Endommagement mécanique et hydrique dans l’EDZ

La problématique d’endommagement mécanique

   Les différentes phases constituant la réalisation et l’exploitation d’un stockage souterrain de déchets nucléaires, tels que le creusement, le maintien de l’ouverture des ouvrages pour l’exploitation, la mise en place des colis de déchets et la fermeture du stockage correspondent respectivement à des sollicitations mécaniques différentes auxquelles sont associées des réponses du massif qui peuvent modifier ses caractéristiques. Le déconfinement des argilites suite à l’excavation constitue la principale sollicitation mécanique. Le déconfinement instantané correspond à la réponse immédiate des argilites suite à l’excavation de l’alvéole. Il est lié à une augmentation du déviateur de contraintes dans le champ proche de l’ouvrage qui provoque :
– une diminution de la pression de pore dans les zones où il y a des déformations irréversibles ;
– une fissuration des argilites en paroi des ouvrages et éventuellement une fracturation (création d’une zone mécaniquement endommagée par rapport à la roche initiale, appelée «EDZ» ; qui sera discutée dans le chapitre 3). Après l’excavation, le massif au voisinage des ouvrages continue à se déformer (déformations différées) dont l’amplitude sera maximale en cas d’absence de soutènement. Ces déformations différées peuvent induire un développement supplémentaire de la fracturation et de la fissuration initiée lors du creusement. La stabilité d’ouvrage est étroitement liée à la géométrie, à l’extension et à l’intensité de l’EDZ, qui dépendent du comportement mécanique de la roche, de l’état de contraintes initial, et également de nombreux paramètres liés à l’ouvrage. La conception de l’ouvrage et du soutènement doit conduire à des conditions de stabilité permettant l’exploitation du stockage. Le développement de l’EDZ constitue une zone particulière car ses propriétés ne sont pas mesurables a priori et parce que dans le concept multi-barrières du stockage, l’EDZ se situe à proximité des déchets.

Le potentiel de l’eau en milieu poreux et la succion

   Les molécules d’eau du fluide interstitiel d’un milieu poreux (Buckingham, 1907 ; Bolt et Miller, 1958 et Hillel, 1998) possèdent un potentiel dont la valeur peut se calculer sous la forme d’une somme de potentiels :
– potentiel gravitaire et de pression (équivalent à la notion de charge hydraulique) ;
– potentiel pneumatique (lié à la pression totale de l’atmosphère en contact avec le matériau) ;
– potentiel capillaire (liée à la différence de pression de part de d’autre d’un ménisque séparant la vapeur d’eau d’une eau pure saturant la porosité) ;
– potentiel osmotique (lié à la composition chimique du fluide interstitiel) ;
– potentiel d’absorption (lié aux interactions entre les composants du fluide interstitiel et les surfaces des minéraux).
La charge hydraulique, le potentiel pneumatique et le potentiel capillaire sont explicitables et donc calculables. Par contre les potentiels d’absorption et osmotique ne sont pas calculables. Pour les argilites, le potentiel du fluide interstitiel est la somme des potentiels matriciel stricto-sensu, osmotique et d’absorption.

Caractérisation physique des argilites du Callovo-oxfordien

   Le Callovo-Oxfordien est représenté par une couche argileuse âgée de 150 millions d’années dans le Bassin de Paris. Au niveau de la commune de Bure (Meuse/Haute-Marne), elle se situe entre 420 et 550 mètres de profondeur, suivant le contexte géologique présenté sur la Figure 1-5. Les argilites du Callovo-Oxfordien contiennent en moyenne 40 à 45 % de minéraux argileux,  dont cinq types sont représentés : illites, interstratifiés réguliers R1 illite smectite, interstratifiés irréguliers R0 illite-smectite, chlorite et kaolinite. Les carbonates et le quartz sont présents dans une proportion de 40 à 55 %, les minéraux accessoires constituant moins de 5 % du total. (ANDRA 2005 TOME 1). Selon les études géomécanique réalisées par l’ANDRA, la couche d’argilite peut être découpée en 5 unités géomécaniques homogènes (notées de A à E) (Figure 1-6).

Microstructure des argiles

   La microstructure du matériau et l’état de l’eau influence directement le comportement mécanique. Donc dans cette partie, nous présenterons la microstructure des argiles et l’état de l’eau dans les roches argileuses. Les minéraux argileux sont des silicates hydratés appartement au groupe des phyllosilicates, c’est-à-dire qu’ils sont constitués par un empilement de feuillets. Ces feuillets sont formés par un arrangement de deux unités structurales de base : unité structurale siliceuse ou tétraédrique (T) et unité alumineuse ou octaédrique (O). L’unité tétraédrique est formée d’un atome de silice (Si4+) entouré par quatre atomes d’oxygène (O2-). L’épaisseur de cette unité est de 4,6 Ǻ ( Figure 1-7). L’unité octaédrique est composée d’un atome d’aluminium (Al3+) ou parfois de magnésium (Mg2+) entouré par 6 groupes hydroxydes (OH- ). Son épaisseur est de 5,05 Ǻ (Figure 1-8). Formés par la combinaison de ces deux unités structurales, les minéraux argileux sont classés en deux types : le type 1:1 ou TO composé d’une couche tétraédrique T liée à une couche octaédrique O, ces argiles, dont l’unité structurale de base est dissymétrique, sont représentés par le groupe des kaolinites et des serpentines, leur épaisseur moyenne est de 0,7 nm ; le type 2 :1 ou TOT, ces argiles, dont l’unité structurale de base est symétrique, comportent de nombreux groupes (illite, smectites, interstratifiés, chlorites et montmorillonite), l’épaisseur moyenne est de 1 nm. Ces arrangements, TO et TOT, constituent des feuillets élémentaires. Les principales familles des minéraux argileux dans l’argilite du Callovo-Oxfordien sont les kaolinites, les illites, les smectites, les chlorites et les interstratifiés. Une représentation schématique des différentes familles est présentée sur la Figure 1-9. Il faut noter que les smectites sont très sensibles à l’eau et qu’elles sont à l’origine des propriétés de gonflement de ce matériau. Dans les smectites, les atomes Si de la couche tétraédrique sont remplacés par des Fe, Cr et Zn dont la valence est plus faible. De plus les cations compensateurs sont très mobiles et donc facilement échangeables. Les feuillets sont faiblement liés si bien que leur empilement au sein d’une particule argileuse est relativement désordonné et que des couches d’eau peuvent s’intercaler entre les feuillets élémentaires.

La pression d’entrée de gaz

   La pression d’entrée de gaz correspond à un seuil de percolation lors de l’invasion d’un milieu poreux saturé par un gaz. Elle est équivalente à la notion de pression d’entrée d’air définie pour des équilibres capillaires. Il est à noter qu’il s’agit d’une pression relative par rapport à celle du fluide saturant le milieu poreux. On peut donc caractériser cette grandeur à partir de la courbe de rétention ou à partir des caractéristiques géométriques des plus gros pores. L’analogie physique (écoulement de deux fluides non miscibles) entre l’invasion par un gaz et l’intrusion du mercure pendant un essai de porosimétrie est parfois utilisée pour définir sa valeur, sous réserve d’effectuer une correction adéquate du rapport surface/volume des échantillons (Urai, 2001). En fait, la mesure expérimentale d’un tel seuil est extrêmement compliquée sur des roches à la fois peu perméable et sensible aux variations de teneur en eau. Plusieurs définitions et protocoles expérimentaux existent (Hildenbrand, 2003). La pression d’entrée est fonction de la taille des pores et leur connectivité, du potentiel de l’eau, y compris les composantes capillaire, osmotique et d’absorption, et du gradient de la montée en pression du gaz imposée expérimentalement. Un fort gradient peut favoriser la création des microfissures voire une fracturation qui changera le seuil de pression par rapport à un chargement lent. De même en laboratoire, la vitesse de changement en pression ne peut pas être inférieure à une certaine valeur, sinon la durée des essais serait non acceptable.

Méthode en régime transitoire

   La méthode en régime transitoire dite du ‘pulse test’ est fondée sur le phénomène de diffusion d’une pression dans un milieu poreux. Elle a été initialement proposée par Brace en 1968 pour la mesure des très faibles perméabilités en laboratoire. Brace propose de considérer un ensemble isolé composé d’une éprouvette cylindrique de milieu poreux dont chaque extrémité est connectée à un réservoir. Le tout est saturé par un gaz de mesure, mais cela peut aussi être un liquide, avec des conditions de pression et de température fixes. La méthode consiste à injecter à l’instant t0, à l’amont de l’éprouvette, une masse de fluide sous pression, via une augmentation de la pression du réservoir amont. Au fur et à mesure de la pénétration du fluide dans l’éprouvette, la pression dans le réservoir amont décroît tandis que celle dans le réservoir aval augmente en raison du transfert de masse induit par la différence de pression entre les deux extrémités de l’éprouvette. A partir des caractéristiques du fluide de mesure, du volume des réservoirs et de l’évolution de la pression dans chacun des réservoirs en fonction du temps et moyennant certaines hypothèses sur l’écoulement, Brace montre que la différence de pression entre les réservoirs présente une décroissance exponentielle et il propose une méthode pour déterminer la perméabilité de l’échantillon à partir du temps caractéristique. Avant l’injection, la condition d’une pression uniforme dans l’échantillon nécessite une phase d’équilibre dont la durée est plus ou moins longue selon la perméabilité du matériau et qui dans certains cas, théoriquement, peut être très longue.

Etudes de l’étanchéité du système gaz

   L’étanchéité au gaz du système est impérative pour mesurer de très faibles perméabilités. Par exemple, pour un échantillon de hauteur et de diamètre égaux à 40 mm et de perméabilité égale à 10-22 m², la variation relative de l’incrément de pression initial sera de l’ordre de 1 à 2 % au bout 24 heures. Soit pour un incrément de pression de 0,4 MPa, une diminution de l’ordre de 0,004 à 0,008 MPa. Il est donc nécessaire que la variation de pression liée aux défauts d’étanchéité soit inférieure à cette variation. Le critère visé était une variation inférieure à 0,002 MPa sur une durée de 24 heures pour une pression de ligne de 10 MPa. Ce critère, très restrictif, a été difficile à satisfaire puis n’a pas été respecté suite à l’évolution du banc en raison de trop nombreux montages et démontages des circuits entraînant des fuites. Pour approcher à nouveau ce critère, certains raccords ont été enrobés dans de la résine. Ceci aurait pu être étendu à tous les raccords en procédant à un enrobage des raccords dès que leur étanchéité aurait été validée, mais la présence de la résine réduit l’étendue du domaine de température possible dans l’enceinte, 60°C maximum au lieu de 85 – 105°C. A titre d’exemple, nous présentons les courbes de pression amont aval et différentielle pour une configuration où les parties amont et aval sont isolées mais avec des pressions de gaz identiques égale à 6 MPa (Figure 2-10). Les fuites résiduelles conduisent à une variation de 0,00048 MPa en 24 heures. En supposant que ces fuites varient linéairement avec la pression interne du gaz, pour une pression de ligne de 10 MPa, le critère défini ci-dessus serait respecté puisque leur valeur correspondante serait de 0,0008 MPa. L’isolement des circuits amont et aval avait été réalisé d’une part par la vanne de séparation des circuits et d’autre part par des joints au plomb au niveau du débouché des talons de la cellule. Les variations de pression représentées sur la Figure 2-10 peuvent être considérées comme résultant d’un essai de mesure de perméabilité et la variation de pression différentielle peut être rapportée à la valeur d’un incrément de pression fictif de 0,3 MPa. En utilisant la formule de Brace, la valeur de perméabilité calculée à partir de la variation de pression différentielle globale observée sur la durée d’essai (DP/DP0 = 0,9988) est égale à 3,4 10-23 m2. Cette très faible valeur a été considérée comme celle du bruit de fond du banc de mesure qui devrait donc permettre de déterminer avec confiance des valeurs de perméabilité aussi faibles que 10-22 m2. Pour confirmer les capacités réelles du banc de mesure, une mesure en conditions expérimentales réelles a été effectuée en utilisant un cylindre métallique au lieu d’une éprouvette de roche avec un confinement isotrope de 9 MPa Ce cylindre en duralumin présentait un diamètre de 40 mm et une longueur de 46 mm. Pour des raisons de disponibilité, le gaz de mesure utilisé a été de l’azote. La pression initiale, P0, était de 6,8 MPa et l’incrément de pression DP0, était de 0,192 MPa.

Table des matières

AVANT-PROPOS
RESUME
ABSTRACT
Introduction générale
Chapitre 1 Etude bibliographique du transfert de gaz dans les roches argileuses en relation avec les phases d’excavation et de clôture d’un stockage souterrain
Introduction
1 Les problématiques liées à la réalisation du stockage
1.1 La problématique d’endommagement mécanique
1.2 La problématique du transfert de gaz dans le stockage
2 Notions fondamentales
2.1 Notions liées aux écoulements multiphasiques non miscibles
2.2 Le potentiel de l’eau en milieu poreux et la succion
2.3 Les lois phénoménologiques de transfert en milieu poreux
2.3.1 Loi de Darcy pour un écoulement en milieu poreux saturé
2.3.2 Loi de Fick
2.3.3 Loi de Henry
3 Caractérisation physique des argilites du Callovo-oxfordien
3.1 Microstructure des argiles
3.2 Type de l’eau dans les matériaux argileux
3.3 Caractéristiques de l’espace poreux des argilites du Callovo-Oxfordien
4 Transfert hydrique dans les argilites
4.1 Effet mécanique des phénomènes de désaturation et de resaturation
4.1.1 Observations in situ
4.1.2 Observations sur échantillons
4.2 Mécanisme de transfert hydrique
4.3 Diffusivité hydrique
4.4 Courbe de rétention
5 Transfert du gaz sous pression
5.1 Transfert du gaz dissous
5.2 Transfert biphasique homogène (sans endommagement de la roche)
5.3 Transfert de gaz par microfissuration
5.4 Transfert par fracturation
5.5 La pression d’entrée de gaz
5.6 Synthèse
6 Conclusions
Chapitre 2 Mesures de la perméabilité au gaz
Introduction
1 Les différentes méthodes de mesure de la perméabilité
1.1 Méthodes en régime permanent
1.2 Méthode en régime transitoire
1.3 Autres méthodes de mesure ou d’évaluation de la perméabilité
2 Mesure de la perméabilité au gaz par la méthode ‘Pulse test’
2.1 Le principe de ‘Pulse test’
2.2 Equation générale de la diffusion du gaz dans l’échantillon
2.3 Solutions de l’équation
2.4 Optimisation des paramètres
3 Dispositif expérimental de mesure de perméabilité
4 Interprétation de la perméabilité
4.1 Méthode de Brace
4.2 Méthode des abaques numériques
4.3 La méthode d’inversion
5 Validation du banc de mesure de perméabilité
5.1 Etudes de l’étanchéité du système gaz
5.2 Prise en compte des effets thermiques et d’autres effets parasitaires
5.2.1 Correction liées à la variation de température
5.2.2 Correction liées au flux résiduel du système
6 Conclusions
Chapitre 3 Caractérisation par la mesure de la perméabilité au gaz des éprouvettes d’argilites du champ proche d’un puits
Introduction
1 La problématique de l’EDZ
2 Caractérisation in situ de l’EDZ autour du puits du LSMHM – Expérimentation REP
2.1 Introduction de l’expérimentation REP
2.2 Comportement mécanique
2.3 Mesure de vitesse de propagation des ondes
2.4 Mesures de la pression interstitielle et de perméabilité
2.5 Synthèses des résultats in situ
3 Caractérisation de l’endommagement sur éprouvettes
3.1 Préparation des éprouvettes
3.2 Procédure d’essais
3.3 Résultats expérimentaux
3.3.1 Endommagement caractérisé par la perméabilité au gaz
3.3.1.1 Éprouvette EST20567-1, la plus éloignée de la paroi (12,45 m)
3.3.1.2 Éprouvette EST20567-2, la plus éloignée de la paroi (12,51 m)
3.3.1.3 Éprouvette EST20512-1, la plus proche de la paroi (0,45 m)
3.3.1.4 Éprouvette EST20512-2, la plus proche de la paroi (0,52 m)
3.3.1.5 Éprouvette EST20512-3, la plus proche de la paroi (0,59 m)
3.3.1.6 Éprouvette EST20514-1, proximité immédiate de la paroi (0,10 m)
3.3.1.7 Synthèse
3.3.2 Caractérisation d’endommagement mécanique par la déformabilité
3.3.2.1 Éprouvette EST20567-1, la plus éloignée de la paroi (12,45 m)
3.3.2.2 Éprouvette EST20567-2, la plus éloignée de la paroi (12,51 m)
3.3.2.3 Éprouvette EST20512-1, la plus proche de la paroi (0,45 m)
3.3.2.4 Éprouvette EST20512-2, la plus proche de la paroi (0,52 m)
3.3.2.5 Éprouvette EST20512-3, la plus proche de la paroi (0,59 m)
3.3.2.6 Éprouvette EST20514-1, proximité immédaite de la paroi (0,10 m)
3.3.2.7 Synthèse
3.3.3 La vitesse des ondes ultrasonores
3.3.4 Microstructure des argilites
3.4 Discussions
3.4.1 Pression d’entrée du gaz
3.4.2 Rupture des éprouvettes
3.4.3 Evaluation de l’eau déplacée pendant l’essai
3.4.4 Evaluation de la contribution d’une diffusion du gaz dans l’eau
3.4.4.1 L’équation diffusion de gaz et les conditions
3.4.4.2 Simulation numérique
4 Caractérisation de la perméabilité sur une éprouvette fracturée (EST12491-2)
4.1 Mesure de la perméabilité
4.2 Etude de la déformation
5 Conclusions
Chapitre 4 Caractérisation de la perméabilité au gaz des argilites en fonction du degré de saturation
1 Procédure expérimentale
1.1 La préparation et la caractérisation préalable des éprouvettes
1.2 Le conditionnement hydrique
1.3 Mesure de la perméabilité
2 Résultats des mesures des éprouvettes pendant le conditionnement hydrique
2.1 Courbe de sorption- désorption et de rétention
2.2 Le coefficient de diffusivité hydrique
2.3 Retrait et fissuration
3 Résultats des mesures de perméabilité au gaz en fonction du degré de saturation sous contraintes isotropes
3.1 Eprouvette à l’état naturel (N°5)
3.2 Eprouvettes ayant subi une désaturation (éprouvettes N°2f, 4 et 2)
3.3 Eprouvettes ayant subi une résaturation (éprouvettes N°1, 2, 3 et 6)
3.4 Synthèse
3.5 Discussions
3.5.1 Variations de masse des éprouvettes d’argilites pendant les mesures de la perméabilité au gaz
3.5.2 Influence de la contrainte appliquée sur le degré de saturation
3.5.3 Vérification de la porosité estimée expérimentale
4 Mesures de la perméabilité au gaz en fonction du déviateur de contraintes et pour différents degrés de saturation
4.1 La perméabilité au gaz en fonction de la contrainte déviatorique
4.1.1 Mesures pour un degré de saturation de 91 % (éprouvette N°1)
4.1.2 Mesures pour un degré de saturation de 81 % (éprouvette N°5)
4.1.3 Mesures pour un degré de saturation de 79 % (éprouvette N°2f)
4.1.4 Mesures pour un degré de saturation de 60 % (éprouvette N°3)
4.1.5 Mesures pour un degré de saturation de 51 % (éprouvette N°2)
4.1.6 Mesures pour un degré de saturation de 43 % (éprouvette N°4)
4.1.7 Mesures pour un degré de saturation de 23 % (éprouvette N°3)
4.1.8 Synthèse
4.2 Analyse de la déformabilité en fonction de la contrainte déviatorique
4.2.1 Mesures pour un degré de saturation de 91 % (éprouvette N°1)
4.2.2 Mesures pour un degré de saturation de 81 % (éprouvette N°5)
4.2.3 Mesures pour un degré de saturation de 79 % (éprouvette N°2f)
4.2.4 Mesures pour un degré de saturation de 60 % (éprouvette N°3)
4.2.5 Mesures pour un degré de saturation de 51 %(éprouvette N°2)
4.2.6 Mesures pour un degré de saturation de 43 % (éprouvette N°4)
4.2.7 Mesures pour un degré de saturation de 23 % (éprouvette N°3)
4.2.8 Synthèse
4.3 Vitesse des ondes ultrasonores
4.4 Etude texturale des éprouvettes après essai
5 Conclusions
Chapitre 5 Conclusions générales et perspectives
Bibliographie
Annexe A Identification du flux parasite
Annexe B Quantification du coefficient de diffusivité hydrique
Annexe C Variations expérimentales et numériques de la masse des éprouvettes lors du conditionnement hydrique
Annexe D Minéralogie des argilite

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