michel gambin

MICHEL GAMBIN
quelques COMMUNICATIONS RECENTES (2000 – 2009)
Conférence Coulomb
Paris, 4 juin 2010
Comité Français de Mécanique des Sols et de Géotechnique (CFMS)
SOMMAIRE
1. Eoliennes et module d’Young
3
2. Réminiscences
8
3. In the pursuit of a myth
12
4. Pour l’enseignement de l’histoire et de la géotechnique
15
Michel Gambin
Note Technique, 26 novembre 2009
Michel Gambin & Roger Frank
ISSMGE Bulletin: Volume 3, Issue 2, March, 2009
Michel Gambin
The 3rd International Conference on Site Characterisation, Taipei, 2008
Michel Gambin & Jean-Pierre Magnan
Congrès International sur la Formation en Géotechnique, Sinaïa, 2000
NOTE TECHNIQUE (26 novembre2009)
Eoliennes et module d’Young
Michel Gambin
Au cours de la réunion technique du CFMS sur les éoliennes j'avais promis de faire parvenir au CFMS
une Note Technique sur le "Module d'Young" : la voici.
Je souhaiterais que cette note reçoive une grande diffusion au sein du CFMS, car comme le dit Olivier
Combarieu : " L'erreur provient du fait qu'on applique aux sols des modèles de calcul par élément finis
développés pour des matériaux pour lesquels la théorie de l'élasticité est tout à fait acceptable" .Il
ajoute : "Maintenant, en France, on ne maîtrise plus la situation et je crois que cela mériterait au
niveau national une réflexion d'envergure. Je suis très surpris de voir que, au sein de certains Projets
Nationaux, dans les travaux présentés par des participants, les sols compressibles sont caractérisés
par un module d'Young et un coefficient de Poisson ! "
Ne devrions nous pas ouvrir un "libre débat" sur le sujet, en lançant une "tribune" sur le site Internet
du CFMS (une nouvelle rubrique apparaîtrait dans la liste de gauche - "roster" en américain - de la
page d'accueil de notre site) qui serait amorcée par ce texte et un commentaire d'Olivier Combarieu ?
Au cours de la réunion technique du CFMS du 20 octobre 2009 sur les éoliennes, plusieurs
conférenciers ont insisté sur le rôle du « module d’Young » dans le projet de fondation des
éoliennes pour respecter les règles industrielles des fournisseurs des appareils.
Or si je me réfère à la communication exhaustive d’Olivier Combarieu sur « L’usage des
modules de déformation en géotechnique » parue dans la Revue Française de Géotechnique
N° 114 du 1er trimestre 2006, je n’y voit jamais apparaître l’expression « module d’Young » !
C’est que, malgré les quelques références au « module d’Young » dans l’Eurocode 7 i, le
module d’Young n’a pas de sens intrinsèque !
Reprenons la figure 5.6 du cours de G. Philipponnat & B. Hubert sur « Fondations et ouvrages
en terre » (Eyrolles, 2001, 2ème tirage de 2002 ii), l’ouvrage en français le plus récent sur notre
sujet. Cette figure exprime la relation entre σ, la contrainte principale majeure appliquée à un
échantillon cylindrique soumis à un essai triaxial et
ε, la déformation relative (dh/h) qui en
résulte.
-3-
Sur cette figure on met en évidence qu’il existe sur un seul échantillon une infinité de
« modules de déformation » :
- des modules tangents, pente des droites de type (1), variables en tout point de la
courbe
- un module à l’origine Eo , pente de la droite (2)
- des modules sécants entre les 2 points A & B, pente des droites de type (3)
- et des modules entre l’origine O des coordonnées et tous les points A sur la
courbe.
Quand l’abscisse du point A est la moitié de la contrainte de rupture, on a le fameux E50 des
programmes PLAXIS.
Même dans l’hypothèse où le sol se comporterait comme un matériau parfaitement élastique,
linéaire et donc réversible, la grandeur "module de déformation" n'est pas une grandeur
évidente, sa définition n'étant connue qu'à l'échelle d'un élément cubique infinitésimal
εx = 1/E [σx - ν (σy + σz)]
et les 2 autres formules associées donnant εy et εz.
Le passage à un sol de fondation soumis à un chargement est toujours risqué, en raison :
- de la variabilité des caractéristiques mécaniques du sol étudié,
- d’une certaine méconnaissance de la répartition des contraintes dans le sol
- de la non linéarité des déformations en fonction des contraintes et
- du phénomène de dilatance.
Le dernier point a son importance, car les 3 formules données ci-dessus n’entraînent qu’une
seule propriété : la déformation des solides n’est provoquée que par les seules contraintes
normales.
Or, dans les sols, c’est le cisaillement qui est à l’origine d’une grande partie des tassements.
La première communication sur ce sujet est celle de Roscoe, K.H., Schofield, A.N. et Wroth,
C.P. : On the Yielding of Soils, dans Géotechnique Volume 8, Issue No.1, p.22-53, 1958.
-4-
C’est D. J. Henkel (Géotechnique, Vol. 9, No.3 p.119-135, 1959) qui avait fait la synthèse sur
la possibilité d’exprimer les déformations supplémentaires (dilatance ou contractance) à partir
du cisaillement octaédrique τoct (toujours sur un élément infinitésimal), dont le carré vaut
théoriquement
(1/9) [(σ1 – σ2 )2 + (σ2 – σ3 )2 + (σ3 – σ1 )2 ]
et où les σi sont les contraintes principales appliquées au petit cube iii.
Ainsi l'étude analytique fine est-elle stérile et seule l'étude synthétique globale apporte une
réponse pragmatique au géotechnicien.
Revenons donc maintenant au concret : quand on me demande quel serait le module
traditionnel du sol, je dis simplement
« Observez le tassement s de la fondation ou calculez son tassement par une méthode sûre
et, par une analyse en retour, déduisez EY de la formule du mathématicien Boussinesq pour la
même fondation
s = Cf [(1- ν2)/ EY ] B q
où s a été calculé ou observé, et Cf , B et q sont connus ».
J’avais été satisfait de constater qu’Olivier Combarieu utilise la même démarche dans son
article dans la RFG N°114 de novembre 2006, p.22, avec une variante : au lieu de la formule
de Boussinesq, il prend la formule présentée par Giroud pour ses tables de 1972-73, laquelle
intègre le facteur de Steinbrenner.
Je rappelle que c’est de cette façon que le « coefficient de raideur » ou « module de réaction »
du sol (supposé constant pour une largeur du semelle donnée) est calculé quand on traite des
déformations des poutres sur sol élastique, à partir des résultats des essais pressiométriques
(Apagéo, Brochure dite « D 60 », § 4.9, p. 53-54, mise à jour de 1998 pour être en conformité
avec l’Eurocode 7).
Il nous reste encore deux « modules » à étudier,
-
le « module oedométrique » qui est une invention française, car pour les
promoteurs de l’essai oedométrique, le seul paramètre relativement constant dans
les plages de pression des ouvrages de génie civil, c’est l’indice de compression
Cc mesuré sur les graphiques de l’essais en coordonnées semi-logarithmiques, et
-
le module pressiométrique Ménard EM dont l’utilisation pour l’estimation des
tassements a été étudié de 1960 à 1965.
En ce qui concerne le « module oedométrique iv » ou mieux Cc, son utilisation (dans une
formule logarithmique impliquant Cc) pour estimer le tassement de semelles de dimensions
variables, donc sujettes à des tassements différentiels non négligeables, est limitée aux
couches peu épaisses, et drainées sur au moins une face, à moins d’opter pour une fondation
profonde.
-5-
En ce qui concerne le « module pressiométrique »v, son utilisation fait intervenir plus de
paramètres que les formules de Boussinesq ou de Giroud vi, car la formule de l’estimation du
tassement de Ménard intègre les recherches expérimentales des Professeurs Terzaghi et Peck
avec lesquels il avait travaillé 1 an et demi en 1955 - 1957. C’est l’ensemble des phénomènes
pris en compte par ces recherches qui sont exprimés par le coefficient de structure α, et
donnent à sa formule une grande fiabilité, à condition que les essais pressiométriques soient
réalisés correctement !
Je conseille toujours de revenir aux sources et de relire l'article de Ménard et Rousseau dans
Sols-Soils N°1 (juin 1962). Avant de le lire, on doit se rappeler que Louis avait déjà écrit sa
communication pour le Congrès International de Paris (1961) où il expose ses vues sur le
module de déformation E, une fonction décroissante de l'intensité de la contrainte. Et quand
on lit ce premier numéro de Sols-Soils, on est étonné que chaque mot compte, chaque figure
est novatrice ... et qu’on dénombre au moins 4 modules différents :
- E, le module pressiométrique Ménard, ou module « pseudo-élastique »
- Eε , le module de micro-déformations , le seul véritablement « élastique »
- Ea , le module « cyclique » (appelé, à tort, module alterné dans la
-
communication) et
E+, un module très voisin du « module oedométrique ».
Foin des corrélations hasardeuses : si vous voulez obtenir un « module d’Young » équivalent
pour votre fondation, utilisez l’une des 2 méthodes pratiques données ci-dessus. Mais
n’oubliez pas que vous serez amenés à travailler par approximations successives, puisque la
largeur de la fondation est un paramètre des formules, d’autant plus que d’après les règles de
construction des industriels fournissant le matériel, vous risquez de devoir modifier votre
projet selon que « EY» est inférieur à 15 MPa, compris entre 15 et 50 MPa ou supérieur à 50
MPa.
Peut-on terminer en citant mon Professeur Jean Kérisel qui écrivait dans son Traité de
mécanique des sols publié en 1956 avec le Prof A. Caquot (Gauthiers-Villars éditeur), p.129 :
« Aussi bien pour les sables que pour les argiles, il n’y a pas de module d’Young invariant ».
i
Dans l’Eurocode 7-1, traduit en français dans la norme AFNOR NF EN 1997-1 de juin 2005, on lit au
§ 3.3 Evaluation des paramètres géotechniques, que
- pour le sol on mesure une raideur du sol (§ 3.3.7). Ce terme de « raideur » traduit le mot anglais
« stiffness » de sens beaucoup plus général puisqu’il signifie l’« élasticité » en géotechnique.
- et pour la qualité et propriété des roches (§3.3.8), très exactement au § 3.3.8.2 « Résistance en
compression simple et en déformabilité des matériaux rocheux » on recommande de préciser
l’influence de la méthode de détermination du module d’Young et le(s) niveau(x) de la contrainte
axiale pour le(s)quel(s) il est(sont) déterminé(s)
Enfin, dans l’Annexe F, qui est seulement « informative », et relative aux « Exemples de méthodes
d’évaluation du tassement », après une méthode en « contraintes et déformations » donnée en F.1,
qui nécessite l’emploi de logiciels, il est proposé une « Méthode élastique ajustée » en F.2 où le
tassement s est donné par
-6-
s = p b f /Em
dans laquelle : Em est le module d’élasticité
et f
un coefficient de tassement qui, en sus de la forme et des dimensions de la
surface de la fondation, inclut « la variation de la raideur avec la profondeur », l’épaisseur de la
couche compressible, le coefficient de Poisson et la répartition de la pression de contact.
Quatre garde-fous sont donnés au sujet de cette méthode, dont les 2 suivants :
- « quand on ne connaît pas de valeurs de tassements utilisables », la « valeur de calcul » du module
d’Young drainé Em peut être estimée à partir de résultats d’essais in situ ou au laboratoire.
- il convient d’utiliser cette méthode seulement « quand la relation contrainte-tassement du sol peut
être supposée linéaire », - ce qui n’est généralement pas le cas -.
On remarquera enfin que dans la norme dite « d’application nationale », NF EN 1997-1/NA (ou P94
251-1/NA) de juin 2006, il n’est pas fait mention de “module dYoung”.
ii
Car le premier tirage avait une coquille en page 192. On y lisait Eoed = α . EM, au lieu de
Eoed = EM / α
iii
On trouvait une bonne présentation sur ce sujet dans le manuel "Principles of Soil Mechanics" par
Ron Scott, 1963 (chapitre 6). Il y a sans doute mieux maintenant.
Calculé pour trois contraintes principales en compression de valeurs très voisines, Eoed peut
s ‘exprimer en fonction de E (essai triaxial drainé) dans un matériau qui serait strictement élastique
par
E = Eoed [(1 + ν)(1 - 2ν) / (1 – ν)]
iv
soit pour un coefficient de Poisson (en conditions drainées) ν = 0,3 :
E = 0,74 Eoed .
Le module pressiométrique EM est calculé à partir de l’expansion radiale Δr de la paroi d’un forage
de rayon r sous l’effet d’une pression p croissant par paliers dans la phase « pseudo-élastique » de
réponse du sol à l’aide des 2 formules ci-dessous
v
Δr/r = [1/2G] Δp
EM = 2,66 G
Cette deuxième formule n’exprimant qu’une application numérique de la formule générale
E = 2(1 + ν) G, dans laquelle le coefficient de Poisson a une valeur conventionnelle de 0,33.
La phase pseudo élastique durant l’essai pressiométrique correspondant à des déformations relatives
-3
-2
du sol à la paroi du forage de l’ordre de 10 à 10 , la valeur de EM est, quant à elle, bien entendu,
unique. Réalité qui peut conduire à confusion, en raison de la multiplicité des autres « modules »
précédemment définis.
vi
Le facteur de Steinbrenner fait également partie de la fonction λ d (L/B).
-7-
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Reminiscences - II
Monsieur Michel (Mike) Gambin, France.
Interviewer: Roger Frank, Ecole des Ponts ParisTech (ENPC) and Vice President (Europe), ISSMGE (Email: [email protected])
Personal history of Mike: Civil Engineer (ENPC, 1954) MA (Harvard, 1955).
Born 2 Dec. 1930.
EDUCATION: Lycée Janson de Sailly, Paris (1936 – 1951), ENPC, Harvard.
CAREER: Director Les Pressiomètres Ménard (1958 – 1962), Director Techniques Louis
Ménard (1962 – 1978), Division Head Solétanche (1982 – 1992), Adviser Apagéo (1992
to date).
PUBLICATIONS: more than 200 papers on in situ testing, PMT, Dynamic Compaction,
vibrations in soils, soil liquefaction, etc.
E-MAIL: [email protected]
Frank: Dear Mike, we thought that as your education was completed more than 50 years ago in several countries, France, UK and
USA, and that you have worked all over the world, you could bring an unusual perspective to the Geotechnical community. This
interview will be a stone in the arch of your Golden Jubilee.
Mike: Yes, I did receive my education from some famous Engineers. Jean Kérisel who was President of the ISSMFE from 1973-1977
was my teacher at ENPC in Paris (1952-1953). Secondly I studied with Arthur Casagrande and Karl Terzaghi at the Graduate School of
Arts and Sciences Harvard University where I was the recipient of the Augustus Clifford Tower Fellowship for the year 1954-1955. I
was also granted a partial enrollment at MIT where I received additional lectures from two distinguished teachers, namely Prof. D.
W. Taylor in Soil Mechanics and T. W. Lamb on clay mineralogy. I was also trained in the UK with the contracting firm McAlpine in
1953 working on the foundations of Broms Hall II Power Station near Birmingham and, at Easter 1954, I visited Egypt, landing at
Alexandria from a Lloyd-Triestino regular steamer to visit Aswan Dam III under construction some years before the High Dam started.
Nowadays young students get scholarships to foreign countries very easily, and fly everywhere. In 1954, I reached New York City on
SS Ile-de-France and the trip back to my home country in 1955 was on the brand new MS United-States.
Casagrande and Terzaghi I still remember well, both were great men. Casagrande was a marvellous teacher: every student easily
understood his courses and his English was good. He would often refer to the experiences gained from his German colleagues before
WWII and to the theories of Prandtl, Hvorslev and others. His course on pore pressures and sand liquefaction was unforgettable.
Karl Terzaghi was teaching Engineering Geology which included site investigation. He was presenting his own expertise from dam
sites all across the world. He also talked about SPT and CPT and explained how the cone penetration test results could be improved
by various unusual techniques, such as slurry flushed upward above the tip.
His English was awful and I had to give my notes to my classmates for them to get a better understanding. What surprised me most
was the following advice: “Do not buy my book on Theoretical Soil Mechanics; what you really need to know is in my second book
written with Prof. Peck”. He would also say “These days, I spend more time and effort preventing design engineers using my theories
wrongly, especially that on the consolidation of thin normally consolidated clay layers, than I do on new research work”. I never
asked Harry Seed (class of 1947-1948) or Jim Mitchell (class of 1952-1953) if they remembered he had said so in years before. These
statements, however, are supported by a personal communication from Prof. Peck to the authors of a Technical Note in Volume XXXII
of “Géotechnique” (December 1982): “[Terzaghi] was not, as he was the first to admit, a theorist beyond the extent that seemed
necessary to understand the behaviour of earth material. (…) It might well be that, in Vienna, when Frölich and Terzaghi were
cooperating on their book, Terzaghi was more than happy to let Frölich elaborate on and manipulate the theory as much as he
desired”.
Frank: You then spent 30 months in the French Army for your National Service, being, during the last year, a Lieutenant in the
Corps of Engineers, partially acting as an instructor at the French Army School of Engineers in Angers. What then ?
Mike: I had been contacted by Prof. Kérisel to work with him at his newly opened Consulting Firm Simecsol in Paris, but the
shareholders of the recently incorporated company Les Pressiomètres Louis Ménard convinced me to join my younger ENPC classmate
Louis Ménard who had yet to perform his military service. In this way my professional life started and I am still in the same business,
more than 50 years later.
After his initial military training period, Louis got a good position with my help at the Army Fortification and Building Design Office in
Paris for the rest of his 30 months obligations and we could meet every day to run the company.
I knew about the patent that Louis had been granted for a new instrument to test the soil by borehole expansion, his pressuremeter,
but I had never seen the equipment. As a man of vision, in the draft of the patent he had said: “the equipment is used to
characterize the ground by a bearing factor” (see the facsimile of the handwritten draft in ISP5, Volume 2, p.55, lines 5 & 6 of the
introduction). This is what he demonstrated as early as 1962.
-8-
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Reminiscences (continued)
I found him drilling holes – 60 mm in diameter - with a hand auger up to 10 metres depth to insert his rubber clad pressuremeter
probe, and that by hand too. We soon started developing a drilling technique involving mud circulation to create a non-caving cavity
to perform pressuremeter tests (PMT) in loose sandy soils below water table. We tested the technique at various locations using
portable hand pumps as for plant treatment in gardens. We also tested larger probes in larger holes but we then got too many bursts.
After that, we started using conventional drill rigs with drag bits and also compressed air drifters since our aim was not to retrieve
core samples before testing but to get a borehole wall as intact as possible in all types of ground. I had to educate young farmers to
become drillers and pressuremeter operators. The fact that I had enlisted as a private in the Army helped me a lot. I had learnt how
to control men and equipment. We had more and more clients for site investigations with PMTs, mostly brought by the same
shareholders, since they had good contacts with the Paris Ministry of Public Works, with architects and with contractors.
At the same time as we improved the testing techniques, we had to develop the derivation of the parameters, the E-modulus,
derived from a G-modulus and now called EM and the limit pressure pLM. Then the theory behind these parameters had to be refined,
and the method of using these results in foundation design to be worked out. Louis Ménard’s main concern was to develop a
foundation design based on allowable differential settlement between footings by following the advice of Prof. Terzaghi (as in Article
54 of his book with Prof. Peck) and using the results of our tests.
For this reason the first papers were written on “the E-modulus as a function of the stress or strain level” (Paris 5th ICSMFE, 1961)
and “Settlements, New Trends” (Sols-Soils, 1962). They incorporated the decline (the American Geotechnical Engineers would say:
degradation) of EM as a function of strain level (with the first diagram of that sort in the geotechnical literature) and the importance
of the shear effect on the settlement of footings on relatively homogeneous soils. Unfortunately, these papers were written in
French and were barely noticed in the Anglo-Saxon world. Still, it was the start of a new vision of soil “elasticity”.
We undertook a large number of full scale vertical bearing capacity and settlement tests on shallow footings and piles in the
basement of our newly built office building at our Centre d’Etudes Géotechniques near Paris, using its huge specially designed beams
to provide the required reaction. The whole building would hiss each time the ultimate load was reached. Then papers on “bearing
capacity at failure from PMT” were published (Montreal 6th ICSMFE, 1965) where the replacement was proposed of the Terzaghi
bearing capacity equation by one involving (1) the soil reaction to borehole expansion as defined by pLM and (2) a “relative depth”
concept. A paper on the “Settlement of piles” (Sols-Soils No.7) followed based on a totally new concept far from that of GorbunovPosadov.
Geotechnical Engineering was greatly changed. Not only were clients flocking into our offices but Engineers from all over the world
came to listen to us. Prof. J. Schmertmann probably wrote his paper on settlement prediction from CPT results after his meeting
with Louis in the late 1960s. Nevertheless, old habits remained and only a few adopted our views, which were before their time.
At this time we submitted geotechnical reports based on the results of PMTs to design most of the underpasses and overpasses of the
well-known Boulevard Périphérique of Paris, the riverside Voie Express Georges Pompidou, and the A1, A7, A10, A11, A13 motorways
radiating from Paris. Our partners did the same in the other regions of France. Among them, the network of the LPC (our FHWA), was
very active. They undertook research work, either on theoretical points or on more load tests on prototype foundations. You will
remember, Roger, your PhD work at that time on modelling pile settlements and its further developments.
Frank: Your team was one of the first to undertake full scale horizontal loading tests on piles and on sheet piles ?
Mike: Yes we were. After a first series of lateral loading tests on piles performed in the quicksands of Mont St. Michel Bay by Louis
Ménard, a second series was undertaken at the Centre d’Etudes, and completed by tests in Japan by Dr. H. Mori. That was only a few
years after Ken Roscoe had said “[at that time] Soil Mechanics theories did not contain any mention of displacement, except for
vertical settlement. Presumably the designer was meant to assume that the foundation did not move until the soil failed and then
the movements were catastrophic”. The research work on the application of the results of PMTs to the design of laterally loaded
structures lasted until the late 1960s with several papers, among them “Lateral loading of short piers” and ”Lateral loading of
flexible piles”. The “Design of Sheet Pile Walls” followed involving new computer programs developed by our team.
Frank: In the same time you became busy at sea ?
Mike: Yes, in the mid 1960s Insurance experts started to ask us to check the security of exploratory jack-up drilling barges at sea for
the oil industry. The soil response to a pressuremeter test was very similar to the soil response under each jack-up barge spud leg
when the whole barge is ballasted so long as each leg is forced down in turn to refusal. I remember that once we predicted a spud
depth penetration below mud line, not knowing the platform was of a new design where the 4 legs are pushed together. Further, the
barge was tugged to its location as the monsoon was starting. The soil liquefied simultaneously under all the spuds due to the effect
of the ocean swell and the oil company had to return the barge to port, and wait for the next dry season.
For that sort of soil investigation, we developed a hydraulic vibro-hammer which could drive the PMT probe deep enough below the
spud depth penetration and could easily work from any ship. We also used the pressuremeter for many other types of off-shore jobs:
not only for oil production platforms in the Mediterranean Sea, the Arabian Gulf, or the South-East Asian Seas, but also for floatingstorage-and-offloading buoy anchors. The vertical forces on these piles and the tractive efforts on the anchors is up to ten times that
which we find on land. Dimensions are according, i.e. piles of 2 metres and more in diameter. Soil liquefaction could occasionally
occur. Off-shore Tunisia a pile designed for an embedment of 45 m sank in seconds to 100 m below mud line. In the Macassar Strait
the owner followed our recommendation. He stopped driving piles at the recommended depth and without observing refusal. Next
month, none of the piles would move when re-driven.
-9-
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Reminiscences (continued)
In 1969 I was also involved in the design of one of the first submarine off-shore oil reservoir in the Trucial States – now the United
Arab Emirates. Not a single private automobile on land but one traffic light. To cross the creek, you had to whistle the ferryman.
Then, we slept on the floating pontoon in portacabins. One night, a strong gale arose, the anchors and the electric generator failed
and then no radio. We finished stranded along the Sir Bu Nu’air Island, a territory claimed by Iran… Next afternoon, a search boat
found us.
Piers for bridges crossing straits can also raise problems. I remember arriving at the Messina Strait in 1969: “- Where is the platform
?”, “ – Oh, my gosh, it has disappeared !”. It was a monopod platform resting in 100 m of water and tied by 12 anchors. One failed
and the monopod crashed to the sea bottom. We returned a few months later for PMTs up to 160 m depth under a 4 leg platform.
The bridge is not yet constructed, but it is now designed for piers on land.
I must say, each off-shore site investigation was a real adventure.
Frank: Coming back to land, what about Dynamic Compaction ?
Mike: This is another series of patents of Louis Ménard’s, which might have been based on two Soviet processes, one to treat loess
where you tamp the soil with a heavy pounder and the other to densify thick layers of granular fills below water level – as sea dikes –
by using explosives. The second method had been tried during the construction of Franklin Dam in the USA in the 1930s but with no
follow up. The secret was to have discrete tamping points on the ground surface and to tamp a defined number of blows at each
spot. Prints can be more than 2 metres deep, the car gives the scale of the prints on the photograph. Densification is not just
obtained by compression, but more by the shear effect, a point which is not always understood. Success came immediately because
Louis checked the resulting improvement by using his pressuremeter. Had he not be able to, it would have taken years before
international recognition. Dynamic compaction is mostly aimed at increasing the EM yielded by PMTs. Bearing capacity at failure can
also be increased but generally at a lesser rate. CPT is not a suitable tool for that sort of quality control, since it only yields a failure
parameter qc. Further, when the soil went through a liquefaction phase, liquefaction may re-appear and qc dramatically decrease
during acceptance tests.
I designed many big jobs in France and around the world: the new air-strip at Nice on French Riviera, on crushed rock, the first phase
of the new Changi Airport at Singapore on sand fill over marine clay, new ship-building yards in Sweden, Nigeria, Iran, etc. Also the
soil treatment for large factories or warehouses in Sweden again, in Bangladesh, Indonesia, Korea, mainland China, etc. I was
involved in the design and construction of the Chek Lap Kok airport of Hong-Kong, and various dams foundation in Mexico, Thailand,
etc. I remember having to design a soil improvement scheme in South-East Asia based on a soil report submitted by a Western firm.
Identification parameters were fine, except everyone forgot about quoting bulk density. The first time I visited the site I was
horrified for it was pumice and we never could have achieved the expected EM. However, the owner was so satisfied that I worked
for him as a consulting engineer on many other big projects.
Frank: What about your experience as a Managing Director overseas ?
Mike: In the mid-seventies I was in charge of Ménard Techniques Ltd, in Aylesbury, North-West of London and I designed several
dynamic compaction jobs over old fills for new roads projects around London. I was helped by Malcolm Puller and Turlough Bamber.
We had Joint Venture agreements with Cementation Piling and GKN who later bought up Keller. In the late seventies, especially
after the untimely death of Louis Ménard, I managed Ménard Inc. in Pittsburgh, at that time the heart of soil improvement, with the
head offices of Vibroflotation Inc. and Hayward-Baker Inc., which later was also bought by GKN-Keller. There, Techniques Louis
Ménard Company had a joint venture with Elio D’Appolonia Inc. and we got much support from his son David. I undertook 3 jobs then,
one in Santa Cruz south of San Francisco for the State of California, one east of Chicago along Lake Erie for a large tank farm and one
in Baltimore, all based on the experience of a first job in Jacksonville, Florida. American Engineers did not waste time and started
imitating us, initially for densification of old fills on FHWA projects. Now, several big American firms offer this method which has
become public property.
Frank: Mike, I think that during all these years you always had extra-curricular activities ?
-10-
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Mike: You are right, Roger. Already, at high school, I was editing a weekly newspaper Le Lycéen on mimeographed sheets and which
included an editorial, detective stories, games, a movie chronicle, etc. Some years later I was involved in many student associations.
This is how I was in the French delegation invited by Frei Universität Berlin in 1951 to counterbalance the gigantic World Peace Youth
Meeting organized by the USSR in Berlin. There I was really impressed by the power of the USSR and decided to learn more about it.
This is why I learned Russian during my military service, which helped me much later to win a court case for patent infringement as a
defendant, since the patent method on which the plaintiff based his action was partially described in the Soviet Geotechnical
Magazine the year before his patent application.
I was an active member of the UGE, the French Engineering Students Association, and I represented the UGE at the first meeting of
the European Federation of Engineering Students in 1953 in Ghent. I rapidly became Vice-President of the Paris Division of the
Mutuelle Nationale des Etudiants de France (MNEF) which was running the social security for students and later I became Secretary
General at the national level of the MNEF.
I don’t know whether my involvement in the editing and publication of Sols-Soils magazine from 1962 to 1980 can be considered as
extra-curricular or not. The 35 issues not only contained prominent papers either in French or in English on Geotechnical Engineering
but also included abridged translations of papers published in German, Russian and even Japanese.
The same question occurs with my introducing an additional Working Group (No.5) to CEN TC341 to write the EN ISO Standards on
Expansion Tests in Boreholes, which naturally includes the Ménard pressuremeter test.
During all my years of demanding professional activity from 1958 to 1992, I could not commit myself to participate in associations on
a voluntary basis. We could simply entertain friends and clients in our flat overlooking the River Seine on the Isle Saint-Louis. Among
many others, delegates of Japan, USSR and China would often visit me.
Frank: Now, what about your involvement within ISSMGE ?
Mike: As I said, my activities would not permit any large commitment to any type of Association or Learned Society. However, as
early as 1987 I initiated a European Regional Technical Committee No.4 on Pressuremeters which produced a report for the European
Conference held in Florence in 1991. This Committee became ISSMGE Technical Committee No. 27 (see the photo) which produced
another report for the first International Conference on Site Characterisation in Atlanta (1998). TC 27 was merged with TC 16 which
thus became devoted to all types of in situ testing. I was a member of TC 16 until 2001, and I remain a friend.
From 1998 to 2002, I was Vice President of CFMS, the French Geotechnical Society and from 2001 to 2005 I was an appointed member
of the ISSMGE Board.
Being a francophone Engineer, I thought it my duty to transfer our Geotechnical knowledge to our friends in Africa and to some
other, more isolated places, I am thinking of Haïti for instance. So, with the help of the newly formed CFMS Committee for a
Francophone Cooperation, which included academics and engineers from Belgium, Switzerland and Canada, we collected the
addresses of francophone higher education establishments overseas. The first Francophone Geotechnical Libraries partially funded by
ISSMGE were distributed during a first meeting held in Marrakech, Morocco, in September 1996. In the meantime I had started to
translate the “ISSMFE News” and mail it. Then from December 1995 on, I edited, with the financial help of ISSMGE, a quarterly
Lettre de la Géotechnique which is still in existence and now posted on the ISSMGE website. After that, I thought it necessary to set
up an ISSMGE Member Society representing the French speaking African Geotechnical Engineers and Academics: the CTGA or Transnational African Geotechnical Society which gathers those dwelling in the 20 African francophone countries - excluding the 3 North
African ones who have their own Society. Finally, in 1998, with the help of my former college ENPC, and with you, Roger, I set up a
yearly 3-week program of Continuing Education for African Engineers, held in Paris. Along the same line, I tried to bring francophone
lecturers to the Annual General Meetings of the CTGA to help the development of sound geotechnical engineering in Africa.
Frank: And in conclusion ?
Mike: My task, I think, will last as long as my life. It is difficult for me to see that the message from Louis Ménard dating back to the
early 1960s has not yet been accepted by the whole Geotechnical Community, although the number of instruments sold has now
passed the 1000 mark. Sometimes, I hear “what is new with foundation design using PMT ?”. The answer is “The whole basis was set
up in the 1960s and only refinements can be worked on”. A few books were devoted to the pressuremeter and its use in design, but
none of them really stressed the basis on which Louis Ménard developed his 2 simple equations on soil displacement and soil failure
under load based on PMT results. Even now, teachers and students are still much too happy to work on mathematical theories they
enjoyed so much during their college years and forget about the reality of soil. Use of more and more effective computer software
makes them think that soil behaviour is in the memory of their electronic devices. I was very puzzled when I saw the cover of an
ASCE magazine on student theses showing a young student in front of a computer key-board !
Last year I wrote a paper on the fallacy of the Terzaghi (or Frölich ?) equation for footing bearing capacity (ISC‘3). This was already
implied in the Terzaghi and Peck book, page.420-422 (1948 edition). Since 1994, J.-L. Briaud has worked on this subject and has
reached the same conclusion. This year or next year, health permitting, I shall write a paper on “Settlement and shear”. For the
first International Conference on Education in Geotechnical Engineering, in 2000, I have written a paper on the history of defunct
Soil Mechanics theories. I would like the theories of the first half of the 20th Century to be at least limited to their own region of
application and, better, superseded by newer concepts in these days of sustainable development.
-11-
THE 3rd INTERNATIONAL CONFERENCE ON SITE CHARACTERISATION, TAIPEI, 2008
In the pursuit of a myth
M. Gambin
Apagéo, Magny les Hameaux, France
ABSTRACT: This paper gives the views of a Senior Geotechnical Engineer on the compared “rigor” of the
design of foundations based either on lab tests results or on in situ tests.
1 INTRODUCTION
ground is incompressible and has no weight, except
as an overburden.
By using the Rankine earth pressure theory and
rotating the wall 90°, Prandtl (1920 & 1921) could
give the total load leading to failure for the unit
length of a strip footing with a width B, exhibiting a
rough base and resting on a cohesive material as:
I am always surprised when I read : "All new procedures for foundation design using in situ tests results
are shown to perform well and often better than
more rigorous approaches based on lab tests” (undisclosed authors, 2001). Are these methods based
on lab tests so “rigorous” indeed ? Don’t they exhibit some shortcomings ? It is what I shall investigate.
The reason for this belief of a rigorous nature
granted to the academic approach of foundation design is certainly due to the way physics, and geotechnical engineering as well, are taught. Principles
and theories are delivered by professors in a straightforward way since they have to be considered as the
truth by the young students if they want to pass their
exam.
But Geotechnical Engineering theories have their
shortcomings, which are not always sufficiently
pointed out and they may be replaced by other theories periodically. In another paper (Gambin & Magnan, 2000) I already exemplified the large variations
some geotechnical theories underwent over the past
5 decades and how some of them were detracted
from their original aim.
Ql = B c Nc
(1)
Later Reissner (1923) gave the differential equations which rule the influence of the overburden on
the bearing capacity of a strip footing at a depth D
as:
Ql’ = B γD Nq
(2)
Finally, an estimation of the third term was proposed by Terzaghi himself (1943) :
Ql’’ = ½ B2 γNγ
(3)
Terzaghi then proposed to add the 3 terms to obtain the critical bearing capacity Q of a strip footing
Q = Ql + Ql’ + Ql’’
(4)
As a matter of fact the shear surface which yields
to failure in each case is not the same. Terzaghi reported the difference in his figure 38, stating that the
error made by directly adding (1), (2) and (3) was
less than 10% and on the safe side.
More can be read elsewhere (Scott, 1963): “Thus,
for most materials, the superposition solution will
not correspond to the solution which would be found
by means of a single exact analysis in which all material properties were included. (…) An exact solution is no longer being sought in the sense of either
an integration of the basic equations to a closed ana-
2 THE TERZAGHI BEARING CAPACITY
EQUATION
This equation for shallow strip footings (Terzaghi,
1943) is the oldest of the so-called “rigorous” methods. It was built up in 3 stages, assuming that the
-12-
other than approximate methods are needed”. After
submitting their bearing capacity equation for strip
footings, in terms of total load and not pressure, they
even state that : “for spread [or pad] footings, not
even an approximate theory is available”. Nowadays, this non rigorous method is still in use.
In the same article they propose to obtain the distribution of the failure load on the base of the footing. Same observation : “it may be determined approximately by a procedure similar to that used for
determining the point of application of the resultant
passive earth pressure”. And this pressure distribution is never uniform.
In the second edition of Terzaghi and Peck text
book (1967), in the same article, now numbered 33,
p.218, one can read : “Furthermore, the existing
theories commonly assume that the volume of soil
does not change as the critical load is approached.
Yet, these shortcomings are not of serious practical
importance because the accuracy of even approximate solutions is limited by our ability to evaluate
the appropriate physical properties of the soil that
enter into the equation rather than by the defects in
the theories themselves.”. And p.219 : “A rigorous
general solution for the bearing capacity under these
conditions has not been obtained but solutions for
particular cases are available”.
It can also be observed that between 1943 and
1948 Terzaghi gave up the extension of his theory to
the assessment of the bearing capacity of piles as
submitted in Article 50 of his first book, a method
which has still been the basis of hundreds of theses
although it was bound to disappear, as already expressed during what can be considered as the 2nd
European Conference on Soil Mechanics in Paris in
1952 ( Skempton & al., 1953).
There is even more, regarding the use of this Terzaghi equation. In the 3rd Part of their book “Problems of Design and Construction”, Terzaghi & Peck,
pp.420-421, state that, except where “the footing
rests on loose sand at or below the water table, and
if, in addition, the width B of the footing is less than
about 6 ft”, no stability computation is necessary if
the customary allowable pressure on sand is used.
This is because 2 terms of the equation are a direct
function of B. “Hence, under normal conditions the
allowable soil pressure on sand is determined exclusively by settlement considerations”. Consequently,
and this is also true for footings on clay, it is recommended to check that the soil is rather homogeneous by some sort of soundings.
lytical form or a numerical process of integration,
which, if the errors are controlled, can closely approach an unobtainable analytical solution”.
In the same time, Sokolovski (1942) and Hill
(1946) had proposed improvements to the Rankine
theory and the above mentionned terms without
reaching perfection, the second pinpointing that the
“velocity” criteria are not satisfied in the region of
the solution.
Then D. W. Taylor (1948) emphasized in his article 19-11 on the 2 cases already exemplified by Terzaghi : the general shear condition and the local
shear condition, quoting the first author : “ we specify arbitrarily , but in accordance with current conceptions, that the earth support has failed as soon as
the [settlement] curve passes into a steep and fairly
straight tangent [to an hypothetical vertical asymptote]”.
Later Meyerhoff (1963) and Brinch Hansen
(1968) calculated new values for Nγ. Many text
books authors let their readers choose between the
various values submitted (Craig, 1992). Further, it
must be reminded that in many countries the friction
angle is derived from the blow count of a simple
SPT site investigation.
3 THE LIMIT ANALYSIS BY FEM.
With the extension of the limit analysis to Soil Mechanics, it became apparent that the Terzaghi solution was typically the lower bound solution, when
the upper bound one could be, for example, that one
described by Schofield and Wroth (1968) which
predicts the kinematics of soil bodies using the critical state concept.
The Finite Element Method together with computer-aided numerical resolution has given the opportunity to combining deformations and stability in
limit analysis.
But then, there is no more a unique “rigorous” solution. Still, by using a regularized kinematical
analysis Magnan & Droniuc (2000), Droniuc &
Bourgeois (2003) submitted several cases of footing
bearing capacity in hazardous cases, especially in 3
dimensions. However this method is very heavy and
cannot be used on a daily basis.
4 THE PRACTICE BY TERZAGHI AND PECK
It then becomes interesting to return to the way the
practicing Geotechnical Engineers work.
In this respect, the observation of Terzaghi and
Peck in their book dating back to 1948 is still valid.
In Article 29, in the Part on “Theoretical Soil Mechanics”, p.169, it can be read :”Accurate methods
for computing the bearing capacity of rough footings
are not yet available, but for practical purposes no
5 FOUNDATION DESIGN USING IN SITU
TESTS RESULTS
Especially since the time Louis Ménard launched his
pressuremeter in the early 60’s, there has been a
greater and greater trend to compare the way the soil
-13-
MPM or CPT tests (in French), Bull. liaison LPC, No.113,
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Terzaghi, K. & Peck. R. (1948) Soil Mechanics in Engineering
Practice, New York: Wiley.
reacts to borehole expansion tests, cone penetration
tests, and others, with the way the soil reacts under
either footings or piles, rather than to try to extract
fundamental parameters values from the test results
to work out “rigorous solutions”.
Skempton (1953), Ménard (1962) and Vesic
(1972, 1977) were among the first to propose to use
an elastic plastic theory to build a comparison between the expansion of a cylindrical or spherical
cavity in the soil and the soil behaviour around a
foundation, both in stresses and strains. This theory
is finally much closer to real working conditions of
the soil than the soil bearing capacity theories of the
first part of the 20th Century.
However the soil disturbance due to the installation of the foundation must be taken into account
and full scale experiments are essential to adjust the
numerical factor involved in the now well known
Ménard equation:
ql – qo = k.(pl – po)
where :
ql is the critical bearing capacity
qo is the vertical pressure at rest
k is the Ménard bearing factor
pl is the Ménard limit pressure
po is the horizontal pressure at rest.
This adjustment must be done for each type of foundation and for each type of soil once for all (Bustamante & Gianeselli, 1981).
Later, the same approach was used with the CPT
results leading to a more or less comparable method
(Bustamante & Gianeselli, 1982).
New refinements in the theoretical comparison of
the cavity expansion and the soil reaction below a
footing or a pile are constantly proposed ( Bouchelaghem, 1994 ; Salgado & al, 1997) and it is expected that these design methods shall be more and
more used (CEN Eurocode 7-2, 2007)
6 CONCLUSION
There seems to be no chance to derive a “rigorous”
solution for predicting the bearing capacity of a footing or a pile using laboratory tests results. There is a
very good way to obtain a valuable answer to this
problem by using the convenient design rules
(Clarke, 1995) associated with the results of typical
in situ tests. Finally, the expertise of the Geotechnical Engineer is of prime importance.
BIBLIOGRAPHICAL REFERENCES
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French) Thesis, Ecole des Mines de Paris.
Bustamante, M. & Gianeselli, L. (1981) Prediction of pile bearing capacity under vertical loading based on the results of
-14-
Pour l’enseignement de l’histoire de la g•otechnique
Teaching the history of geotechnical engineering
M. Gambin
Äcole Nationale des Ponts et ChaussÅes, Paris, France
J.-P. Magnan
Laboratoire Central des Ponts et ChaussÅes & Äcole Nationale des Ponts et ChaussÅes, Paris, France
R‰SUM‰: L’enseignement de l’histoire de la g•otechnique offre aux enseignants des solutions pour int•resser les •tudiants, leur montrer l’•volution progressive et la relativit• des connaissances, illustrer le rŠle de
l’observation et de l’analyse exp•rimentale dans l’activit• des ing•nieurs et faire comprendre les particularit•s
de la g•otechnique par rapport aux sciences math•matiques et m•caniques, qui s•duisent souvent les •tudiants
par leur rigueur formelle. La communication examine les sources d’informations sur l’histoire de la g•otechnique et les relations entre les •volutions de la g•otechnique et le progrƒs g•n•ral des techniques. Elle d•veloppe ensuite des exemples concernant le calcul de la portance des pieux, la th•orie de la consolidation dynamique et les calculs des pressions sur les ouvrages.
ABSTRACT: Teaching the history of geotechnical engineering gives an opportunity to draw the students attention, to show them the constant evolution and relativity of knowledge, to illustrate the role of observation
and experimental analyses in the activities of engineers and to help the students in understanding the particularities of geotechnical engineering with respect to mathematical and mechanical sciences, which often seduce
the students by their formal perfection. The paper first examines the information sources on the history of
geotechnical engineering and the links between its evolution and the general technical progress. In a second
part, examples of the historical development of calculation methods for the bearing capacity of piles, of the
theory of dynamic consolidation and of the computation of pressures on structures are presented.
1 INTRODUCTION
L’enseignement de la g•otechnique peut ‚tre envisag• et organis• de nombreuses maniƒres. La priorit•
peut ‚tre donn•e „ la description des mat•riaux ou „
celle des modƒles ou rƒgles de calcul, voire des
normes. On peut donner de la m•canique des sols
une vision stable et … d•finitive † ou au contraire insister sur le caractƒre partiel et •volutif de modƒles
qui sont utilis•s „ une •poque donn•e pour d•crire la
partie du comportement des sols qui d•termine le
comportement d’un ouvrage. Le choix entre ces approches d•pend de la personnalit• des enseignants,
de leurs exp•riences personnelles, mais aussi des caract•ristiques g•n•rales du systƒme d’enseignement
du pays o‡ l’on enseigne.
En France, par exemple, les •tudiants qui commencent l’apprentissage de la g•otechnique vivent
dans un systƒme de pens•e d•ductif et trouvent souvent arbitraires et non scientifiques les th•ories
qu’on leur enseigne en g•otechnique. Ils attendent
un corpus d•ductif et ne comprennent pas que l’on
utilise des th•ories simples (simplistes) et apparemment ind•pendantes pour d•crire diff•rents compor-
tements d’un m‚me mat•riau. L’introduction de r•f•rences historiques contribue „ justifier les pratiques de l’ing•ni•rie g•otechnique.
D’autres raisons militent pour l’introduction de
l’histoire des sciences (au moins de la g•otechnique) dans l’enseignement :
 la g•otechnique •volue mais la pratique n’•volue
pas simultan•ment dans tous les pays et il est indispensable de connaˆtre des th•ories et m•thodes
qui datent d’•poques diff•rentes mais coexistent
actuellement ou ont •t• utilis•es pour la conception d’ouvrages anciens ;
 la science appliqu•e ne peut s’enseigner comme
une v•rit• hors de tout contexte ;
 l’enseignement de l’histoire offre un moyen
d’int•resser voire captiver des •tudiants qui ne
sont souvent plus capables de s’int•resser en continu „ l’expos• m•thodique des th•ories et pratiques d’une discipline comme la g•otechnique ;
 il permet de montrer l’•volution et donc la relativit• des th•ories les mieux structur•es et de montrer les d•marches suivies par les chercheurs et
les ing•nieurs pour faire •voluer les connaissances.
-15-
Gr‹ce „ l’histoire, l’enseignant illustre plus facilement le rŠle de l’observation et de l’analyse exp•rimentale dans l’activit• des ing•nieurs et fait mieux
comprendre les particularit•s de la g•otechnique par
rapport aux sciences math•matiques et m•caniques
qui s•duisent beaucoup d’•tudiants par leur rigueur
formelle.
Cette communication examine les pr•sentations
possibles de l’histoire de la g•otechnique puis donne
quelques exemples pour illustrer l’importance de son
enseignement.
2 LES HISTOIRES DE LA G‰OTECHNIQUE
Il existe de nombreuses sources d’information sur
l’histoire de la g•otechnique et de la construction
des ouvrages g•otechniques. Certains ouvrages sont
sp•cialis•s sur l’histoire d’une technique. On peut
donner comme exemples, sans ‚tre exhaustif :
 Golder H.Q. (1948) Coulomb and earth pressure.
G•otechnique, vol. 1, nŒ1.
 Skempton A.W. (1949) Alexandre Collin. G•otechnique, vol. 1, nŒ4.
 K•risel J. (1956) Histoire de la m•canique des
sols en France jusqu’au 20ƒme siƒcle. G•otechnique, vol. 6, nŒ 3.
 Glossop R. (1960) The invention and development of injection processes : 1802-1850. G•otechnique, vol. 10, nŒ3.
 Glossop R. (1961) The invention and development of injection processes : 1850-1960. G•otechnique, vol. 11, nŒ4.
 Glossop R. (1968) The rise of geotechnology and
its influence on engineering practice. G•otechnique, vol. 18, nŒ1.
 K•risel J. (1985) Histoire de l’ing•ni•rie g•om•canique jusqu’„ 1700. Volume de Jubil•, 11th
Congrƒs International de M•canique des Sols et
des Travaux de Fondations, San Francisco.
 Skempton A.W. (1985) ‰volution de la connaissance des sols 1717-1927. Volume de Jubil•, 11th
Congrƒs International de M•canique des Sols et
des Travaux de Fondations, San Francisco.
 Peck R.B. (1985) Les soixante derniƒres ann•es.
Volume de Jubil•, 11th Congrƒs International de
M•canique des Sols et des Travaux de Fondations, San Francisco.
 Begemann H.K.S.Ph. The Dutch static penetration test with the adhesion jacket cone. LGM Mededelingen , Deel (Vol.) XII, NŒ4, pp. 69-99 et
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Une seconde cat•gorie de documents est constitu•e par les volumes nationaux pr•par•s par plusieurs soci•t•s nationales membres de la SIMSGE „
l’occasion du congrƒs international de San Francisco
en 1995. On peut citer :
 Geotechnical Engineering in Italy – An overview.
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golden jubilee of the ISSMFE. Belgotec, Bruxelles, 1985.
 The Netherlands Commemorative Volume. Netherlands Member Society of the ISSMFE, 1985.
On trouve enfin des essais historiques plus g•n•raux comme les •tudes publi•es dans le Volume de
Jubil• de la Soci•t• Internationale de M•canique des
Sols et des Travaux de Fondations „ San Francisco
en 1985. Nous y noterons plus particuliƒrement le
long expos• de J. K•risel sur la g•otechnique de
l’antiquit• au 17ƒme siƒcle et celui d’A.W. Skempton
sur les ing•nieurs qui ont marqu• la g•otechnique
aux 18 et 19ƒme siƒcle.
Que nous apprennent ces textes ?
De fa•on g•n•rale, ils donnent des repƒres g•ographiques et historiques, au moins partiels car ils
sont rarement exhaustifs. Ils rappellent les grands
ouvrages qui ont marqu• les siƒcles pass•s et ont •t•
„ l’origine de la naissance de nouveaux outils ou de
nouvelles th•ories.
Il est trƒs important de resituer les outils de la
m•canique des sols dans leur contexte et dans leurs
limites. Cela peut •viter „ nos descendants de passer
-16-
trop de temps „ faire ce que Terzaghi d•crivait vers
la fin de sa vie … Actuellement, je passe plus de
temps „ lutter contre ceux qui appliquent „ tort mes
th•ories qu’„ faire de nouvelles recherches †.
En g•otechnique, plus que dans toute autre discipline, la th•orie est tir•e par l’•volution des chantiers. Un exemple typique est donn• par l’•volution
des techniques de soutƒnement depuis la fin du 19ƒme
siƒcle (Delattre, 2000). Le mur poids en ma•onnerie
a •t• de l’antiquit• aux fortifications du 18ƒme siƒcle
la technique de soutƒnement principale, pour laquelle Coulomb et ses contemporains ont d•velopp•
des m•thodes de calcul. La technique connaˆt son
apog•e au 19ƒme siƒcle pour la construction des
routes modernes, des voies ferr•es et des canaux.
Les techniques de soutƒnement d’excavations par
des •crans de palplanches puis des parois moul•es,
et ult•rieurement des parois composites (parois berlinoises, par exemple), qui r•sistent aux pouss•es du
sol par leur r•sistance en flexion, ont b•n•fici• du
d•veloppement de l’acier et du b•ton arm• au d•but
du 20ƒme siƒcle. Elles ont rendu plus importante
l’•valuation de la r•sistance limite du sol en but•e,
puis entraˆn• la recherche de m•thodes de calcul en
d•placements sous les charges de service. Puis sont
venus les ancrages, la Terre Arm•e, le clouage, chacun avec ses problƒmes sp•cifiques de conception et
de justification par le calcul.
Un autre exemple est celui des pieux :
l’augmentation des charges appliqu•es aux fondations a rendu insuffisants les pieux battus, dont la
force portante pouvait ‚tre raisonnablement d•duite
de l’analyse du battage et du refus. Pour les pieux
for•s, il a fallu, au milieu du 20ƒme siƒcle, d•velopper
de nouvelles m•thodes de calcul, utilisant d’autres
outils (comme le pressiomƒtre), et les valider par de
trƒs nombreuses exp•rimentations qui durent encore.
L’enseignement peut parfois, dans un souci de
logique, donner aux •tudiants des impressions qui
faussent l’appr•hension correcte du champ
d’application des m•thodes de calcul. Les calculs de
tassements en fournissent un exemple int•ressant :
d’une maniƒre g•n•rale, l’ing•nieur construit des
ouvrages sur des sols surconsolid•s non satur•s. Sinon, il est forc• de pr•voir des pieux pour les ouvrages n’acceptant pas de tassements diff•rentiels
•lev•s. Pour cela, il peut utiliser des th•ories •lastiques „ condition qu’elles ne soient pas lin•aires ni
réversibles. M•nard en a fait la d•monstration avec
succƒs en utilisant le module pressiom•trique. Or on
commence g•n•ralement dans les cours „ enseigner
la th•orie unidimensionnelle de la consolidation de
Terzaghi, qui s’applique surtout dans les projets de
remblais de voies de communication sur sols mous.
Les •tudiants aiment cette th•orie bien construite,
d’autant qu’il existe un appareil de laboratoire qui
permet de simuler ce ph•nomƒne „ petite •chelle. Et
ils oublient qu’elle ne peut s’appliquer „ tout : la
plupart des terrains de construction ne sont pas satu-
r•s et le seul fait de saturer les •prouvettes pour se
ramener aux conditions de l’essai oedom•trique modifie la d•formabilit• de ces sols.
Ainsi, la connaissance de l’histoire des techniques
et de la g•otechnique peut contribuer „ une meilleure
compr•hension de l’•tat actuel de la g•otechnique et
de ses d•veloppements possibles. Nous allons en
voir quelques exemples.
3 EXEMPLES
3.1 Calcul de la portance des pieux
Prenons par exemple le calcul du terme de portance en pointe des pieux calcul• „ l’aide des r•sultats du p•n•tromƒtre statique. Le cahier des clauses
techniques g•n•rales du ministƒre de l’•quipement
fran•ais pour les march•s publics (MELT, 1993) reconnaˆt la formule
q l   vo  k c q c   ho  ,
(1)
dans laquelle
ql est la pression limite sous la base du pieu,
qc est la r•sistance „ la p•n•tration du cŠne dans
l’essai de p•n•tration statique,
vo et ho sont respectivement la contrainte verticale
et la contrainte horizontale au repos au niveau de
la base du pieu,
kc est le coefficient de portance.
Il est trƒs instructif de voir comment
l’administration fran•aise en est arriv•e l„.
Tout d’abord, le p•n•tromƒtre dit statique(dont la
vitesse d’avancement est de 20 mm/s) a •t• mis au
point (Barentsen, 1936) pour mesurer la force n•cessaire pour enfoncer la pointe puis celle n•cessaire
pour enfoncer la pointe et le train de tiges au-dessus
de cette pointe. On pense ainsi avoir r•alis• la mod•lisation du comportement d’un pieu et pouvoir d•terminer la force portante totale directement (Huizinga, 1942). L’exp•rience montrant que cette
m•thode est erron•e (Begemann, 1953), on s’oriente
vers l’utilisation d’un manchon de frottement de petite longueur plac• au-dessus de la pointe et que l’on
d•place aprƒs la pointe. On a donc deux mesures de
force que l’on exprime en contraintes et l’on fait la
transposition directe de ces valeurs sur les pieux du
projet. Les r•sultats de l’observation ne confirmant
pas cette pratique non plus, l’utilisation de la r•action de frottement sur le manchon est abandonn•e
pour estimer la r•sistance au frottement sur le f•t des
pieux (bien qu’elle soit encore indiqu•e dans certains manuels). On a par contre conserv• le manchon
car il fut d•couvert que le rapport de la r•sistance en
pointe „ la r•sistance au frottement sur le manchon,
encore appel• … rapport de frottement †, permet de
-17-
qualifier le sol (Begemann, 1965, 1969 ; Robertson
et Campanella, 1983).
Entre temps, un jeune ing•nieur est confront• „
l’utilisation des r•sultats d’un essai qu’il a mis au
point et dans lequel on mesure l’expansion d’une
cavit• cylindrique dans le sol (M•nard, 1957). • son
•poque, la th•orie de la force portante des sols
s’exprime ainsi : Terzaghi est parti de la th•orie mise
au point par Prandtl en 1921 pour l’indentation des
m•taux par les outils de coupe. ‰tant donn• que les
m•taux sont trƒs raides, on pouvait les consid•rer
comme purement plastiques et n•gliger les d•formations •lastiques pr•alables „ la rupture. C’est la
courbe (a) de la figure 1 qui repr•sente graphiquement les lois de comportement m•canique des mat•riaux rigides plastiques. Si l’on considƒre de plus
que les caract•ristiques de rupture du mat•riau sont
valablement repr•sent•es par un angle de frottement
interne et une coh•sion vraie, on obtient ainsi les
formules bien connues de capacit• portante des semelles superficielles du type
q l  cN c  DN q  0 ,5BN 
(2)
La configuration th•orique des volumes plastifi•s est
repr•sent•e sur la figure 2. Les volumes A, B1 et B2
sont constitu•s de mat•riaux cisaill•s. Le reste du
demi-espace solide n’a pas •t• sollicit• et ne r•agit
pas •lastiquement vis-„-vis des volumes A, B1 et
B2. Ceci ne peut ‚tre exact. Cependant, si l’on prend
en compte une loi de comportement •lastique lin•aire parfaitement plastique repr•sent•e par la
courbe (b) de la figure 1, la th•orie ne donne pas un
r•sultat trƒs diff•rent de la solution de Terzaghi pour
des semelles superficielles (Bishop et al., 1945). Par
contre, au fur et „ mesure que la base de la fondation
devient de plus en plus profonde, les volumes plastifi•s ne remontent plus jusqu’„ la surface et la r•action •lastique du sol autour de ces volumes devient
de plus en plus pr•pond•rante dans le d•placement
vertical de la fondation. On assiste „ une rupture anticip•e par rapport „ la th•orie de la plasticit• parfaite.
M•nard (1963) arrive alors „ la conclusion th•orique et exp•rimentale qu’il existe une corr•lation lin•aire entre la contrainte en pointe ql sous la base ou
la pointe d’un pieu et la pression limite pl d•duite de
la courbe pressiom•trique dans le cadre de la th•orie
•lastoplastique simple
tement du sol faisant intervenir soit un ph•nomƒne
d’•crouissage soit un ph•nomƒne de radoucissement
accompagnant une d•formation •lastique „ caractƒre
hyperbolique (courbe (c) de la figure 1). On bute
alors sur le choix de la th•orie „ appliquer au sol
pour d•finir la pression limite de l’expansion d’une
cavit•. Pour rester pragmatique, on a d•fini une
pression limite conventionnelle, mesur•e au pressiomƒtre et correspondant simplement au doublement du volume de la cavit• d’origine (AFNOR,
2000). Cette d•finition procƒde du m‚me esprit que
celle de la rupture dans un essai de chargement „ la
plaque, o‡ la charge limite est celle qui produit un
tassement de la plaque •gal au dixiƒme de son diamƒtre.
Souvent les id•es qui sous-tendent une nouvelle
th•orie sont dans l’air. Toutefois, dans le cas pr•sent,
la communication de Skempton et al. (1953) n’avait
pas retenu suffisamment l’attention et celle de Vesic
(1977) n’avait pas paru conduire „ une m•thode applicable „ grande •chelle.
p
(a)

0
p
(b)

0
p
2
1
(c)
0

Figure 1 Lois de comportement des mat•riaux a) parfaitement
plastique ; b) •lastique lin•aire parfaitement plastique ; c) complexe.
q l  q o  k p l  p o  ,
(3)
o‡ qo et po sont respectivement la pression verticale
et la pression horizontale au repos dans le sol „ la
profondeur consid•r•e,
k est le coefficient de portance,
pl est la pression limite que le sol peut opposer „
l’expansion de la cavit•, comme M•nard l’a calcul•e
dans son travail de fin d’•tudes „ l’ENPC.
La th•orie de l’expansion d’une cavit• dans le sol
a depuis •t• raffin•e en utilisant des lois de compor-18-
0
B1
A
qlo
ql1
ql2 ql
0
B2
B1
B2
z1
A
B1
B2
1
3
z2
A
2
z
(a)
(b)
Figure 2 La th•orie •lastoplastique de la force portante d’une fondation (Gambin, 1978)
a. coupe verticale du sol autour des fondations
b. variation de la contrainte de rupture en fonction de la profondeur :
1. Th•orie rigide plastique de Terzaghi ;
2. Th•orie •lastoplastique ;
3. Profondeur critique
Revenons „ Bustamante et Gianeselli. En 1981, ils
publient une recherche sur les observations de 192
essais de chargement de pieux „ l’aide
d’extensomƒtres amovibles (J•z•quel et al., 1972)
qui montrent que les propositions de M•nard pour
la d•termination de l’effort de pointe (et de l’effort
de frottement lat•ral, qui sort du cadre de cet expos•) d’un pieu sont valables. L’id•e d’appliquer
une relation analogue entre la r•sistance en pointe
d’un pieu et la r•sistance „ la p•n•tration du cŠne
du p•n•tromƒtre est n•e de cette constatation et a
conduit „ la formule (1).
compactage d’un remblai rapport• par couches. Il
est int•ressant de noter que, lors du programme autoroutier allemand des ann•es 1930, des recherches
avaient •t• entreprises (Figure 4). Loos (1936)
rapporte ses observations (Figure 5) qui montrent
que lorsque l’on augmente l’•nergie de compactage (poids du pilon x hauteur de chute) on remanie la surface et qu’il y a une limite d’•nergie „ ne
pas d•passer. Aujourd’hui, on peut voir sur ses
graphiques qu’en fait le maximum de densification
se d•place vers le bas et que son intensit• s’accroˆt
quand l’•nergie par coup augmente. Ce point
n’avait pas paru important „ Loos. M•nard a su en
d•duire qu’il faudrait traiter „ part la couche superficielle. Restait que, lors d’une premiƒre passe de
traitement, une dalle trƒs
Aujourd’hui, diff•rentes m•thodes coexistent
dans le monde. Celle de Bustamante et Gianeselli
(1983) a •t• adopt•e en France, et est conseill•e
par Robertson et Campanella (1989) pour les pieux
for•s. Mais, aux ‰tats-Unis (ASCE, 1994), les m•thodes recommand•es sont celles de Terzaghi ou
Vesic…
S
3.2 La thÅorie de la consolidation dynamique
P
S
Un deuxiƒme exemple : la consolidation dynamique M•nard, une technique industrielle utilis•e
pour densifier les sables et les mat•riaux de remblai l‹ches d•pos•s sur de grandes •paisseurs. Le
m•canisme de cette technique peut ‚tre enseign•
(Figure 3) sur la base d’une th•orie •lastoplastique
de l’expansion d’une cavit• tronconique „ la surface du sol associ•e „ des ondes •lastiques au-del„
du volume •croui (Gambin, 1997). On imagine facilement qu’initialement M•nard a simplement
voulu augmenter l’•nergie mise en jeu lors du
P
A
R
S
P
P – onde primaire (compression) ;S – onde secondaire (cisaill
R - ondes de Rayleigh (cisaillement)
point -source
Figure 3 Expansion d’ une cavit• tronconique „ la surface
du sol. Zone plastifi•e A et propagation d’ ondes •lastiques
„ partir de la frontiƒre de A (Gambin, 1997)
-19-
• ce sujet, l’enseignement de l’histoire du concept est ins•parable de l’enseignement du concept
lui-m‚me.
La plupart des •tudiants en g•otechnique apprennent la th•orie de Coulomb (1773) et celle de
Rankine (1857) selon lesquelles la pouss•e sur un
mur de soutƒnement croˆt lin•airement en fonction
de la profondeur de m‚me que la but•e qu’oppose
le sol „ un mur qui se d•place vers le sol. Dƒs
1920, dans Engineering News Records, Terzaghi
rendait compte de ses exp•riences au Robert College „ Istanbul sur des modƒles r•duits et montrait
d’une part que la r•sultante g•n•rale de la pouss•e
donn•e par Coulomb •tait exacte mais que sa position n’•tait pas connue, d’autre part que seul le sol
du coin de Coulomb •tait sollicit•, contrairement
aux pr•visions de Rankine, qui attendait la plastification de l’ ensemble du sol en arriƒre ou en avant
de l’ •cran.
Figure 4 Vue d’un chantier de compactage par pilonnage
(Loos, 1936)
dense se formait „ une certaine profondeur, qui
emp‚chait le traitement ult•rieur des couches plus
profondes.
Or, en 1970, paraˆt la traduction quasi int•grale
de l’ouvrage du colonel Ivanov (1967) sur la densification des sables immerg•s par charges explosives contrŠl•es (Damitio, 1970-1972). On y apprend que les charges doivent ‚tre faibles (10 „ 50
g d’explosif par mƒtre cube de sol „ traiter) mais
concentr•es aux deux tiers de la profondeur et dispos•es selon un r•seau dont la maille est •gale „ la
profondeur. Il y est expliqu• que l’affaissement du
sol est imm•diat aprƒs l’explosion parce que les
d•pŠts r•cents contiennent toujours des microbulles de gaz et que ce sont celles-ci qui se compriment d’abord.
M•nard adopte une maille •gale „ la profondeur
pour les premiƒres passes de sa consolidation dynamique et certains de ses collaborateurs emboˆtent le pas d’Ivanov (M•nard et Broise, 1976) expliquant l’affaissement instantan• du sol pendant le
… pilonnage † par la compression des micro-bulles
de gaz. Ceci •vite d’avoir „ paraˆtre contredire la
th•orie de Terzaghi sur la consolidation des sols.
La technique fera le tour du monde mais la
th•orie actuelle est que les pressions interstitielles
suscit•es pendant le … pilonnage † sont d’origine
d•viatoire, donc non coupl•es „ la d•formation qui
peut ‚tre instantan•e. Exit les micro-bulles de gaz
pour expliquer le ph•nomƒne ! Mais des bulles de
gaz dues „ la combustion de l’explosif accroissent
encore les surpressions interstitielles, qui obligent
„ retarder l’•poque du contrŠle de l’efficacit• du
proc•d• par essais in situ.
Densit• relative (porosit•) en %
0
0
10
20
30
40
50
60
70
10
20
30
40
Profondeur (cm)
50
60
3 42 1
5
70
80
90
100
Courbe
Masse
Coups
1
2t
2
2
2t
4
3
4,5t
2
4
4,5t
4
5
3t
4
Figure 5 Variation de la densit• relative (en termes de porosit•) en fonction de la profondeur pour diff•rentes •nergies
de pilonnage (masse l‹ch•e de 1,5m de hauteur) (Loos, 1936)
3.3 Autres exemples
Il indiquait enfin que la distribution r•elle des contraintes de pouss•e d•pendait de la fa•on dont
l’ouvrage de soutƒnement se d•pla•ait, en rotation,
en translation, avec ou sans buton dans le cas des
rideaux souples. Et tous ces r•sultats •taient confirm•s par des observations faites sur des ouvrages
en vraie grandeur (Terzaghi, 1936).
Aussi, quand il enseigne la … m•canique des
sols † (1948), Terzaghi •crit : … La pr•sentation de
D’autres exemples peuvent ‚tre tir•s de communications r•centes sur l’•volution des id•es „
l’origine fausses, comme celle de l’imperm•abilit•
des argiles (Bordes, 1999) ou sur la mauvaise interpr•tation du message transmis par l’auteur de la
recherche (Schofield, 1998).
-20-
la th•orie de Rankine a essentiellement pour but
d’introduire le sujet avant de traiter les cas qui sont
rencontr•s dans la pratique † et, aprƒs en avoir fini,
il ajoute … Compte tenu des hypothƒses, l’usage de
la th•orie de Rankine peut conduire „ des erreurs
appr•ciables. Ceci peut ‚tre •vit• en utilisant la
th•orie de Coulomb †.
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CONCLUSION
Nous avons tent• de montrer dans cette communication que l’histoire de la g•otechnique peut ‚tre
passionnante et utile. Cette histoire peut ‚tre consid•r•e au niveau des techniques, au niveau des
concepts, au niveau des personnes qui les ont d•velopp•s, voire au niveau d’un pays.
Comme on le constate, chaque concept a une histoire avec des passerelles vers ou depuis d’autres
concepts et l’interp•n•tration des concepts paraˆt
toujours trƒs fructueuse. Aujourd’hui, alors que les
sciences et les techniques ne concernent que des
domaines
de
plus
en
plus
restreints,
l’intercommunication bien men•e devrait permettre des progrƒs inattendus dans certains domaines.
L’•volution d’une th•orie peut ‚tre due „ une
insuffisance temporaire, comme on l’a vu cidessus, ou „ un progrƒs de la technologie associ•e ;
soit dans les mat•riels mis en œuvre sur le chantier
(pieux for•s de grands diamƒtres oppos•s „ des
pieux battus de section limit•e, sauf en mer) soit
dans le mat•riel informatique disponible au bureau
d’•tudes (programmes de calcul en •l•ments finis,
etc.). L’avenir de la m•canique des sols, comme de
la m•canique des roches et de la g•ologie de
l’ing•nieur, est dans la r•ponse aux questions toujours nouvelles des ing•nieurs et des am•nageurs.
Elle ne peut ‚tre une science parfaite et immuable
mais continuera de progresser selon des voies „
d•couvrir mais dont l’analyse du pass• peut fournir
quelques lignes directrices.
… En sciences comme dans les autres affaires
humaines, le pr•sent ne se comprend bien que par
le
pass• †.
-21-
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-22-
Les tirés-à-part sont publiés par APAGEO avec la permission des éditeurs
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