Caractérisation des sols grossiers application aux sols de torrents

Caractérisation des sols grossiers
application aux sols de torrents
Philippe Gotteland* - Jean-Marc Tacnet** - Aziz Aboura*
* Lirigm-ISTG,Université Joseph Fourier Grenoble
BP 53 38041 Grenoble Cedex 9
[email protected]
** Cemagref, groupement de grenoble, division ETNA
BP 76 38042 Saint martin d’Heres cedex
[email protected]
___________________________________________________________________
RESUME. Pour les sols de forte granulométrie, les données et méthodes d'essais in situ ou en
laboratoire utilisables sont peu nombreuses. L'étude géotechnique d'échantillons de sol
grossiers nécessite la mise en œuvre d'appareillages spécifiques. Cet article présente des
résultats obtenus à partir d'essais réalisés sur un sol de torrent à l'aide de boîtes de
cisaillement direct de grande taille. Les caractéristiques ( ϕ, c ) obtenues pour le sol sont
comparées avec celles caractérisant l’interface avec des géosynthéthiques.
ABSTRACT. For very granular soils, there are very few useable test methods, be it on site or
in laboratory. The geotechnical study of large grain soils requires the use of specific
apparatus. This article shows the results obtained from the testing of a soil from a torrent,
using a large direct shear box. The soil characteristics (ϕ, c) found for the soil are compared
with those at the geosynthetic interface.
MOTS CLES : sols grossiers, expérimentation, cisaillement direct, interface, géosynthétique
KEY WORDS : large grain soils, experimentation, direct shear test, interface, geosynthetic
____________________________________________________________________
1. Introduction
Les techniques de protection contre les risques naturels en montagne sont basées sur
la construction d'ouvrages ayant pour but d'agir soit sur la cause du phénomène
(protection active) soit sur ses conséquences (protection passive). Pour concevoir et
réaliser ces ouvrages, le concepteur est confronté, parmi d’autres difficultés, à la
difficulté d’appréhension du comportement des sols de fondation ou des sols
constitutifs des ouvrages induit par leur hétérogénéité.
1
Un grand nombre d'ouvrages, essentiellement en béton armé, ont été et sont
construits dans des conditions de sécurité de l’ouvrage satisfaisantes. La mise en
œuvre est délicate et des techniques alternatives, telles que le renforcement de sols
par géosynthétiques, peuvent s’avérer performantes, par exemple pour la réalisation
des barrages de correction torrentielle de type plage de dépôt [TAC 99] (figure 1).
Protection contre l’affouillement
Bassin
Ouvrage de retenu
Digue latérale
Radier
N.Sardat
-
Figure 1. Barrage de sédimentation ou plage de dépôt
Sedimentation or deposit dam
Dans cette optique, l'amélioration de la connaissance des caractéristiques
géomécaniques et du comportement des sols grossiers, susceptibles d’être utilisés au
sein de l’ouvrage, constitue un axe de recherche important. Nous présentons dans la
suite une étude effectuée sur un sol de torrent à l’aide d’un boîtier de cisaillement
direct de très grande dimension pouvant être utilisé sur site [ABO 99]. Il s’agit de
déterminer les caractéristiques intrinsèques sol-sol (ϕ, c) et les caractéristiques à
l’interface sol-géosynthétiques (ϕg, cg), paramètres de dimensionnement pour les
ouvrages renforcés. L’objectif de l’étude consiste à identifier les paramètres les plus
influents et leurs effets sur les résultats.
2. Les Matériaux
2
2.1. Caractérisation du sol
Le sol étudié provient du torrent du Manival dans le département de l'Isère. Le
prélèvement a été effectué dans une zone de dépôt stabilisée. Ce choix s'explique par
son caractère relativement représentatif de la majorité des sols de torrents [SAU 97].
Ce matériau (classification GTR C2B5, [GTR92]) est constitué de grains anguleux
calcaires et marno-calcaires enrobés dans une matrice fine limono-argileuse. La
granulométrie est très étendue et peut comprendre des blocs d’une dimension
maximale de 1000 mm. En raison de la taille du boîtier utilisé (figure 5), la fraction
prélevée pour les besoins de l'étude correspond à la fraction 0/100 mm du matériau
(figure 2). Les propriétés de la matrice argileuse sont : Valeur au Bleu de Méthylène
VBS mesurée de 0,27 à 0,56 (début de sensibilité à l'eau), limite de liquidité WL =
31,5 ; indice de plasticité Ip = 11,5 . A l’optimum proctor (NFP94093), les valeurs
moyennes sont WOPN = 7,5%, γdOPN = 21,7 kN/m3 , sur site γd = 20,5 kN/m3. Afin
de juger de l’effet de l’écrêtage, une fraction 0/31,5 a été retenue par écrêtage direct
sans compensation de la fraction 0/100 (figure 2). Notons le pourcentage important
de fines limono - argileuses enrobant les gros grains.
100
90
80
(%) de passants
70
60
50
40
30
20
10
0
0 ,0 0 1
0 ,0 1
0 ,1
1
10
100
1000
O u v e r tu r e d e s ta m is (m m )
Figure 2. Courbes granulométiques, fractions 0/100 et 0/31,5
Granulometric curves, fraction 0/100 and 0/31.5
2.2. Géosynthétiques
Des essais de frottement d’interface ont été effectués sur deux géosynthétiques : un
géotextile composite (noté BDR 200) et une géogrille (notée TSR 110) .
Le BDR 200 est constitué de deux parties : une nappe support (non tissé aiguilleté à
base de filaments continus en polypropylène), des éléments monodirectionnels de
renfort (fils de hauts modules en polyester) liés à la nappe support (figure 3). Ses
caractéristiques principales (données fabricant) sont :
- résistance à la traction de TR = 200 kN/ml ;
3
-
déformation à l’effort maximal εR = 11% dans le sens de la sollicitation ;
masse surfacique µ g = 580 g/m² ;
épaisseur (sous 2 kPa) de 2,9 mm.
La TSR 110 est une géogrille uniaxiale (figure 4) en polyéthylène haute densité
(PEHD) contenant un minimum de 2% de carbone. Les efforts au contact solgéogrille sont mobilisés par frottement de surface et par blocage des grains du sol.
Ses caractéristiques principales (données fabricant) sont :
- résistance à la traction TR = 110 kN/ml ;
- maillage (longi. 150 mm, trans. 16 mm) ; épaisseur de 5,5 à 5,9 mm ;
- déformation à l’effort maximal εR = 11,2 % dans le sens de sollicitation
- masse surfacique µ g = 1100 g/m².
effort de traction
fils de renfort en polyester
support non tissé
aiguilleté (polypropylène)
Figure 3. Géotextile composite BDR 200
Composite geotextile BDR200
géogrille
sol bloqué par la géogrille
effort de traction
coupe
Effort de traction
Figure 4. Géogrille TSR 110 ; effet de blocage du sol au contact de la géogrille
Geogrid TSR110 ; blocking effect of the soil in contact with geogrid
3. Expérimentations
3.1. Dispositif expérimental
Le boîtier de cisaillement de très grande dimension (figure 5, L=1000 mm) est de
conception modulaire permettant un démontage rapide de tout ou partie des éléments
constitutifs pour permettre un transport rapide sur site. L’effort normal maximal de
confinement est de N = 150 kN. L’effort est appliqué par l’intermédiaire de quatre
4
vérins agissant sur une plaque de chargement ( conditions aux limites supérieure et
inférieure du boîtier : plaques lisses ou rendues rugueuses par soudure de cornières
de blocage). L’effort tangentiel est appliquée à l’aide d’un vérin d’une capacité F =
500 kN. La vitesse de cisaillement est contrôlée manuellement et a été maintenue
constante tout au long d’un essai. Ce dispositif prototype aux capacités limitées
(capacité des équipements hydrauliques, rigidité du boîtier et des roulements…)
limite l’étude aux faibles contraintes. La contrainte normale est considérée σn =
N/(L*L) ; la contrainte tangentielle τ(u) = F/(L*(L-u))
Contact des roulements
Plaque de
chargement
N
glissières
F
N
H
roulements
H
L
solinférieur
Boîtier
Espacement e ≈ 5 mm
L
Figure 5. Boîtier de cisaillement de grande taille
Large shear box
3.2. Echantillons et problèmes spécifiques liés à l'étude des sols grossiers
Il faut considérer la nature du matériau et l'importance des moyens humains à mettre
en œuvre par rapport à des essais classiques de laboratoire. Les difficultés majeures
portent sur le volume des échantillons L*L*2H (figure 5) correspondant à 1430 kg
de matériau pour 2H = 0,65m (ceci pour chaque point d’une courbe en
représentation de Mohr) et sur la réalisation des échantillons (compactage et contrôle
du compactage, mesure de la teneur en eau…). Le remplissage s’effectue en cinq
couches successives compactées manuellement à l’aide d’une dame spécifique. Ce
procédé résulte de la mise au point d’un protocole spécifique en l’absence de norme.
Le plan de cisaillement se situe au milieu d’une couche.
Pour les essais de frottement sol-géosynthétique (figure 6), d'autres difficultés
apparaissent :
• fixation des géosynthétiques au boîtier inférieur ;
• altération rapide du géosynthétique par frottement des éléments grossiers ;
• choix du support (support rigide ou support sol) ;
L’influence de la taille du boîtier peut être caractérisée par les facteurs d’échelle ψ et
λ:
ψ = L / Dmax
λ = H / Dmax
5
avec L longueur du boîtier, H épaisseur de sol dans le boîtier supérieur et Dmax , la
dimension maximale des éléments.
Les conditions de réalisation des essais (granulométrie de l'échantillon, compacité,
teneur en eau, vitesse de cisaillement, niveau de contraintes appliqué) et les courbes
effort-déformation sont des informations importantes. L’étude a porté sur l’influence
des différents paramètres. Les résultats doivent être analysés en considérant les
limitations du dispositif et les conditions de réalisation des essais. Lorsque la
dimension du boîtier augmente, le comportement en cisaillement va se modifier et il
devient difficile de mettre en évidence une valeur de pic qui va s’atténuer et parfois
disparaître. Les valeurs (c et ϕ) obtenues pour une représentation de Mohr
résulteront donc d'un choix de déplacement transversal u (ou déplacement relatif
u/L) en l'absence de pic visible sur les courbes. Le terme c de « cohésion »,
correspond plus à un enchevêtrement des grains entre eux, plutôt qu’à une
« adhésion » des particules fines.
essai sol/sol :
-plaques lisses
-H = 17,5 cm
essai sol/sol :
-plaques lisses / rugueuses
-H = 32,5 cm
H
H
essai sol / BDR 200 :
-plaque lisse
-H = 32,5 cm
-BDR collé sur plaque bois
essai sol / TSR 110 :
-plaque lisse
-H = 32,5 cm
-TSR posée sur sol compacté
H
H
géogrille
géotextile
collé
plaque bois
sol compacté
Figure 6. Essais de cisaillement (sol/sol – sol/géotextile – sol/géogrille)
Shear tests (soil/soil – soil/geotextile – soil/geogrid)
3.3. Résultats significatifs des essais
3.3.1. Essais de qualification
En plus des essais d’étalonnage (étalonnage des vérins, essais de boîte à vide) des
essais de comparaison de boîtiers ont été réalisés sur du sable de Leucate (figure 7).
6
Les résultats sont donnés (tableau 1). Le terme umax correspond au déplacement
d’obtention de τmax , la contrainte de cisaillement maximale. L'angle de frottement
interne mesuré ϕ augmente avec la taille du boîtier utilisé, indépendamment du fait
de considéré umax. Notons que la taille du boîtier augmentant, il devient difficile
d’identifier une valeur de pic (figure 7,) correspondant à un comportement
contractant puis dilatant. Pour le boîtier 1000x1000 aucune valeur de pic n’est
obtenue, le comportement est toujours de type contractant. Dans ce cas une valeur
arbitraire de u = 6,5 cm a été retenue.
τ /σ n
L = 100 0 m m
L = 300 m m
L = 100 m m
1 ,2
1
(H = 0 ,35 m )
(H = 0 ,13 m )
(H = 0 ,04 m )
0 ,8
0 ,6
so l
σ n = 1 00 kP a
0 ,4
γ d = 1 7,8 kN /m
0 ,2
0
0
5
H
so l
L
3
u /L (% )
10
15
20
Figure 7. Courbes types, cisaillement sable-sable
Typical curves sand-sand shear tests
umax/L
τmax
σn
ϕ
(%)
(°)
(kPa)
(kPa)
50
41,4
2
100 x 100
50
10
75
60,6
2
(20)
38
100
79,5
2,25
150
120,2
2,75
50
45,9
1,76
300 x 300
150
32,5
75
69,7
1,83
(65)
40
100
83,3
1,7
150
131,7
2,15
50
44,7*
6,5*
1000 x 1000
500
87,5
41
75
65,9*
6,5*
(175)
100
88,2*
6,5*
Tableau 1. Résultats de cisaillement sur sable de Leucate, (*) arbitraire.
Results of shear test on the Leucate sand
Boîtier
L x L (H) [mm]
ψ
λ
3.3.2. Essais de cisaillement sol-sol
Pour tous les essais, malgré un compactage soigné du sol, il n'a pas été observé de
pic sur les courbes efforts - déplacements, rarement un palier (figures 8 et 9). Ceci
confirme d’autres résultats obtenus sur des sols grossiers [BOU 97] [SHI 98].
L'interprétation des résultats et la représentation du critère par des droites de
7
Coulomb peuvent donc être discutées. La figure 10 donne l’évolution des valeurs de
c et ϕ pour différentes valeurs du déplacement transversal u du boîtier.
Le facteur d’échelle λ = H / Dmax intervient, dans le même esprit que le respect du
facteur d’échelle ψ = L/ Dmax . L'effort tangentiel mobilisé est supérieur pour une
hauteur de sol cisaillé plus importante (figure 8).
Les angles de frottement interne obtenus avec les plaques rugueuses sont plus
importants qu'avec les plaques lisses. Ceci peut s'expliquer par une mobilisation plus
rapide d'une plus grande zone de sol dans le demi-boîtier supérieur avec une
répartition de la contrainte tangentielle plus uniforme le long de la surface de
cisaillement (figure 9). Nous remarquons que la mobilisation du frottement au début
de l’essai pour de faibles déplacements est la même dans les deux cas. Au delà la
différence de mobilisation du frottement est très nette puis s’estompe pour les grands
déplacements. Les conditions aux limites apparaissent alors peu significatives.
τ (kPa)
250
Fraction: 0/100 mm
σn = 50 kPa
γd moyen = 21 kN/m
3
200
150
τ (kPa)
sol
H
L = 1000 mm
100
H = 0.175 m ; w = 5.2 %
(λ = H/D max = 1,75)
u (mm)
0
0
40
80
75 kPa plaques rugueuses
75 kPa plaques lisses
sol
H = 0.325 m ; w = 5.4 %
(λ = H/D max = 3,25)
50
250
120
160
Figure 8. Influence de l'épaisseur de
l'échantillon, plaques lisse
Influence of the thickness of the sample
200
150
L = 1000 mm
Fraction: 0/100 mm
100
w moyen = 5,3 %
γd moyen = 21 kN/m3
50
u (mm)
0
0
40
80
120
160
Figure 9. Influence de la rugosité des
plaques ( H =32,5 cm)
Influence of the limit plates roughness
3.3.3. Comportement comparé du sol initial et du sol écrêté
Les comparaisons des courbes de cisaillement sur matériau écrêté (0/31,5mm) ou
non écrêté (0/100 mm) ont été effectuées en configuration plaque lisse et sont
données en figure 11. Pour les déplacements les plus importants la fraction
granulométrique plus grosse apporte un gain sensible de résistance ; ceci se traduit
fortement sur le terme de cohésion dans la représentation de Mohr (tableau 2).
Notons que, compte tenu de la conception du dispositif, l’espacement entre les deux
8
demi-boîtiers et donc l’épaisseur de la zone de cisaillement générée, n’a pas varié. Il
est constant égale à e = 5mm (figure 5).
3.3.4. Influence de la dimension du boîtier
Les essais de cisaillement sur la fraction écrêtée (écrêtage direct sans compensation)
en configuration plaque lisse ont été comparés avec d’autres obtenus sur un boîtier
300 x 300 mm, (tableau 3). Les angles de frottement interne ϕ mesurés sont du
même ordre de grandeur. La figure 12 présente les courbes contraintes tangentielledéplacement horizontal et les courbes de variation volumique sous une contrainte
normale σn = 50 kPa. Nous constatons que le cisaillement est mobilisé plus
rapidement au petit boîtier (L = 300 mm). Les courbes de variation volumique
montrent un comportement dilatant plus marqué pour le petit boîtier, ce qui est
compatible avec la forme des courbes de variation de contrainte tangentielle. Elles
présentent en phase initiale d’essais une faible tendance à la contractance, et au delà
d’une déformation de 1,5% commence le processus de la dilatance.
τ (kPa)
ϕ(°)
plaques rugueuses
80
Fraction : 0 / 100 mm
w = 5,2 - 5,45 %
γd = 21 kN / m3
200
3
γdmoy = 21kN/m;
wmoy = 5,4 %
160
60
75 kPa
50 kPa
2 H = 0,65 m
75 kPa
120
40
plaques lisses
γdmoy = 21kN/m3 ; wmoy = 5,3 %
20
50 kPa
80
Fraction : 0 / 31,5 mm
w = 5,8 %
γd = 21,5 kN / m3
u(mm)
2 H = 0,35 m
40
u (mm)
0
0
0
40
80
0
160
40
τ (kPa)
c (kPa)
80 u =100 120
160
200
Fraction : 0 / 100 mm
Fraction : 0 / 31,5 mm
u =100
Fraction : 0/100 mm
sol Manival
80
120
200
H = 0,325 m
c = 53 kPa
ϕ = 54°
160
60
c = 38 kPa
120
ϕ = 47,5°
40
80
20
u (mm)
0
0
40
80
120
160
Figure 10. Evolution de c et ϕ pour les
deux types de condition aux limites
Evolution of c and ϕ with limit conditions
40
σn(kPa)
0
0
25
50
75
100
125
150
Figure 11. Comportement comparé sur les
deux fractions (u=100mm)
Influence of the grains size
9
Boîtier de cisaillement direct 1000*1000 mm²
Lirigm-ISTG
Appareil
Type
d’essai
2H (m)
γd
(kN/m3)
[λ]
Sol Manival
w
(%)
σn
(kPa)
τ
ϕ
(kPa)
(°)
u = 100 mm
Fraction : 0/100 mm (ψ = 10)
21,03
0,65
20,95
[3,25]
21
sol-sol
5,1
25
Plaques lisses
87
5,45
50
131
21
21,1
5,2
5,44
5,2
0,65
[3,25]
20,8
5,6
54
75
125
Plaques rugueuses
25
95,5
50
159,6
62,5
75
195,5
Fraction : 0/31,5 mm(ψ ≅ 32)
sol-sol
21,6
21,6
53
43
Plaques lisses
0,35
[5,5]
22,2
22,2
c
(kPa)
5,8
5,8
50
75
94
112
6,1
100
149,5
6,1
125
178
47,5
38
Tableau 2. Bilan des essais de cisaillement réalisés sur les deux fractions.
Shear tests results on the two grain sizes
Boîtier
Sols
1000*1000
Manival
300*300
Fraction : 0/31,5 mm
(mm*mm)
σn
τmax
τrés
(kPa)
(kPa)
(kPa)
50
104
87
100
164
117,5
150
232
196
50
94
-
75
112
-
100
149.5
-
125
178
-
Ψ
ϕ (°))
λ
max
rés
52
9,5
c (kPa
max
Rés
38
2
47
32
5,5
47,5
Tableau 3. Influence des dimensions du boîtier, plaques lisses
Effect of the shear boxe size
10
24,5
38
3.3.5. Essais d’interface sol-géosynthétiques
Il est apparu intéressant de quantifier la qualité du frottement d’interface,
relativement au matériau considéré. Nous présentons (figures 13 et 14) les variations
de contrainte de cisaillement en fonction du déplacement tangentiel u, pour le sol
seul et le sol en interface (σn=50 kPa). En utilisant les résultats globaux sous trois
contraintes normales σn (tableau 4), nous obtenons les valeurs de cohésion et d’angle
de frottement (c, ϕ sol seul, cg, ϕg à l’interface) en fonction de u (figure 15). Les
valeurs d’un indice de frottement fϕ (fϕ = tan ϕg / tan ϕ) sont données dans le tableau
5. Ces valeurs sont systématiquement supérieures à 0,63 et inférieures à 1, borne
logiquement supérieure pour ce coefficient. Il est notable que l’écrêtage améliore la
performance en frottement surtout en terme de cohésion, l’angle de frottement ϕg est
en effet peu affecté par la valeur de Dmax .
Essai
γd
(kN/m3)
Esgtx25
Esgtx50
Esgtx75
21,2
21
20,9
E1sgtx
E2sgtx
E3sgtx
E4sgtx
21,7
21,5
21,7
21,5
w
Vitesse de l’essai
H
Energie de compactage
(%)
v (mm/mn)
(cm)
Enj (kJ/m3)
Interface sol Manival-géotextile BDR 200
Fraction : 0/100 mm ψ =10
λ = 3,25
5,3
2,8
32,5
5,1
3,5
32,5
5,5
3
32,5
Fraction : 0/31,5 mm ψ ≅ 32
λ = 5,5
6
2,8
17,5
5,5
2,8
17,5
6
2,5
17,5
5,5
2,6
17,5
Interface sol Manival-géogrille TSR 110
Fraction : 0/100 mm ψ =10
λ = 3,25
5,2
3
32,5
5
3,2
32,5
5
3,5
32,5
Fraction : 0/31,5 mm ψ ≅ 32
λ = 5,5
E1sggr
21
4,6
2,6
17,5
E2sggr
21
4,6
2,5
17,5
E3sggr
21,2
4,7
2,8
17,5
Tableau 4. Données des essais d’interface sol - géosynthétique
Shear tests soil - geosynthetics
Esggr25
Esggr50
Esggr75
20,95
21
20,9
11
σn
(kPa)
92
92
92
25
50
75
92
92
92
92
50
75
100
125
92
92
92
25
50
75
92
92
92
50
75
100
Type
D’essai
Fraction
0/Dmax
Caractéristiques
mécaniques
Indice de frottement
c (kPa)
Sol - BDR 200
0/100 mm
ϕ (°)
ƒϕ
c (kPa)
ϕ (°)
ƒϕ
c (kPa)
ϕ (°)
ƒϕ
c (kPa)
ϕ (°)
ƒϕ
Sol - TSR 110
0/31,5 mm
0/100 mm
0/31,5 mm
Déplacement relatif
u/L(%)
5
7.5
10
13
14.5
14
36,7
36
37
0,75
0,72
0,69
24
26,5
26
27
29
33
0,7
0,64
0,69
39
36
33
32
36
39
0,66
0,72
0,72
56
61
60
33,4
33
36,5
0,87
0,73
0,77
Tableau 5. Bilan comparatif des essais de frottement sol - géosynthétique
Results of the shear tests soil - geosynthetic
τ (kPa)
sol-sol; 0/100 mm
sol-sol; 0/31,5 mm
sol-ggr TSR 100; 0/100 mm
sol-ggr TSR 110; 0/31,5 mm
sol-gtx BDR 200; 0/100 mm
sol-gtx BDR 200; 0/31,5 mm
250
200
σ n = 50 kPa
150
100
50
u (mm)
0
0
40
80
120
160
Figure 13. Résultats comparatifs sol - BDR 200 - TSR 110
Results of soil – BDR 200 – TSR 110 tests
12
200
τ (kPa)
Fraction : 0/31,5 mm
250
200
150
L = 300 mm
w = 5,2 %
γd = 19,5 kN/m3
L =1000 mm
w = 5,8 %
γd = 21,6 kN/m3
100
σn = 50 kPa
50
u/L (%)
0
0
∆V
4
8
12
16
V (%)
8
6
4
2
u/L (%)
0
-2
0
4
8
12
16
Figure 12. Effet de la taille du boîtier
Effect of the shear boxe size
ϕ, ϕg (°)
80
c,cg (kPa)
0/31,5 mm;sol-sol
0/100 mm
0/31,5 mm; sol-ggr TSR110
0/100 mm
0/31,5 mm; sol-ggx BDR200
0/100 mm
80
60
60
40
40
20
0
sol Manival
0
40
80
120
20
u (mm)
160
200
u (mm)
0
0
40
80
120
Figure 15. Evolution comparée de ϕ et c en fonction de u
ϕ and c evolution with lateral displacement
13
160
200
4. Conclusion
Cette étude a confirmé les difficultés opératoires liées à la caractérisation du
comportement mécanique d’un sol grossier à l'aide d’un dispositif expérimental.
Nous montrons l’effet d’un écrêtage (direct sans compensation), pour des
configurations de boîtier variables ainsi que les différents comportements. Le
résultat notable est la sous-estimation de l’angle de frottement en utilisant le sol
écrêté ; la cohésion étant presque constante. Une étude complémentaire devrait
porter sur les modes de compactage de l’échantillon et l’influence de la densité.
L’étude spécifique sur l’interface géosynthétique (BDR 200 et TSR 110) a permis
d’évaluer leur performance comparée. Nous avons constaté que le frottement solgéogrille est systématiquement supérieur au frottement sol-géotextile, quel que soit
le niveau de déplacement tangentiel u considéré. Ceci a été quantifié au travers de
l’indice de frottement ƒϕ . Notons qu’en l’absence de pic ou de palier dans le
comportement observé, le critère de Mohr-Coulomb doit pouvoir être remis en
question, concernant le comportement de ces matériaux « grossiers » sous faible
contrainte. Ceci fait l’objet de travaux en cours.
5. Remerciements
Nous remercions le Conseil Général de l’Isère, qui par l’intermédiaire du Pôle
Grenoblois d’Etude des Risques Naturels, a soutenu financièrement cette étude.
6.Bibliographie
[ABO 99] ABOURA A., Etude expérimentale du comportement mécanique de matériaux
granulaires non conventionnels, Thèse de Doctorat UJF Grenoble 1, 1999, 286 p.
[BOU 97] BOURDEAU Y., Le comportement des alluvions du Rhône dans une grande boîte
de cisaillement direct, Revue française de géotechnique, n°79, 1997, pp. 45-57.
[GTR 92] LCPC-SETRA, Guide Technique pour la réalisation des Remblais et couches de
forme, fascicules 1 et 2, Norme NFP11-300, Ministère de l’Equipement, du Logement et
des Transports, France, 1992,
[SHI 99] SHIRDAM R., FAURE R.M., MAGNAN J.P., Caractérisation des éboulis de pente
à l’aide d’une grande boîte de cisaillement, The Geotechnics of Hard soils, Balkema,
1998, pp. 869-880.
[SAU 97] SAURY G., Caractérisation géomécanique d’un sol de torrent, Mémoire de DEA
MMGE, UJF Grenoble 1, 1997, 71p.
[TAC 99] TACNET J.M., GOTTELAND Ph., ABOURA A., Sols grossiers renforcés pour
ouvrages en sites instables, Reinforced coarse grained soils for structures on unstable
sites, Rencontres Géosynthetiques 99, Bordeaux, 1999, pp. 111-118
14