1

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 Gotteland@ujf-grenoble.fr ** Cemagref, groupement de grenoble, division ETNA BP 76 38042 Saint martin d’Heres cedex Jean-Marc.Tacnet@grenoble.cemagref.fr ___________________________________________________________________ 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.

2

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).

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

N.Sardat -

Bassin

Digue latérale

Protection contre l’affouillement

Radier

Ouvrage de retenu

3

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.

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 ;

0

1 0

2 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

8 0

9 0

10 0

0 ,0 0 1 0 ,01 0 ,1 1 1 0 1 0 0 10 0 0

O u v ertu re d e s ta m is (m m )

(%) d

e pa

ssan

ts

4

- 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 sol-géogrille 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.

Figure 3. Géotextile composite BDR 200 Composite geotextile BDR200

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

effort de traction

support non tissé aiguilleté (polypropylène)

fils de renfort en polyester

géogrille

sol bloqué par la géogrille

effort de traction coupe Effort de traction

5

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))

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

roulements

glissières

Espacement e ≈ 5 mm

Boîtier inférieur

N

F

N

Contact des roulements

Plaque dechargement

sol

L

H

L

H

6

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.

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).

essai sol/sol :-plaques lisses-H = 17,5 cm

H

essai sol/sol :-plaques lisses / rugueuses-H = 32,5 cm

H

essai sol / BDR 200 :-plaque lisse-H = 32,5 cm-BDR collé sur plaque bois

H

plaque bois

géotextilecollé

essai sol / TSR 110 :-plaque lisse-H = 32,5 cm-TSR posée sur sol compacté

H

sol compacté

géogrille

7

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.

Figure 7. Courbes types, cisaillement sable-sable Typical curves sand-sand shear tests

Boîtier

L x L (H) [mm] ψ λ σn

(kPa) τmax

(kPa) umax/L

(%) ϕ (°)

50 41,4 2 75 60,6 2

100 79,5 2,25

100 x 100

(20)

50

10

150 120,2 2,75

38

50 45,9 1,76 75 69,7 1,83

100 83,3 1,7

300 x 300

(65)

150

32,5

150 131,7 2,15

40

50 44,7* 6,5* 75 65,9* 6,5*

1000 x 1000

(175)

500

87,5

100 88,2* 6,5*

41

Tableau 1. Résultats de cisaillement sur sable de Leucate, (*) arbitraire. Results of shear test on the Leucate sand

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

0 5 10 15 200

0,20,40,60,8

11,2

u/L (% )

τ /σ n L =1000 m mL = 300 m mL = 100 m m

dγ = 17,8 kN/m 3σ n =100 kPa

H

L

solsol

(H = 0,35 m )(H = 0,13 m )

(H = 0,04 m )

8

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. Figure 8. Influence de l'épaisseur de l'échantillon, plaques lisse Influence of the thickness of the sample

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

0

50

100

150

200

250

0 40 80 120 160

u (mm)

τ (kPa)σn = 50 kPaFraction: 0/100 mm

dγ moyen = 21 kN/m3

H

L = 1000 mm

sol

sol

H = 0.325 m ; w = 5.4 % (λ = H/Dmax = 3,25)

H = 0.175 m ; w = 5.2 %(λ = H/Dmax = 1,75)

0

50

100

150

200

250

0 40 80 120 160

u (mm)

τ (kPa)

w moyen = 5,3 % γd moyen = 21 kN/m3

75 kPa plaques lisses75 kPa plaques rugueuses

Fraction: 0/100 mm L = 1000 mm

9

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 tangentielle-déplacement 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. Figure 10. Evolution de c et ϕ pour les deux types de condition aux limites Evolution of c and ϕ with limit conditions

Figure 11. Comportement comparé sur les deux fractions (u=100mm) Influence of the grains size

0

40

80

120

160

200

0 25 50 75 100 125 150

σn (kPa)

τ (kPa) Fraction : 0 / 100 mmFraction : 0 / 31,5 mm

c = 53 kPaϕ = 54°

c = 38 kPaϕ = 47,5°

u =100

0

40

80

120

160

200

0 40 80 120 160 200

u(mm)

τ (kPa)

75 kPa

50 kPa

75 kPa

50 kPa

w = 5,2 - 5,45 %

γd = 21 kN / m3 2 H = 0,65 m

2 H = 0,35 m

u =100

w = 5,8 % Fraction : 0 / 31,5 mm

Fraction : 0 / 100 mm

γd = 21,5 kN / m3

ϕ

0

20

40

60

80

0 40 80 120 160

u (mm)

(°)

plaques lissesγdmoy = 21kN/m3 ; wmoy = 5,3 %

plaques rugueusesγ 3

dmoy = 21kN/m; wmoy = 5,4 %

0

20

40

60

80

0 40 80 120 160

u (mm)

c (kPa)sol Manival

Fraction : 0/100 mm

H = 0,325 m

10

Appareil Type

d’essai γd

(kN/m3) 2H (m)

[λ] w

(%) σn

(kPa) τ

(kPa) ϕ (°)

c (kPa)

Sol Manival u = 100 mm Fraction : 0/100 mm (ψ = 10) Plaques lisses

21,03 5,1 25 87

20,95 5,45 50 131

21

0,65

[3,25] 5,2 75 125

54

53

Plaques rugueuses 21 5,2 25 95,5

21,1 5,44 50 159,6

sol-sol

20,8

0,65

[3,25] 5,6 75 195,5

62,5

43

Fraction : 0/31,5 mm(ψ ≅ 32) Plaques lisses

21,6 5,8 50 94 21,6 5,8 75 112 22,2 6,1 100 149,5

Boî

tier

de c

isai

llem

ent d

irec

t 100

0*10

00 m

m²

Lir

igm

-IST

G

sol-sol

22,2

0,35 [5,5]

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

ϕ (°)) c (kPa Boîtier

(mm*mm)

Sols

σn

(kPa)

τmax

(kPa)

τrés

(kPa)

Ψ

λ

max rés max Rés

50 104 87

100 164 117,5

300*300

150 232 196

9,5

2

52

47

38

24,5

50 94 -

75 112 -

100 149.5 -

1000*1000 Man

ival

Frac

tion

: 0/3

1,5

mm

125 178 -

32

5,5

47,5

38

Tableau 3. Influence des dimensions du boîtier, plaques lisses Effect of the shear boxe size

11

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)

w (%)

Vitesse de l’essai v (mm/mn)

H (cm)

Energie de compactageEnj (kJ/m3)

σn (kPa)

Interface sol Manival-géotextile BDR 200

Fraction : 0/100 mm ψ =10 λ = 3,25 Esgtx25 21,2 5,3 2,8 32,5 92 25 Esgtx50 21 5,1 3,5 32,5 92 50 Esgtx75 20,9 5,5 3 32,5 92 75

Fraction : 0/31,5 mm ψ ≅ 32 λ = 5,5 E1sgtx 21,7 6 2,8 17,5 92 50 E2sgtx 21,5 5,5 2,8 17,5 92 75 E3sgtx 21,7 6 2,5 17,5 92 100 E4sgtx 21,5 5,5 2,6 17,5 92 125

Interface sol Manival-géogrille TSR 110 Fraction : 0/100 mm ψ =10 λ = 3,25

Esggr25 20,95 5,2 3 32,5 92 25 Esggr50 21 5 3,2 32,5 92 50 Esggr75 20,9 5 3,5 32,5 92 75

Fraction : 0/31,5 mm ψ ≅ 32 λ = 5,5 E1sggr 21 4,6 2,6 17,5 92 50 E2sggr 21 4,6 2,5 17,5 92 75 E3sggr 21,2 4,7 2,8 17,5 92 100

Tableau 4. Données des essais d’interface sol - géosynthétique Shear tests soil - geosynthetics

12

Caractéristiques mécaniques

Déplacement relatif u/L(%)

Type D’essai

Fraction 0/Dmax

Indice de frottement 5 7.5 10 c (kPa) 13 14.5 14 ϕ (°) 36,7 36 37

0/100 mm

ƒϕ 0,75 0,72 0,69 c (kPa) 24 26,5 26 ϕ (°) 27 29 33

So

l - B

DR

200

0/31,5 mm

ƒϕ 0,7 0,64 0,69 c (kPa) 39 36 33 ϕ (°) 32 36 39

0/100 mm

ƒϕ 0,66 0,72 0,72 c (kPa) 56 61 60 ϕ (°) 33,4 33 36,5

So

l - T

SR 1

10

0/31,5 mm

ƒϕ 0,87 0,73 0,77 Tableau 5. Bilan comparatif des essais de frottement sol - géosynthétique Results of the shear tests soil - geosynthetic

Figure 13. Résultats comparatifs sol - BDR 200 - TSR 110 Results of soil – BDR 200 – TSR 110 tests

0

50

100

150

200

250

0 40 80 120 160 200

u (mm)

τ (kPa)sol-sol; 0/100 mmsol-sol; 0/31,5 mmsol-ggr TSR 100; 0/100 mmsol-ggr TSR 110; 0/31,5 mmsol-gtx BDR 200; 0/100 mmsol-gtx BDR 200; 0/31,5 mm

σ n = 50 kPa

13

Figure 12. Effet de la taille du boîtier Effect of the shear boxe size

Figure 15. Evolution comparée de ϕ et c en fonction de u ϕ and c evolution with lateral displacement

100

150

200

250τ

0

50

0 4 8 12 16

u/L (%)

(kPa)

L = 300 mm

L =1000 mm

σn = 50 kPa

γd = 19,5 kN/m3

γd = 21,6 kN/m3

Fraction : 0/31,5 mm

w = 5,2 %

w = 5,8 %

-2

0

2

4

6

8

0 4 8 12 16

u/L (%)

∆V V (%)

0

20

40

60

80

0 40 80 120 160 200

u (mm)

c,cg (kPa)

sol Manival0

20

40

60

80

0 40 80 120 160 200

u (mm)

ϕ, ϕg (°) 0/31,5 mm;sol-sol 0/100 mm0/31,5 mm; sol-ggr TSR1100/100 mm0/31,5 mm; sol-ggx BDR2000/100 mm

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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 sol-géogrille 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

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[SHI 99] SHIRDAM R., FAURE R.M., MAGNAN J.P., Caractérisation des éboulis de pente

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[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

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