ont été testées : 110 mm et 150 mm. Deuxniveaux de chargement ont été appliqués soit 40 kPa et 80 kPa. La Figure I-28 présente le tassement mesuré dans les cas renforcé et non-renforcé. On peut, tout d’abord, constater une efficacité sur la réduction des tassements dans le cas renforcé. Plus le taux de recouvrement augmente, plus le tassement est réduit. Par ailleurs, la configuration des colonnes a une influence négligeable sur la réduction de tassement. Les tassements sont similaires pour les deux configurations étudiées.
L’effet de réduction du tassement augmente avec la longueur de renforcement pour un même taux de recouvrement. En effet, dans l’objectif d’étudier l’influence de la longueur des colonnes, les auteurs ont utilisé le coefficient derépartition des chargesb qui est défini comme la contrainte sur la colonne par rapport la contrainte sur le sol. Plus la valeur de b est élevée, moins la contrainte se développe sur le sol.
Méthode basée sur le Fascicule 62 titre V
Différentes méthodes de calcul du frottement pour esl pieux ont été présentées dans la littérature. Par contre, pour les colonnes en «soil-mix», les recommandations sur l’évaluation du frottement à l’interface sol-colonne sont très m odestes. On se base donc sur les calculs classiques développés pour les fondations profondes. Le Fascicule 62 titre V (Règles Techniques de Conception et de Calcul des Fondations des Ouvrages de Génie Civil), adopté par le ministère de l’équipement (MELT, 1993) pour esl marchés publics de génie civil en France. Il s’agit d’une méthode de calcul du frottement et de la résistance en pointe des pieux à partir d’essais pressiométriques (PMT) et essais au pénétromètre (CPT). A partir des essais au PMT, le frottement axial unitaire limite qs est une fonction de la pression limite nette Pl*. De plus, la valeur de qs dépend de la nature du sol et du type de pieu quiest défini dans un abaque préétabli. Il y a sept courbes empiriques différentes, en fonction du type de pieu. A titre d’exemple, pour un pieu foré coulé en place, le frottement unitaire peut être estimé entre 40 et 80 kPa, en fonction des conditions de réalisation sur chantier et de la nature du sol sur place.
A partir des essais au CPT, la valeur de qs est déterminée à partir de l’expression suivante : qs (z) min( qc (z) ; qs max ) (I-16).
Méthode développée dans les pays scandinaves (Baker(2000))
Baker (2000) a proposé un modèle de calcul du tassement d’une fondation renforcée par des colonnes en «soil-mix» à partir d’une méthode de fondation équivalente. Dans un premier cas, si la contrainte sur la colonne est inférieure à la contrainte de fluage, le tassement est calculé selon la formule suivante : h1 c .Lc s .Lc (I-33).
Dans un deuxième cas, si la contrainte sur la colonne est supérieure à la contrainte de fluage, la contrainte sur la colonne est prise égale à la contrainte de fluage pour le calcul. Par conséquent, la contrainte sera redistribuée dans le sol. Dans ce cas, le tassement de la fondation équivalente sera : h1 q creepcol . L . c (I-34) (1 ) Es.
Modèle de Chai, et al. (2010)
(Chai and Pongsivasathit, 2010; Chai, et al., 2010) ont proposé une méthode de dimensionnement pour le calcul du tassement final de consolidation des colonnes en « soil-mix ». Cette méthode est utilisée avec l’hypothèse qu’une partie de la couche renforcée de l’épaisseur Hc en pointe de la colonne est considérée comme une ouche non renforcée et cette couche est calculée avec les propriétés du sol environnant (Figure I-38).
Projet EuroSoilStab (1999-2002)
Il s’agit d’un projet de recherche européen dont l’objectif était de proposer des méthodes d’amélioration des sols par incorporation de liants, soit dans la masse de sol, soit par création de colonnes de renforcement. La méthodologie de stabilisation des sols est représentée sur la Figure I-40. On a pu aussi recommandé, dans le cadre de ce projet, des méthodes de stabilisation des sols organiques et compressibles. Dans ce projet, une méthode de renforcement des sols par la méthode de «soil-mixing » a été présentée ainsi que les outils utilisés. Quelques recommandations, à l’issue de ce projet, ont pu être introduites dans l’Eurocode 7.
La résistance du sol renforcé dépend non seulementde la quantité de liant incorporé, mais aussi des propriétés du sol en place. De plus, l’homogénéité et la qualité du malaxage influencent aussi la résistance du sol renforcé. Larésistance au cisaillement non drainée du sol renforcé varie de 50 kPa à 150 kPa. Il est important de noter que les valeurs de résistance mesurées au laboratoire sont toujours plus élevéesque celles obtenues in situ.
La résistance du sol stabilisé est un paramètre important, car celle-ci gouverne la charge acceptable sur la structure renforcée. Cette résistance dépend du type de sol et du type de liant et elle évolue en fonction du temps de prise du liant. Pour les cas de renforcement à base de ciment, l’essentiel de la résistance du matériau sedéveloppe dans le premier mois ; par contre, pour les autres types de liant (chaux, gypse, laitier de haut fourneau) la résistance continue à se développer après le premier mois. Par conséquent,l iest important d’optimiser le planning des travaux sur chantier pour mobiliser efficacement la résistance des matériaux. Le schéma d’optimisation de la mise en service des ouvrages renforcés est représenté sur la Figure I-43.
Projet européen INNOTRACK (2006-2009)
Il s’agit d’un projet de recherche démarré en 2006 (INNOvative TRACK systems) visant à étudier l’efficacité de la technique des colonnes ne «soil-mix» avec l’objectif de réduire le coût de cycle de vie des voies ferrées. Ce projet regroupait les partenaires suivants : Keller Fondation, Soletanche Bachy, SNCF et IFSTTAR. Des colonnes en «soil-mix» de 40 cm et de 60 cm de diamètre ont été réalisées sur un site expérimental. Des colonnes ont été réalisées sous la voie ferrée ainsi qu’à proximité, à l’extérieur de la voie ferrée (Figure I-47). Les colonnes ont été instrumentées par des systèmes d’extensomètres amovibles. Des jauges de déformation ont été mises en place dans les colonnes pour déterminer la contrainte axiale dans les tronçons de colonne. Une campagne d’essais de c hargement a été réalisée afin de déterminer la capacité portante des colonnes ainsique la mobilisation du frottement local. Le système d’extensomètres amovibles permet de mesurer l’évolution du frottement latéral et de la résistance en pointe d’une colonne. Par différence des forces reprises dans des sections successives, on peut déterminer le frottement mobilisé dans chaque tronçon de la colonne.
Projet RUFEX (2010-2014)
Le projet dont fait partie ce travail de thèse est un projet de recherche focalisé sur l’utilisation de l’application de la méthode «soil-mixing » en France. RUFEX signifie « Renforcement et RéUtilisation des plateformes ferroviaires et des Fondations EXistantes ». En effet, un bon nombre de voies ferrées ont été construites depuis60 à 80 ans, et n’ont pas été conçues, à l’origine, pour supporter les trains modernes d’auj ourd’hui. L’augmentation croissante à la fois des charges par essieu, de la fréquence des trains et des coûts de fonctionnement des infrastructures ferroviaires, nécessite une méthodede renforcement de la plateforme ferroviaire ayant peu d’influence sur le trafic. La SNCF souhaite trouver un traitement des plateformes ferroviaires plus adapté pour ces enjeux. Dans ce contexte, le projet RUFEX, démarré en 2010, répondrait aux problèmes de la SNCF, en proposant un traitement rapide, efficace et ponctuel. Le principe du traitement est de renforcer les plateformes par des colonnes en soil mix réalisées grâce à un outil adapté à la voie feroviaire, le « Springsol », ne nécessitant pas la dépose de la voie.
La problématique posée par la SNCF est de réaliserdes colonnes de renforcement dans les plateformes ferroviaires anciennes sans trop perturber le trafic. Cette demande nécessite un outil performant qui permet de réaliser des colonnes en profondeur dans un temps limité et surtout sans impact sur la couche du ballast ainsi que sur le système des voies. L’entreprise Soletanche Bachy a développé un outil spécifique pour répondre à ces besoins. En effet, il s’agit d’un outil du type tarière à deux bras déployables qui peuvent s’ouvrir et se fermer dans le sol. Donc, une procédure spécifique a été adaptée dans le cadre de RUFEX pour le cas du renforcement ferroviaire. L’outil Springsol présenté sur la Figure I-52 est une tarière innovante qui permet d’assurer un bon fonctionnement du malaxage d’une colonne in situ. Par rapport à l’outil utilisé dans les projets précédents, l’outil Springsol utilisé dans le cadre du projet RUFEX a connu des adaptations pour perfectionner le malaxage d’une colonne sur le site (système d’ouverture des bras par ressort en compression, cheville de contrôle la sortie du coulis de ciment…).
Dispositif de mise en œuvre des colonnes en soil-mix
Par rapport à la procédure réelle de fabrication des colonnes de soil-mix sur chantier (cf. chapitre I), qu’il était difficile de mettre en œuvre au laboratoire, on a développé une méthode simplifiée. On réalise tout d’abord un forage de 80 mm au centre du massif de sol environnant à l’aide d’une tarière à main. Puis on vient couler le matériau soil-mix frais, préalablement préparé dans un malaxeur, dans ce forage pour créer le tronçon de colonne.
On présente ci-après les différents matériels pourla réalisation du trou de forage.
Tarière à main
Une tarière à main de 80 mm, fabriquée par Geomatech, a été utilisée pour la réalisation du forage. La tarière se compose d’une pointe hélicoïdale et d’un corps de deux lames tranchantes, d’une tige rallonge et d’un tourne-à-g auche. Les dimensions de la tarière sont données sur la Figure II-6. La réalisation du trounécessite plusieurs passes. La procédure de réalisation du trou de forage sera présentée en détail plus loin dans ce chapitre (cf. partie III.3.2).
Dispositif de guidage de la tarière
On doit respecter deux conditions lors de la réalisation du forage afin d’assurer des mesures de bonne qualité lors du chargement : la profondeuret la verticalité. Il a donc été nécessaire de concevoir un cadre de type trépied pour atteindre ces objectifs. Il se compose de trois parties : trois colonnes, un support horizontal et un tube de guidage. Les trois colonnes sont vissées dans trois trous existants sur le couverclede la cellule. On vient ensuite positionner la traverse horizontale sur les trois colonnes à l’aid e de trois vis. Finalement, le tube de guidage est visé sur la traverse. La Figure II-7 présente el système de forage monté sur le dispositif d’essai. La tarière est donc guidée à deux niveaux : tube de guidage au niveau de la traverse, et anneau de guidage au niveau du couvercle (Figure II-8). Ce système de guidage permet d’assurer une très bonne verticalité lors de la phase de forage.
Tronçon de colonne en soil-mix instrumenté
La Figure II-9 présente un schéma 3D du dispositifde mesure complet mis en œuvre pour le cas d’étude du frottement local. Dans la cuve d’essai de 73 cm de hauteur, rempli par le sol reconstitué, on vient fabriquer un tronçon de colonne en soil-mix de 20 cm de longueur, instrumenté par deux capteurs de force. La longueurtotale du module, comprenant les pièces métalliques en tête et en pointe, est d’environ 80cm. On trouve en tête de la colonne, une pièce nommée « cylindre d’appui supérieur », qui permet de transmettre la force appliquée par le vérin servo-hydraulique à la tête du tronçonde soil-mix instrumenté et qui supporte le capteur de force haut. Dans la partie inférieure, on trouve la seconde pièce métallique nommée « sabot inférieur », qui permet à la fois d’éloigner la pointe de la zone de mesure et de réduire la force en pointe (pointe ouverte). Cete pièce supporte le second capteur de force. Ces deux parties sont présentées plus en détail dans les paragraphes ci-après.
Pièces d’adaptation entre la colonne et le servovérin
On utilise deux pièces métalliques pour transférerla force appliquée par le servovérin MTS au cylindre d’appui supérieur. La première pièce (Figure II-12), appelée « embout supérieur », vient se visser sur le cylindre d’appui supérieur. Elle possède en son centre une empreinte sphérique creuse.
La deuxième pièce (Figure II-13) est la « plaque d’adaptation » au servovérin. Elle dispose d’une demi-sphère qui correspond à la partie mâle d e l’empreinte sphérique de « l’embout supérieur ». Ces deux pièces sont solidarisées parquatre vis. Cette liaison sera présentée en détail plus loin, dans la partie du système de chargement (cf. partie II-1.4).
Capteurs de force
Le tronçon de soil-mix est équipé de deux capteursde force qui permettent de mesurer les forces à la partie supérieure et inférieure du tronçon pendant le chargement. Il s’agit des capteurs de force conçus et fabriqués sur mesure par Measurement Specialistes – MEAS France SO. L’étendue de mesure est de 20 kN, la précision est de l’ordre de ± 0,05 kN.
La Figure II-14 présente des vues d’un capteur de force. Les fiches techniques de ces deux capteurs de force sont jointes à l’annexe N° 1, p21 3.
|
Table des matières
INTRODUCTION GENERALE
CHAPITRE I – ELEMENTS BIBLIOGRAPHIQUES
I-1. TECHNIQUE DE RENFORCEMENT DES SOLS PAR COLONNES EN «SOIL-MIX»
I-1.1 Bref historique de la méthode du «Soil-mixing»
I-1.2 Principes généraux de réalisation
I-1.3 Outils de malaxage
I-2. MATERIAU «SOIL-MIX»
I-2.1 Composants du «soil-mix»
I-2.2 Caractérisation mécanique du matériau «soil-mix»
I-3. COMPORTEMENT DES COLONNES EN « SOIL-MIX »
I-3.1 Etude du frottement à partir d’essais du type « interface »
I-3.2 Etudes sur les ancrages injectés
I-3.3 Zone de contact entre le soil-mix et le sol
I-3.4 Modèles physiques axisymétriques pour l’étude des colonnes en «soil-mix»
I-4. METHODES DE DIMENSIONNEMENT DES COLONNES EN «SOIL-MIX»
I-4.1 Méthode de dimensionnement scandinave (Broms, 2004)
I-4.2 Méthode de dimensionnement selon le SCDOT (2010)
I-4.3 Méthode de dimensionnement développée au Japon
I-4.4 Quelques méthodes de calcul du frottement
I-4.5 Modèles de calcul de tassement des fondations renforcées par colonnes en «soil-mix»
I-5. APPLICATIONS FERROVIAIRES
I-5.1 Projet EuroSoilStab (1999-2002)
I-5.2 Projet européen INNOTRACK (2006-2009)
I-5.3 Projet RUFEX (2010-2014)
CONCLUSIONS PARTIELLES ET OBJECTIFS DE LA THESE
CHAPITRE II- DISPOSITIF D’ESSAI, PROCEDURES EXPERIMENTALES ET MATERIAUX
II-1. DESCRIPTION DU DISPOSITIF D’ESSAI
II-1.1 Réservoir circulaire
II-1.2 Dispositif de mise en oeuvre des colonnes en soil-mix
II-1.3 Tronçon de colonne en soil-mix instrumenté
II-1.4 Dispositif de chargement de la colonne
II-2. MATERIAUX
II-2.1 Reconstitution d’un massif de sol artificiel
II-2.2 Méthode et critère de reconstitution d’un massif de sol
II-2.3 Choix des matériaux
II-2.4 Caractéristiques du sol reconstitué
II-2.5 Etude du matériau soil-mix
II-3. PROCEDURE D’ESSAI POUR L’ETUDE DU FROTTEMENT LOCAL
II-3.1 Réalisation du massif de sol environnant
II-3.2 Forage du trou pour la réalisation du tronçon de colonne de soil-mix
II-3.3 Fabrication du mélange soil-mix
II-3.4 Assemblage des différentes parties pour la mise en oeuvre d’une colonne de soil-mix
II-3.5 Mise en place de la cellule sous le dispositif de chargement
II-3.6 Procédure de démontage de l’essai
CONCLUSION PARTIELLE
CHAPITRE III – ETUDE DU FROTTEMENT LOCAL
III-1. CONFIGURATION DU DISPOSITIF EXPERIMENTAL
III-2. RESULTATS TYPIQUES
III-2.1 Essai monotone initial
III-2.2 Essai cyclique initial
III-2.3 Chargement monotone final post-cyclique
III-2.4 Essais de répétabilité
III-3. PROGRAMME D’ESSAIS PRELIMINAIRES
III-3.1 Influence du mode d’application de contrainte verticale
III-3.2 Influence du temps de prise du ciment
III-3.3 Influence de la fréquence de sollicitation en cyclique
III-3.4 Etude de la formation d’une zone d’interface entre le «soil-mix» et le sol environnant
III-4. ETUDE PARAMETRIQUE
III-4.1 Influence de la contrainte verticale appliquée
III-4.2 Influence de l’amplitude du déplacement cyclique
III-4.3 Influence du sens de chargement cyclique
CONCLUSION PARTIELLE
CHAPITRE IV – ETUDE DU MATERIAU « SOIL-MIX » AU JEUNE AGE
IV-1. PRESENTATION DE LA CONFIGURATION EXPERIMENTALE
IV-2. MATERIAUX
IV-3. PROTOCOLE LA MISE EN PLACE
IV-4. PROGRAMME D’ESSAIS
IV-5. PROTOCOLES DE CHARGEMENT – ESSAIS TYPIQUES
IV-5.1 Protocole de chargement N°1
IV-5.2 Protocole de chargement N°2
IV-5.3 Protocole de chargement N°3
IV-6. SYNTHESE DES RESULTATS EXPERIMENTAUX
IV-6.1 Rigidité du chargement monotone initial
IV-6.2 Déplacements cycliques irréversibles au jeune âge des colonnes en soil-mix194
IV-6.3 Résistance à la compression simple du soil-mix à 7 jours
IV-6.4 Résistance globale de la colonne – Essai de capacité portante
IV-6.5 Profil des colonnes en soil-mix après le chargement au jeune âge
CONCLUSION PARTIELLE
CONCLUSION GENERALE ET PERSPECTIVES
REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES
Télécharger le rapport complet
