Développement d’un appareil de cisaillement annulaire à volume constant et son application sur les argiles

sensibles de Saint-Jude

Mémoire

Hubert Michaud

Maîtrise en Génie Civil

Maître ès sciences (M. Sc.)

Québec, Canada

© Hubert Michaud, 2018

Développement d’un appareil de cisaillement annulaire à volume constant et son application sur les argiles

sensibles de Saint-Jude

Mémoire

Hubert Michaud

Sous la direction de :

Ariane Locat, directrice de recherche

Jean-Marie Konrad, codirecteur de recherche

iii

Résumé

Ce projet de maîtrise porte sur le développement d’un nouvel appareil de cisaillement annulaire permettant de

cisailler un échantillon d’argile sensible intact jusqu’à de grandes déformations dans des conditions

équivalentes à celle d’un essai non-drainé, soit par cisaillement à volume constant. Plusieurs essais ont été

réalisés avec cet appareil sur des échantillons intacts d’argile sensible prélevés avec un échantillonneur de

grand diamètre sur le site de l’étalement de Saint-Jude, survenu 10 mai 2010. Les résultats de ces essais

témoignent du bon fonctionnement de l’appareil. Pour des fins de comparaison, des essais de compression

triaxiale et de cisaillement simple ont aussi été réalisés sur des échantillons du même sol. L’ensemble des

résultats a permis de démontrer qu’en plus d’être le plus approprié des trois types d’essai de cisaillement

réalisés pour caractériser adéquatement la résistance au cisaillement à grandes déformations des argiles,

l’essai de cisaillement annulaire est le seul à permettre l’atteinte de la résistance au cisaillement résiduelle.

iv

Abstract

This study is about the development of a new ring shear apparatus which is able to shear an undisturbed

sensitive clay sample at large strains in test conditions equivalent to an undrained test, by the mean of a

constant volume test. A series of tests were realised on samples of undisturbed sensitive clay cored with a

large diameter sampler on the site of the Saint-Jude spread that occurred on May 10th 2010. The results of

those tests show that the apparatus is working properly. The results are compared with results of triaxial

compression test and direct simple shear test realised on samples from the same soil. The outcome of the

comparison is that the ring shear test is the better of the three types of test to characterise properly the shear

strength at large strains of the clays. It is also the only one of the three types of test that is able to reach the

residual shear strength.

v

Table des matières

Résumé ........................................................................................................................ iii

Abstract ....................................................................................................................... iv

Table des matières ....................................................................................................... v

Liste des tableaux ........................................................................................................ ix

Liste des figures ........................................................................................................... x

Liste des symboles ..................................................................................................... xiv

Remerciements ......................................................................................................... xvii

1. Introduction ............................................................................................................... 1

1.1 Mise en contexte ...................................................................................................................................... 1

1.2 Problématique .......................................................................................................................................... 2

1.3 Objectifs du projet ..................................................................................................................................... 2

1.4 Organisation du mémoire ......................................................................................................................... 3

2. Mise en contexte....................................................................................................... 5

2.1 Le comportement des argiles sous cisaillement ....................................................................................... 5

2.2 La résistance résiduelle des argiles ......................................................................................................... 6

2.2.1 Mobilisation de la résistance résiduelle ............................................................................................. 6

2.2.2 Relations entre la résistance résiduelle et certaines propriétés géotechniques. ............................... 8

2.2.3 Effets de la contrainte effective de consolidation sur la résistance résiduelle ................................... 9

2.2.4 Effets de la vitesse de cisaillement sur la résistance résiduelle ...................................................... 11

2.2.5 Applications de la résistance résiduelle .......................................................................................... 12

2.3 Le comportement au cisaillement à grandes déformations des argiles de l’est du Canada. .................. 12

2.4 Les essais de cisaillement annulaire sur des échantillons d’argiles ....................................................... 14

2.4.1 Les pionniers ................................................................................................................................... 14

2.4.2 La seconde vague d’innovation ....................................................................................................... 15

2.4.3 La popularisation de l’essai ............................................................................................................. 17

2.4.4 Les améliorations de l’appareillage et de la méthodologie .............................................................. 18

2.4.5 Les essais à volume constant ......................................................................................................... 21

vi

3. L’argile de Saint-Jude ............................................................................................. 44

3.1 Campagne d’échantillonnage ................................................................................................................. 44

3.2 Caractérisation de l’argile de Saint-Jude ................................................................................................ 45

3.2.1 Description des essais de caractérisation ....................................................................................... 45

3.2.2 Résultats des essais de caractérisation .......................................................................................... 46

3.2.3 Analyse des résultats des essais de caractérisation réalisés .......................................................... 47

3.3 Comportement mécanique de l’argile de Saint-Jude .............................................................................. 49

3.3.1 Description des essais de caractérisation du comportement mécanique ........................................ 49

3.3.2 Résultats des essais de caractérisation du comportement mécanique ........................................... 52

3.3.3 Analyse des essais de caractérisation du comportement mécanique ............................................. 55

4. L’appareil de cisaillement annulaire ULaval ............................................................ 73

4.1 Description de l’appareil ......................................................................................................................... 74

4.1.1 Le châssis ....................................................................................................................................... 74

4.1.2 La boîte de cisaillement .................................................................................................................. 74

4.1.3 Le système de chargement ............................................................................................................. 75

4.1.4 Le système de rotation .................................................................................................................... 76

4.1.5 Le système électrique ..................................................................................................................... 77

4.2 Méthodologie .......................................................................................................................................... 77

4.2.1 Procédures d’essai .......................................................................................................................... 77

4.2.2 Traitement des données ................................................................................................................. 80

5. Les résultats des essais de cisaillement annulaire.................................................. 88

5.1 RSC05................................................................................................................................................ 89

5.2 RSC07................................................................................................................................................ 90

5.3 RSC08................................................................................................................................................ 91

5.4 RSC09................................................................................................................................................ 92

5.5 RSC10................................................................................................................................................ 93

5.6 Sommaire ........................................................................................................................................... 94

vii

6. Analyse des résultats expérimentaux ................................................................... 108

6.1 Analyse des résultats des essais de cisaillement annulaire ................................................................. 108

6.1.1 Validité des résultats ..................................................................................................................... 108

6.1.2 Résistance en pic et anti-écrouissage ........................................................................................... 109

6.1.3 Résistance à grandes déformations et atteinte des états critique et résiduel ............................... 109

6.1.4 Cheminements de contraintes et paramètres de résistance au cisaillement................................. 110

6.2 Comparaison des résultats des essais RSC, DSS et CIU .................................................................... 111

6.3 Limitations de l’appareil de cisaillement annulaire ................................................................................ 113

6.3.1 Problématique de la préservation de la teneur en eau .................................................................. 113

6.3.2 Problématique de l’extrusion de sol .............................................................................................. 115

7. Conclusion ............................................................................................................ 122

8. Recommandations ................................................................................................ 126

Bibliographie ............................................................................................................. 128

Annexe 1 : Coupes tomodensitométriques axiales des échantillons de grand diamètre

utilisés dans le cadre du projet ................................................................................. 133

Annexe 2 : Présentation des calculs effectués dans le cadre du traitement des

données des essais œdométrique ............................................................................ 137

A2.1 Caractéristiques de l’échantillon ........................................................................................................ 137

A2.2 Calculs de la déformation ................................................................................................................... 140

Annexe 3 : Présentation des calculs effectués dans le cadre du traitement des

données des essais de compression triaxiale ........................................................... 141

A3.1 Caractéristiques de l’échantillon ........................................................................................................ 141

A3.2 Traitement des données .................................................................................................................... 142

A3.3 Correction de l’aire ............................................................................................................................. 145

A3.4 Correction de la membrane ................................................................................................................ 146

viii

Annexe 4 : Présentation des calculs effectués dans le cadre du traitement des

données des essais de cisaillement simple .............................................................. 149

A4.1 Caractéristiques de l’échantillon ........................................................................................................ 149

A4.2 Traitement des données .................................................................................................................... 150

Annexe 5 : Protocole détaillé pour l’essai de cisaillement annulaire à volume constant

avec l’appareil ULaval ............................................................................................... 152

Préparation ................................................................................................................................................. 152

Découpe préliminaire .................................................................................................................................. 152

Découpe principale ..................................................................................................................................... 153

Installation .................................................................................................................................................. 155

Consolidation .............................................................................................................................................. 156

Cisaillement ................................................................................................................................................ 157

Démontage ................................................................................................................................................. 157

Annexe 6 : Calibration des capteurs de l’appareil de cisaillement annulaire ............. 159

A6.1 Capteurs de pression interstitielle ...................................................................................................... 159

A6.2 Potentiomètre de position verticale .................................................................................................... 159

A6.3 Cellule de charge ............................................................................................................................... 160

A6.4 Couplemètre....................................................................................................................................... 160

Annexe 7 : Considérations sur le fonctionnement de l’appareil ................................. 168

A7.1 Évaluation du frottement dans l’appareil ............................................................................................ 168

A7.1.1 Frottement dans l’axe de la contrainte verticale ......................................................................... 168

A7.1.2 Frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement ............................................................... 169

A7.2 Localisation du plan de cisaillement ................................................................................................... 172

A7.3 Données de pression interstitielle ...................................................................................................... 174

Annexe 8 : Revue des trois mécanismes de cisaillement ......................................... 182

ix

Liste des tableaux

Tableau 3.1 - Résultats des essais de détermination des limites de consistance ............................................ 58

Tableau 3.2 – Teneurs en eau prises lors du détubage sur le terrain ............................................................... 58

Tableau 3.3 - Synthèse des résultats des essais de sensibilité ........................................................................ 58

Tableau 3.4 – Synthèse des résultats des essais de consolidation œdométrique ............................................ 58

Tableau 3.5 – Synthèse des résultats des essais de compression triaxiale ..................................................... 59

Tableau 3.6 - Synthèse des résultats des essais de cisaillement simple.......................................................... 59

Tableau 4.1 - Caractéristiques de quelques appareils de cisaillement annulaire ............................................. 82

Tableau 4.2 - Liste des composantes de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval ...................................... 83

Tableau 5.1 - Conditions imposées pour les essais de cisaillement annulaire ................................................. 96

Tableau 5.2 - Teneurs en eau prises avant la réalisation de l’essai ................................................................. 96

Tableau 5.3 - Teneurs en eau prises après la réalisation de l’essai ................................................................. 96

Tableau 5.4 - Synthèse des résultats des essais de cisaillement annulaire ..................................................... 96

Tableau 6.1 - Comparaison des résistances en pic obtenues lors des essais CIU, DSS et RSC ................... 117

Tableau 6.2 - Comparaison des résistances à grandes déformations obtenues lors des essais CIU, DSS et

RSC .......................................................................................................................................... 117

Tableau A6.1 - Caractéristiques des signaux de calibration du couplemètre ................................................. 163

Tableau A7.1 - Effets de trois facteurs sur le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement .............. 175

x

Liste des figures

Figure 1.1 - Localisation de la municipalité de Saint-Jude (Locat et al., 2011a) ................................................. 4

Figure 2.1 - Caractéristiques du cisaillement des argiles surconsolidées (Skempton, 1964; d'après Meehan et

al., 2006) ....................................................................................................................................... 23

Figure 2.2 - Résultats d'un essai de cisaillement direct avec allers-retours présenté à la manière de Skempton

(Skempton, 1964) .......................................................................................................................... 23

Figure 2.3 - Résultats du même essai de cisaillement direct avec allers-retours présenté à la figure

précédente, mais cette fois-ci à la manière de LaGatta (LaGatta, 1970) ...................................... 24

Figure 2.4 - Résultats d'essais de cisaillement annulaire sur des échantillons intact et remanié de l'argile de

Londres (LaGatta, 1970) ............................................................................................................... 24

Figure 2.5 - Relation entre l’angle de frottement résiduel et la quantité de particules de taille argileuse

(Skempton, 1964) .......................................................................................................................... 25

Figure 2.6 - Relation entre l’angle de frottement résiduel, la quantité de particules de taille argileuse et l'indice

de plasticité (Skempton, 1985) ...................................................................................................... 25

Figure 2.7 - Relation entre l’angle de frottement résiduel, la quantité de particules de taille argileuse et la limite

de liquidité (Stark & Eid, 1994) ...................................................................................................... 25

Figure 2.8 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la quantité de particules de taille argileuse (Suzuki

et al., 2005) ................................................................................................................................... 26

Figure 2.9 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (Suzuki et al, 2005) .............. 26

Figure 2.10 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'indice de plasticité (Suzuki et al., 2005) ........... 26

Figure 2.11 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et le ratio de la limite de plasticité sur la limite de

liquidité (Suzuki et al., 2005) ......................................................................................................... 27

Figure 2.12 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'activité (Suzuki et al., 2005) ............................. 27

Figure 2.13 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (Dewoolkar et Huzjak, 2005)

...................................................................................................................................................... 28

Figure 2.14 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'indice de plasticité (Dewoolkar et Huzjak, 2005)

...................................................................................................................................................... 28

Figure 2.15 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (Bayin et al., 2013) ............. 29

Figure 2.16 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'indice de plasticité (Bayin et al., 2013) ............. 29

Figure 2.17 - Non-linéarité de l'enveloppe de rupture à l'état résiduel (Meehan et al., 2006) ........................... 30

Figure 2.18 - Relation entre la contrainte de cisaillement et la contrainte effective normale (Hawkins et Privett.,

1985) ............................................................................................................................................. 30

Figure 2.19 - Relation entre l'angle de frottement résiduel sécant et la limite de liquidité (Eid et al., 2015) ..... 31

Figure 2.20 - Relation entre l'angle de frottement résiduel sécant et l'indice de plasticité (Eid et al., 2015) ..... 31

Figure 2.21 - Relation entre le ratio de la contrainte de cisaillement sur la contrainte normale et la vitesse de

cisaillement angulaire (Suzuki et al., 2001) ................................................................................... 32

Figure 2.22 - Relation entre le coefficient de l'effet de la vitesse et la quantité de particules de taille argileuse

(Suzuki et al., 2001) ...................................................................................................................... 32

Figure 2.23 - Relation entre le coefficient de l'effet de la vitesse et l'indice de plasticité (Suzuki et al., 2001) . 33

Figure 2.24 - Relation entre le coefficient de l'effet de la vitesse et l'activité (Suzuki et al., 2001) .................... 33

Figure 2.25 - Relation entre la contrainte de cisaillement et la vitesse de cisaillement (Bhat et al., 2013) ...... 34

xi

Figure 2.26 - Relation entre la proportion de phyllosilicates et de matières amorphes et la fraction argileuse

pour les argiles de la mer de Champlain (Leroueil, 1997) ............................................................. 34

Figure 2.27 - Effet de la présence d'agrégats raides et angulaires sur l'angle de frottement à grande

déformation pour l'argile de Saint-Jean-Vianney (Leroueil et Height, 2003; d'après Saihi et al.) .. 35

Figure 2.28 - Relation entre la résistance remaniée et l'indice de liquidité déterminés à l'aide du cône suédois

(Leroueil, 1983) ............................................................................................................................. 35

Figure 2.29 - Relation entre l'indice de plasticité et l'angle de frottement déterminé à la boîte de cisaillement

direct pour les argiles de la mer de Champlain (Leroueil et al., 1983; d'après Tremblay, 1983) ... 36

Figure 2.30 - Schémas de la boîte de cisaillement à anneaux solides (a) et de la boîte de cisaillement à

anneaux séparés (b) (Sadrekarimi et Olson, 2009) ...................................................................... 36

Figure 2.31 - Photographie de l'appareil Harvard (LaGatta, 1970) ................................................................... 37

Figure 2.32 - Schéma de l'appareil Harvard (LaGatta, 1970) ........................................................................... 37

Figure 2.33 - Photographie de l'appareil NGI (Bishop et al., 1971) ................................................................... 38

Figure 2.34 - Schéma général de l'appareil NGI (Bishop et al., 1971) .............................................................. 39

Figure 2.35 - Schéma de la boîte de cisaillement de l'appareil NGI (Bishop et al., 1971) ................................ 39

Figure 2.36 - Photographie de l'appareil Bromhead (Wykeham Farrance) ....................................................... 40

Figure 2.37 - Photographie de l'appareil UBC (Bosdet, 1980) .......................................................................... 40

Figure 2.38 - Schéma de l'appareil UBC (Bosdet, 1980) .................................................................................. 41

Figure 2.39 - Schéma illustrant le frottement mural causé par l'extrusion de sol dans un appareil de type

Bromhead (Meehan, 2007) ........................................................................................................... 41

Figure 2.40 - Photographie de la pierre poreuse modifiée (Anayi et al., 1989) ................................................. 42

Figure 2.41 - Photographies de la pierre poreuse originale (à droite) et de la pierre poreuse modifiée (à

gauche) (Meehan et al., 2006) ...................................................................................................... 42

Figure 2.42 - Schéma de l'appareil Illinois (Stark et Contreras, 1996) .............................................................. 43

Figure 3.1 - Profil géotechnique réalisé le long du forage F32092 (Locat et al., 2011a) ................................... 60

Figure 3.2 - Profil géotechnique réalisé le long du forage F32100 (Locat et al., 2011a) ................................... 61

Figure 3.3 - Localisation du forage F32230 (adapté de Locat et al., 2011a)..................................................... 62

Figure 3.4 - Utilisation des échantillons provenant du forage F32230 .............................................................. 63

Figure 3.5 - Examen tomodensitométrique réalisé sur des échantillons de grand diamètre au Laboratoire

multidisciplinaire de tomodensitométrie pour les ressources naturelles et le génie civil de de

l'INRS ............................................................................................................................................ 64

Figure 3.6 - Courbes granulométriques obtenues à différentes profondeurs lors des essais de sédimentométrie

...................................................................................................................................................... 64

Figure 3.7 - Profil géotechnique réalisé le long du forage F32230 ................................................................... 65

Figure 3.8 - Photographie de l’échantillon TM6-C contenant des taches noires associées à des sulfures ....... 66

Figure 3.9 - Résultats de l'essai œdométrique OED01 ..................................................................................... 67

Figure 3.10 - Résultats de l'essai oedométrique OED02 .................................................................................. 68

Figure 3.11 - Résultats de l'essai œdométrique OED03 ................................................................................... 69

Figure 3.12 - Résultats des essais de compression triaxiale ............................................................................ 70

Figure 3.13 - Résultats des essais de cisaillement simple ................................................................................ 71

Figure 3.14 - Courbes de consolidation d'un sol idéal (a) et d'un sol structuré (b) (Leroueil, 1992; d'après

Leroueil et Hight, 2003) ................................................................................................................. 72

xii

Figure 4.1 - Schéma illustrant le principe de l'essai de cisaillement annulaire ................................................. 84

Figure 4.2 - Photographie de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval ........................................................ 84

Figure 4.3 - Schéma de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval ................................................................. 85

Figure 4.4 - Schéma de la boîte de cisaillement de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval ...................... 86

Figure 4.5 - Schéma du dispositif de découpe .................................................................................................. 86

Figure 4.6 - Manipulations effectuées lors de la découpe de l'échantillon ........................................................ 87

Figure 5.1 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC05 ................................................................... 97

Figure 5.2 - Photographie de la boîte de cisaillement au terme de l'essai RSC05 ........................................... 98

Figure 5.3 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de

l'essai RSC05 ................................................................................................................................ 98

Figure 5.4 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC07 ................................................................... 99

Figure 5.5 - Photographie de l'échantillon au terme de l'essai RSC07 ........................................................... 100

Figure 5.6 - Photographie de l'anneau inférieur intérieur au terme de l'essai RSC07 .................................... 100

Figure 5.7 - Photographie de la boîte de cisaillement au terme de l'essai RSC07 ......................................... 100

Figure 5.8 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC08 ................................................................. 101

Figure 5.9 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de

l'essai RSC08 .............................................................................................................................. 102

Figure 5.10 - Photographie des anneaux extérieurs au terme de l'essai RSC08 ........................................... 102

Figure 5.11 - Photographie des anneaux intérieurs au terme de l'essai RSC08 ............................................ 102

Figure 5.12 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC09 ............................................................... 103

Figure 5.13 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de

l'essai RSC09 .............................................................................................................................. 104

Figure 5.14 - Photographie des anneaux extérieurs après 8 jours lors de l'essai RSC09 .............................. 104

Figure 5.15 - Photographie des anneaux extérieurs après 11 jours lors de l'essai RSC09 ............................ 104

Figure 5.16 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC10 ............................................................... 105

Figure 5.17 - Photographie de la boîte de cisaillement au terme de l'essai RSC10 ....................................... 106

Figure 5.18 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de

l'essai RSC10 .............................................................................................................................. 106

Figure 5.19 - Résultats de l'ensemble des essais de cisaillement annulaire .................................................. 107

Figure 6.1 - Résultats des essais de cisaillement annulaire analysés ............................................................ 118

Figure 6.2 – Résultats des essais de cisaillement annulaire analysés dans la représentation de LaGatta (1970)

.................................................................................................................................................... 119

Figure 6.3 - Comparaison des résistances en pic et des résistances à grandes déformations obtenues dans le

cadre des trois types d'essai de cisaillement .............................................................................. 119

Figure 6.4 - Histogramme des teneurs en eau prises lors de la découpe de l'échantillon .............................. 120

Figure 6.5 - Histogramme des teneurs en eau moyennes mesurées avant et après l'essai de cisaillement

annulaire ..................................................................................................................................... 120

Figure 6.6 - Effet de l'ouverture de l'espacement entre les anneaux lors de l'essai RSC08 ........................... 121

xiii

Figure A1.1 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM5-A ...................................................... 133

Figure A1.2 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM5-B ...................................................... 133

Figure A1.3 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM5-C ...................................................... 134

Figure A1.4 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM6-A ...................................................... 134

Figure A1.5 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM6-B ...................................................... 135

Figure A1.6 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM6-C ...................................................... 135

Figure A1.7 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM7-A ...................................................... 136

Figure A6.1 - Courbe de calibration du capteur de pression #1 ...................................................................... 164

Figure A6.2 - Courbe de calibration du capteur de pression #2 ...................................................................... 164

Figure A6.3 - Courbe de calibration du potentiomètre de position verticale.................................................... 165

Figure A6.4 - Courbe de calibration de la cellule de charge ........................................................................... 165

Figure A6.5 - Signaux obtenus lors de la calibration du couplemètre ............................................................. 166

Figure A6.6 - Courbes de calibration du couplemètre ..................................................................................... 167

Figure A7.1 - Effet de l'enfoncement du piston sur le frottement dans l'axe verticale ..................................... 176

Figure A7.2 - Schéma représentant le frottement dans l'axe vertical sur la boîte de cisaillement vide ........... 177

Figure A7.3 - Schéma représentant le frottement dans l'axe vertical sur la boîte de cisaillement contenant

l'échantillon ................................................................................................................................. 177

Figure A7.4 - Effet de l'enfoncement du piston sur le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement . 178

Figure A7.5 - Effet de l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs sur le frottement

dans l'axe de la contrainte de cisaillement .................................................................................. 178

Figure A7.6 - Effet de la vitesse de rotation du moteur sur le frottement dans l'axe de la contrainte de

cisaillement ................................................................................................................................. 178

Figure A7.7 - Schéma représentant le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement sur la boîte de

cisaillement vide .......................................................................................................................... 179

Figure A7.8 - Schéma représentant le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement sur la boîte de

cisaillement contenant l'échantillon ............................................................................................. 179

Figure A7.9 - Photographie de la boîte de cisaillement tout juste avant d’être installée dans l’appareil ......... 180

Figure A7.10 - Photographie de la boîte de cisaillement tout juste après la fin de l’essai .............................. 180

Figure A7.11 - Photographie de l’un des côtés extérieurs de l’échantillon une fois que celui-ci ait été retiré de

la boîte de cisaillement ................................................................................................................ 181

Figure A7.12 - Photographie de l’un des côtés intérieurs de l’échantillon une fois que celui-ci ait été retiré de la

boîte de cisaillement ................................................................................................................... 181

Figure A8.1 - Schéma de la distribution des contraintes lors d'un essai de compression triaxiale (Rees, 2013)

.................................................................................................................................................... 184

Figure A8.2 - Schéma des modes de ruptures lors d'un essai de compression triaxiale (adaptée de LaRochelle

et al., 1987) ................................................................................................................................. 184

Figure A8.3 - Schéma du mode de rupture et de la distribution des contraintes lors d'un essai de cisaillement

simple (adaptée de DeGroot et al., 1992) ................................................................................... 185

Figure A8.4 - Schéma du mode de rupture et de la distribution des contraintes lors d'un essai de cisaillement

annulaire (adaptée de Bishop et al., 1971) ................................................................................. 185

xiv

Liste des symboles

A [m2] : aire

A0 [m2] : aire initiale

Ac [m2] : aire après consolidation

Ae [m2] : aire finale

Af [m2] : aire à la rupture

Acor baril [m2] : aire corrigée pour rupture en baril

Acor plan [m2] : aire corrigée pour rupture en plan

a [-] : pente de la droite

α [°] : angle entre le plan de cisaillement et l’horizontale

b [kPa] : ordonnée à l’origine de la droite

C [N*m] : couple

Céch [N*m] : couple à l’échantillon

c’ [kPa] : cohésion effective

cc [mm] : circonférence centrale

γ [%] : déformation angulaire

D [m]: diamètre

D0 [m] : diamètre initial

Da [m] : plus grand diamètre de l’ellipse de la section transversale

Db [m] : plus petit diamètre de l’ellipse de la section transversale

Δd [m] : déplacement horizontal

Δdplan [m] : distance entre le coin du plan de cisaillement et la surface de l’échantillon

δ [m] : déplacement tangentiel

δ’v [%] : déformation verticale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement

δ’e [%] : déformation verticale finale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement

e [-] : indice des vides

e0 [-] : indice des vides initial

ee [-] : indice des vides final

ε [%] : déformation axiale

εh [%] : déformation horizontale

εv [%] : déformation verticale

εve [%] : déformation verticale finale

εvf [%] : déformation verticale à la rupture

Fh [N, kN] : charge horizontale

Fv [N, kN] : charge verticale

f [N, kN] : frottement

xv

G [kg/m3] : gravité spécifique des solides

g [m/s2] : accélération gravitationnelle

H [m] : hauteur

H0 [m] : hauteur initiale

Hc [m] : hauteur après consolidation

He [m] : hauteur finale

Hs [m] : hauteur des solides équivalente

ΔH [m] : variation de la hauteur

h [mm] : position verticale

h0 [mm] : position verticale initiale

Δh [mm] : déplacement verticale

θ [°] : position angulaire

∆θ [°] : déplacement angulaire

IL [-]: indice de liquidité

IP [-] : indice de plasticité

M [N*m] : module d’extension de la membrane

m [kg] : masse

mc [kg] : masse cumulée

md [kg] : masse sèche

mT0 [m] : masse totale initiale

mTf [kg] : masse totale finale

mw0 [kg] : masse initiale de l’eau

mwf [kg] : masse finale de l’eau

η [Pa*s] : viscosité dynamique du fluide

p’ [kPa] : paramètre de l’abscisse de la représentation de Cambridge

φ’ [°] : angle de frottement

φ’nc [°] : angle de frottement normalement consolidé

φ’r [°] : angle de frottement résiduel

q [kPa] : paramètre de l’ordonnée de la représentation de Cambridge

re [m] : rayon extérieur

ri [m] : rayon intérieur

rmoy [m] : rayon moyen

rp [m] : rayon de la poulie

ρd [kg/m3] : masse volumique sèche

ρs [kg/m3] : masse volumique des solides

ρw [kg/m3] : masse volumique du fluide

xvi

s’ [kPa] : paramètre de l’abscisse de la représentation de Lambe

σ1 [kPa] : contrainte principale

σ’1 [kPa] : contrainte effective principale

σ1c [kPa] : contrainte principale après consolidation

σ3 [kPa] : contrainte de confinement

σ’3 [kPa] : contrainte effective de confinement

σ3c [kPa] : contrainte de confinement après consolidation

σ1m [kPa] : contrainte principale appliquée par la membrane

σa [kPa] : contrainte axiale

σc [kPa] : contrainte cellulaire

σ’p [kPa] : contrainte effective de préconsolidation

σr [kPa] : contrainte radiale

σv [kPa] : contrainte verticale

σ’v [kPa] : contrainte effective verticale

σ’vc [kPa] : contrainte effective de consolidation

(σ1-σ3), (σ’1-σ’3), (σv-σh), (σ’v-σ’h), [kPa] : contrainte déviatorique

(σ1-σ3)m, (σ’1-σ’3) m, [kPa] : contrainte déviatorique reprise par la membrane

t [s, min, hre] : temps

t [kPa] : paramètre de l’ordonnée de la représentation de Lambe

τ [kPa] : contrainte de cisaillement

τgd [kPa] : résistance au cisaillement à grandes déformations

τh [kPa] : contrainte de cisaillement horizontale

τpic [kPa] : résistance au cisaillement en pic

U [V] : tension

Umax [V] : tension maximum

Umin [V] : tension minimum

Umoy [V] : tension moyenne

ΔU [V] : variation de la tension

u [kPa] : pression interstitielle

V0 [m3] : volume initial

Vc [m3] : volume après consolidation

Vs [m3] : volume des solides

ΔVc [m3] : variation du volume subie lors de la consolidation

v [m/s] : vélocité des particules

wf [m] : teneur en eau finale

wL [%] : limite de liquidité

wP [%] : limite de plasticité

wn [m] : teneur en eau naturelle

ωm [RPM] : vitesse de rotation du moteur

ωc [mm/min] : vitesse de cisaillement

xvii

Remerciements

La réalisation de ce projet de maîtrise s’inscrit dans un projet plus global visant à déterminer la contribution du

phénomène de la rupture progressive dans le développement d’une surface de rupture lors des glissements

de terrain de type « étalement latéral ». Il a été rendu possible grâce au soutien financier du Fonds québécois

de recherche sur la nature et les technologies (FRQNT).

Je souhaite remercier de tout cœur ma directrice, Mme Ariane Locat, pour m’avoir confié ce projet des plus

intéressants. Je tiens à souligner sa grande disponibilité, sa considération et sa passion qui font d’elle une

directrice exceptionnelle. Ce fût aussi formateur qu’inspirant de travailler à ses côtés.

Je désir aussi remercier mon co-directeur, M. Jean-Marie Konrad, pour ses judicieux conseils, sa vision et

pour les discussions aussi vives que stimulantes. Il fait partie de ces gens qui nous poussent à se dépasser.

Sincères remerciements à toute l’équipe du bureau de design du Département de génie mécanique de

l’Université Laval, chapeautée par M. Jean Ruel. Merci en particulier à M. Marc-André Campagna pour son

ingéniosité dans la conception et la programmation de l’appareil de cisaillement annulaire ainsi que pour sa

précieuse collaboration tout au long du projet.

Je tiens à souligner l’apport considérable de M. Christian Juneau, technicien de laboratoire au Département de

génie civil. Sa méticulosité et sa débrouillardise n’ont d’égale que la qualité du travail qu’il accomplit. Je le

remercie pour son soutien indispensable lors de la mise au point des procédures d’essais et de la phase

expérimentale de ce projet. Merci aussi à M. François Gilbert et M. Olivier Lachance, professionnels de

recherche au Département de génie civil, pour leurs nombreux coups de main.

J’aimerais aussi remercier l’équipe de la section Mouvements de terrain du Ministère des transports, de la

mobilité durable et de l’électrification des transports (MTMDET) pour leur précieuse collaboration en ce qui

concerne l’acquisition des échantillons de grand diamètre utilisés dans le cadre de ce projet, mais aussi pour

m’avoir transmis leur passion pour la géotechnique et la problématique des glissements de terrain.

Merci à M. Don DeGroot, professeur à l’Université du Massachusetts à Amherst, pour nous avoir prêté

l’appareil de cisaillement annulaire qu’il a développé.

Merci à Vincent Castonguay, étudiant au doctorat en génie civil, pour les discussions édifiantes, les

encouragements et les nombreux conseils.

xviii

Merci aussi à Judith Fournier, stagiaire au Laboratoire d’étude sur les risques naturels (LERN), pour son aide

très appréciée sur le terrain comme en laboratoire.

Mes remerciements vont aussi à mes collègues du 5e : Jonathan Leblanc, François Noel, Mélanie Mayers,

Kévin Hébert, Sarah Bouchard, Alain Durand, Catherine Cloutier, Dominique Turmel, Sandra Veillette et

Frédérique Tremblay-Auger. Leur aide, leurs encouragements, et surtout leur bonne compagnie m’ont

apportés un grand plaisir au cours des deux dernières années.

Finalement, merci à mes parents, Lyne Marier et Clément Michaud, qui m’accompagnent, me soutiennent et

m’encouragent avec dévouement et générosité dans tout ce que j’entreprends, et ce depuis les tous débuts.

1

1. Introduction

1.1 Mise en contexte

Le 10 mai 2010 au soir, un glissement de terrain de grande importance est survenu aux abords de la rivière

Salvail à Saint-Jude, une municipalité située en Montérégie (figure 1.1). Lors de cet événement, quatre

personnes ont péri suite à la destruction de leur résidence. Une route, le rang Salvail Nord, l’aqueduc, ainsi

que les lignes électrique et téléphonique ont aussi été emportés.

En réponse à cette tragédie, le site a fait l’objet d’une étude géotechnique approfondie réalisée par la section

Mouvements de terrain du Ministère des Transports du Québec (Locat et al., 2011a). Ces études ont entre

autres permis de déterminer qu’il y a eu formation d’une surface de rupture s’étant propagée de façon

horizontale sur une distance de 100 m dans le talus sur lequel étaient construites la route et la maison. Les

débris du glissement se sont disloqués en plusieurs horsts et grabens composés de blocs de sols très peu

remaniés. Cette morphologie particulière est typiquement associée à des glissements de terrain de type

étalement, qui surviennent fréquemment dans les argiles sensibles, en particulier au Québec.

Ces glissements sont rapides et ne présentent pratiquement pas de signes avant-coureurs. Ils représentent

donc un danger réel pour les populations et les infrastructures qui occupent les sols composés d’argile

sensible et le drame survenu en 2010 le démontre bien. Celui-ci souligne ainsi l’importance de bien

comprendre le mécanisme derrière ce type de glissement de terrain pour permettre une meilleure gestion des

risques qu’ils représentent.

Dans ce contexte, Locat et al. (2011b) utilisent l’approche de la rupture progressive pour expliquer le

phénomène des étalements et proposent une méthode numérique pour les modéliser. Selon cette approche,

la rupture progressive survient lorsque les déformations dans une pente entraînent la contrainte de

cisaillement à dépasser localement la résistance en pic du sol. Une fois le pic excédé, la résistance du sol

diminue sous l’augmentation des déformations jusqu’à ce qu’elle atteigne la résistance à grande déformation.

À ce moment, la contrainte qui n’est plus supportée par le sol est transférée au sol voisin, qui risque à son tour

d’atteindre la résistance en pic. La rupture se propage ainsi jusqu’à ce que l’équilibre entre les déformations et

les contraintes soit atteint de nouveau (Locat, 2007).

Lors d’un étalement, un déchargement en pied de talus, souvent causé par l’érosion, entraîne des

déformations suffisantes pour amorcer la rupture progressive. Celle-ci engendre une surface de rupture

2

subhorizontale le long de laquelle le sol se disloque en horsts et grabens jusqu’à l’atteinte d’un nouvel

équilibre. Le modèle numérique que Locat et al. (2013) proposent repose sur ces principes.

1.2 Problématique

L’une des conditions nécessaires au développement de la rupture progressive est que le sol soit fragile

(Leroueil, 2001), c’est-à-dire qu’il doit présenter un comportement anti-écrouissage. La fragilité, correspondant

à la variation de la résistance entre la résistance en pic et la résistance à grande déformation, est donc l’un

des principaux intrants du modèle numérique développé par Locat (2012).

Afin de valider le modèle numérique développé pour étudier le mécanisme des étalements latéraux, la

méthode a été appliquée à un cas d’étalement survenue en 1994 à Sainte-Monique-de-Nicolet (Locat et al.,

2015). Dans le cadre de ces travaux, la résistance à grandes déformations a été déterminée à l’aide d’essais

de cisaillement simple. Or, il a été montré que la fragilité du sol projetée par l’analyse à rebours de la rupture

dans ce cas-ci est beaucoup plus grande que celle calculée à partir de la résistance à grande déformation

mesurée au cisaillement simple.

Dans les faits, l’essai de cisaillement simple permet d’atteindre des déformations maximales de près de 30%.

Selon DeGroot et al. (1992), un sol soumis à un essai de cisaillement simple ne développe pas de

déformations suffisamment importantes pour que la résistance au cisaillement se stabilise.

Il devient donc nécessaire d’utiliser un appareil de laboratoire pouvant développer une plus grande énergie de

remaniement que peut fournir l’appareil de cisaillement simple afin de pouvoir engendrer de plus grandes

déformations et ainsi obtenir des valeurs de résistance à grandes déformations assez faibles pour représenter

correctement celles observées sur le terrain. L’utilisation de l’essai de cisaillement annulaire est donc

envisagée comme solution à ce problème dans le cadre de ce projet de maîtrise.

1.3 Objectifs du projet

La mission générale poursuivie au cours de ce projet de maîtrise est de doter le laboratoire de géotechnique

de l’Université Laval d’un appareil de cisaillement annulaire adapté aux argiles sensibles dans le but de

poursuivre la recherche sur le comportement des argiles sensibles au cisaillement à grandes déformations et

sur l’implication de ce comportement sur le mécanisme derrière les étalements.

3

Le projet comporte deux principaux objectifs spécifiques :

Mettre au point un appareil de cisaillement annulaire et élaborer une procédure d’essai permettant de

cisailler un échantillon d’argile sensible intact jusqu’à de grandes déformations dans des conditions

équivalentes à celle d’un essai non-drainé, soit par cisaillement à volume constant.

Caractériser le comportement sous cisaillement à grandes déformations de l’argile de Saint-Jude, à

l’aide entre autres de l’appareil de cisaillement annulaire développé au cours du projet.

1.4 Organisation du mémoire

Le mémoire comprend huit chapitres. Le premier chapitre est consacré à l’introduction. Le deuxième chapitre

constitue une mise en contexte. Il contient un cadre théorique à propos du comportement des argiles sous

cisaillement ainsi qu’un historique de l’essai de cisaillement annulaire sur des échantillons d’argile. Le

troisième chapitre dresse un portrait des caractéristiques de l’argile de Saint-Jude. Il fait état de la campagne

d’échantillonnage réalisée à l’amorce du projet de maîtrise. Il présente aussi l’ensemble des essais

communément employés pour la caractérisation et l’étude du comportement mécanique des argiles, réalisés à

partir des échantillons recueillis. Le quatrième chapitre introduit l’appareil de cisaillement annulaire qui fait

l’objet du projet. Il comprend une description détaillée de l’appareil et de ses composantes, la méthodologie

élaborée pour les essais à volume constant ainsi qu’un mot au sujet de la calibration des capteurs. Le

cinquième chapitre livre l’ensemble des résultats des essais effectués avec l’appareil de cisaillement

annulaire. Il comporte les résultats des essais menés selon la procédure élaborée pour les essais à volume

constant. Le sixième chapitre traite de l’analyse des résultats obtenus dans le cadre du programme

expérimental de ce projet. Le septième chapitre est la conclusion du mémoire. Le huitième chapitre rassemble

les recommandations issues des résultats de ce projet.

4

Figure 1.1 - Localisation de la municipalité de Saint-Jude (Locat et al., 2011a)

5

2. Mise en contexte

2.1 Le comportement des argiles sous cisaillement

Les sols argileux naturels soumis au cisaillement présentent en grande majorité un comportement anti-

écrouissage. Dans un diagramme portant la contrainte déviatorique en fonction de la déformation ou du

déplacement le long d’un plan de cisaillement, ce comportement se traduit par une courbe qui croit à partir de

l’origine jusqu’à l’atteinte d’un pic pour ensuite décroitre jusqu’à l’atteinte d’un plateau. De ce comportement

découle trois niveaux de résistance au cisaillement d’un sol : la résistance au pic, la résistance à l’état critique

et la résistance résiduelle. La figure 2.1 illustre en partie ce comportement.

La résistance au pic est la résistance maximale qu’un sol peut présenter. Elle se caractérise par l’angle de

frottement réel φ’ et la cohésion réelle c’ du sol à l’étude. Un sol atteint sa résistance au pic lorsqu’il franchit

son état limite. À cet instant, le sol atteint la rupture, c’est-à-dire qu’il cesse de présenter un comportement

élastique et commence à accumuler des déformations plastiques. Dans le cas des argiles de la mer de

Champlain, cela se produit à de faibles déformations, soit entre 0,6% et 1,2% (Leroueil et al., 1983). La valeur

de la résistance au pic dépend de de la contrainte effective de préconsolidation, de la microstructure, de

l’anisotropie et de la vitesse de cisaillement (Leroueil et Hight, 2003).

Après la rupture, la résistance du sol chute jusqu’à ce que le sol atteigne un état stationnaire. Cet état est

atteint lorsque les pressions interstitielles, en conditions non-drainées, ou les déformations volumiques, en

conditions drainées, se sont stabilisées. À cet instant, si les déformations subies par le sol sont homogènes,

on dit que le sol a rejoint son état critique. La résistance du sol est alors appelée résistance à l’état critique et

se caractérise par un angle de frottement critique φ’cr et une cohésion c’cr très faible. La diminution de la

résistance entre le pic et l’état critique est associée au bris des liens entre les particules et les agrégats

(Leroueil et Hight, 2003). On peut aussi parler de résistance à grandes déformations pour qualifier la

résistance d’un sol qui, après avoir dépassé le pic, tend à se stabiliser sans nécessairement remplir les

conditions pour l’atteinte de l’état critique.

La résistance résiduelle se caractérise par un angle de frottement résiduel φ’r et une cohésion pratiquement

nulle. Elle est associée à l’alignement complet des particules plates d’un sol lorsque celui-ci est soumis à de

très grands déplacements le long d’un plan de cisaillement. Si le sol ne contient pas de particules plates, mais

seulement des particules arrondies, celles-ci ne présentent pas d’orientation particulière et l’angle de

frottement résiduel correspond à l’angle de frottement à l’état critique (Leroueil et Hight, 2003). Bon nombre de

chercheurs se sont attardés à étudier la résistance résiduelle. Une revue de ces travaux est présentée à la

section suivante.

6

2.2 La résistance résiduelle des argiles

2.2.1 Mobilisation de la résistance résiduelle

Le comportement post-rupture des argiles est investigué pour la première fois dans les années 1930. En 1936,

Hvorslev observe que la résistance après la rupture diminue globalement en fonction du déplacement après la

rupture. Tiedemann raffine cette observation en 1937 en affirmant que la résistance après la rupture approche

une valeur constante. C’est à Casagrande que l’on doit le terme « résistance résiduelle » pour désigner la

résistance minimale qu’un sol puisse atteindre. En 1960, Hvorslev propose pour la première fois l’existence

d’un lien entre la réduction de la résistance après la rupture et la réorientation des particules du sol le long du

plan de cisaillement (d’après LaGatta, 1970).

Au cours de la 4th Rankine Lecture, Skempton (1964) attribue lui aussi une part de la diminution de résistance

après le pic à la réorientation des particules le long du plan de cisaillement. L’autre part est due selon lui à

l’augmentation de la teneur en eau qu’entraine le gonflement des argiles surconsolidées au comportement

dilatant lors du cisaillement. Il a observé ce phénomène autant en laboratoire que sur le terrain. Ces travaux

lancent l’intérêt à comprendre le mécanisme derrière la mobilisation de la résistance résiduelle.

En sachant que la résistance résiduelle n’est atteinte qu’à de très grands déplacements, LaGatta (1970)

revisite les données d’essais de cisaillement ayant eût pour but de déterminer la résistance résiduelle qui sont

disponibles dans la littérature. Il porte en graphique la contrainte de cisaillement en fonction du logarithme du

déplacement de façon à accentuer la pente de la courbe et mieux identifier l’apparition d’un plateau. Il

constate alors que la plupart des essais réalisés précédemment n’ont pas entrainé des déplacements assez

importants pour que la résistance résiduelle soit effectivement mobilisée. À titre d’exemple, la figure 2.2

montre les résultats d’un essai de cisaillement direct avec allers-retours réalisés sur un échantillon de l’argile

d’Hendon par Skempton (1964). Sur cette figure, la contrainte de cisaillement semble atteindre un plateau. La

figure 2.3 montre les mêmes résultats, mais présentés à la manière de LaGatta (1970). Sur cette figure, il est

clair que la contrainte de cisaillement diminue encore.

Lors de ses travaux, conduits à l’aide de l’appareil de cisaillement annulaire qu’il a développé, LaGatta (1970)

observe que la résistance résiduelle mesurée sur un échantillon intact et un échantillon remanié de la même

argile est similaire. La figure 2.4 présente les enveloppes de rupture à l’état résiduel d’un échantillon intact et

d’un échantillon remanié de l’argile de Londres. En effet, les angles de frottement résiduel définis par ces

enveloppes ne diffèrent que de 1°. Il observe aussi que la différence entre la résistance résiduelle d’un

échantillon d’argile normalement consolidée et celle d’un échantillon d’argile surconsolidée est faible. Bishop

et al. (1971) corroborent ces observations en concluant que la résistance résiduelle ne dépend ni de l’état de

l’échantillon, ni de son historique de chargement.

7

Chattopadhyay (1972) étudie la résistance résiduelle des minéraux argileux purs à l’aide d’essais de

cisaillement direct avec allers-retours. Il montre que la résistance résiduelle a un lien avec le clivage de ces

minéraux. Ceux qui, par leur clivage, ont une forme plate présentent une résistance résiduelle plus faible que

ceux ayant une forme subangulaire. Selon ses travaux, la résistance résiduelle d’une argile dépend donc de

son contenu minéralogique. Il montre aussi que le cisaillement ne se produit pas sur les plans de clivage à

l’intérieur des particules, mais bien entre ceux des particules adjacentes.

Lupini et al. (1981) publient des travaux sur la résistance résiduelle drainée des sols cohérents réalisés à

l’aide d’un appareil de cisaillement annulaire similaire à celui qu’utilise Bishop (1971). Suite à ces travaux et à

l’observation microscopique des plans de ruptures générés, ils concluent que la résistance résiduelle se

comporte selon trois modes : le mode turbulent, le mode transitoire et le mode glissant. Le mode turbulent

survient lorsque la composition du sol est dominée par des particules arrondies. Puisque les particules

arrondies ne présentent pas d’orientation préférentielle, elles ne s’alignent pas. La résistance résiduelle est

plus élevée et la chute de la résistance après le pic est attribuée au comportement dilatant de l’argile. La zone

de cisaillement formée dans ce mode n’est qu’une zone où la porosité est différente. Le mode glissant survient

lorsque la composition du sol est dominée par des particules plates. Puisque les particules plates peuvent

s’orienter, elles s’alignent selon la direction du cisaillement. La résistance résiduelle est alors plus faible et

dépend principalement de la minéralogie, de la chimie de l’eau contenue dans les pores et du coefficient de

frottement inter-particules du sol impliqué. Le mode transitoire fait le pont entre ces deux derniers modes,

lorsque ni les particules arrondies, ni les particules plates ne dominent la composition du sol.

Skempton (1985) fait le point sur les connaissances acquises à propos de la résistance résiduelle depuis son

importante présentation de 1964. Il énonce qu’en conditions drainées, le comportement post-rupture des

argiles surconsolidées se divise en deux phases. La première est celle qui a lieu entre le pic et l’état critique,

dans laquelle la perte de résistance est attribuée au comportement dilatant de l’argile, c’est-à-dire au fait que

sa teneur en eau augmente. La seconde a lieu entre l’état critique et l’état résiduel, dans lequel la perte de

résistance est due à la réorientation des particules plates contenues dans l’argile de façon parallèle à la

direction du cisaillement. En ce qui concerne le comportement post-rupture des argiles normalement

consolidées, il mentionne que la perte de résistance au fur et à mesure que les déplacements augmentent

n’est due qu’au phénomène de réorientation des particules plates.

Dans une note technique, Mesri et Cepeda-Diaz (1986) fournissent un complément à l’étude de Skempton

(1985). Ils réalisent des essais de cisaillement direct avec allers-retours sur des échantillons d’argile

reconstitués dans lequel le plan de cisaillement a été prédécoupé. Au cours de l’interprétation de leurs

résultats, ils expliquent que la réorientation des particules plates lors du cisaillement favorise l’arrangement

8

face-face. La pression de contact de l’arrangement face-face est moins grande que celle de l’arrangement

coin-face, qui domine lorsqu’il n’y a pas alignement des particules, et diminue la résistance du sol.

L’arrangement face-face permet aussi à l’eau adsorbée sur les particules d’être disposée de façon à favoriser

davantage la lubrification des particules. Ainsi, pour ces deux raisons, il est plus difficile pour les particules de

générer de la résistance lorsqu’elles sont orientées.

2.2.2 Relations entre la résistance résiduelle et certaines propriétés

géotechniques.

La recherche sur la résistance résiduelle ne s’est pas limitée qu’à l’explication du mécanisme derrière sa

mobilisation. Elle s’est étendue aussi à l’étude des corrélations qui existent entre la résistance résiduelle et

différents paramètres comme la minéralogie, la granulométrie et les limites de consistances des matériaux

testés.

Skempton (1964, 1985) a observé que plus la fraction argileuse d’un échantillon est grande, plus l’angle de

frottement résiduel mesuré est faible. Lors de la 4th Rankine Lecture (1964), il propose la corrélation illustrée à

la figure 2.5. Près de 21 ans plus tard, il précise qu’en deçà d’une fraction argileuse de 25%, l’effet de

l’alignement des particules plates sur la résistance au cisaillement n’est pratiquement pas significatif. L’argile

se comporte à ce moment comme un matériel plus grossier et l’angle de frottement résiduel est typiquement

supérieur à 20°. Au-delà d’une fraction argileuse de 50%, la résistance résiduelle est presque entièrement

régie par le frottement entre les particules plates. L’angle de frottement résiduel est alors de l’ordre de 5° à

15° selon sa composition minéralogique. Cette précision est illustrée à la figure 2.6. La diminution de l’angle

de frottement résiduel avec l’augmentation de la fraction argileuse est aussi observée par Rouaiguia (1996).

Lorsqu’on parle de fraction argileuse, il est important de faire la distinction entre la quantité de particules de

minéralogie argileuse, ou « clay fraction », et la quantité de particules de taille argileuse, ou « clay-size

fraction ». Les particules de taille argileuse ne sont pas toutes de minéralogie argileuse. Les particules de

minéralogie argileuse, c’est-à-dire les minéraux de la famille des phyllosilicates, comme par exemple l’illite, la

kaolinite et la smectite (ou montmorillonite), ont comme particularité d’être plates. Les particules de taille

argileuse, mais d’une autre minéralogie, ne le sont pas nécessairement. Comme la résistance résiduelle

dépend de l’alignement des particules selon une direction préférentielle dictée par le cisaillement, cette

distinction est importante.

Stark et Eid (1994) prennent en considération cette distinction. Ils utilisent la limite de liquidité comme étant un

indicateur de la minéralogie. Les résultats de leurs essais de cisaillement annulaire leur permettent de

9

proposer que l’angle de frottement résiduel sécant diminue avec l’augmentation de la quantité de particules de

taille argileuse ainsi qu’avec l’augmentation de la limite de liquidité, tel qu’illustré à la figure 2.7. En regroupant

plus de 513 données expérimentales prélevés de la littérature, comprenant entre autres celles de Skempton

(1964, 1985), Lupini et al. (1981) et Mesri et Cepeda-Diaz (1986), Suzuki et al. (2005) observent que la

résistance résiduelle diminue bel et bien lorsque la quantité de particules de taille argileuse diminue (figure

2.8). Or, ils stipulent que la corrélation entre la quantité de particules de taille argileuse et la résistance

résiduelle proposée est bonne seulement lorsque la minéralogie du sol comprend de la smectite, un des

minéraux argileux dont les particules sont plates.

Suziki et al. (2005) montrent aussi que les sols dans lesquels domine la quantité de smectite présentent aussi

des corrélations entre la résistance résiduelle et la limite de liquidité (figure 2.9), l’indice de plasticité (figure

2.10), le ratio de la limite de plasticité sur la limite de liquidité (figure 2.11) ainsi que l’activité (figure 2.12).

Parmi toutes les propriétés caractéristiques étudiées, c’est le ratio de la limite de plasticité sur la limite de

liquidité qui corrèle le mieux avec la résistance résiduelle. D’autres chercheurs ont aussi observé le lien entre

l’angle de frottement résiduel et les limites de consistance. À partir de résultats d’essais de cisaillement direct

avec allers-retours et d’essais de cisaillement annulaire, Dewoolkar et Huzjak (2005) publient des corrélations

entre l’angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (figure 2.13) et l’indice de plasticité (figure 2.14). Ils

considèrent ces corrélations valides seulement lorsque les échantillons sont préparés selon la même

méthodologie. En comparant des valeurs de résistance résiduelle drainée obtenues à l’aide d’essai de

cisaillement direct avec allers-retours, d’essai triaxial et d’essai de cisaillement annulaire, Bayin et al. (2013)

obtiennent eux aussi que la résistance résiduelle diminue lorsque la limite de liquidité et l’indice de plasticité

augmente. Ces corrélations sont illustrées aux figures 2.15 et 2.16 respectivement.

2.2.3 Effets de la contrainte effective de consolidation sur la résistance résiduelle

Plusieurs études ont montré que plus la contrainte effective de consolidation appliquée lors de l’essai est

grande, plus l’angle de frottement résiduel obtenu au terme de l’essai est faible. Or, dans bien des cas, il a été

observé que la relation entre ces deux paramètres, appelée enveloppe de rupture à l’état résiduel, n’est pas

linéaire mais bien courbe (LaGatta, 1970; Bishop et al., 1971; Lupini et al. 1981; Skempton, 1985; Stark et Eid,

1994; Dewoolkar et Huzjak, 2005). Ce concept est illustré à la figure 2.17. Lupini et al. (1981) ajoutent que

cette relation est d’autant plus importante lorsque le cisaillement se comporte selon le mode glissant.

Hawkins et Privett (1985) mesurent la résistance résiduelle à l’aide d’essais de cisaillement direct avec allers-

retours et d’essais de cisaillement annulaire. Ils concluent que l’angle de frottement résiduel n’est pas une

10

constante pour plusieurs sols cohérents, mais que ce paramètre varie en fonction de la contrainte normale

effective appliquée lors de la phase de consolidation de l’essai. Ils décrivent la courbe de l’enveloppe de

résistance résiduelle comme étant plus prononcée pour des valeurs de contrainte effective de consolidation

sous les 200 kPa (figure 2.18). Cela dit, plus la contrainte effective de consolidation augmente, plus

l’enveloppe de résistance résiduelle prend la forme d’une droite. L’angle de frottement résiduel, qui correspond

à la pente de cette droite, s’approche donc de plus en plus d’une valeur constante. Stark et Eid (1994)

précisent que la non-linéarité de cette courbe est significative pour les sols cohérents comportant au moins

50% de particules de taille argileuse ainsi qu’une limite de liquidité située entre 60% et 220%. Bae (2009)

observe aussi ce phénomène pour des valeurs de contraintes normales effectives très faibles, soit en deçà de

5 kPa.

Michell (1976; d’après Bosdet, 1980) propose deux explications plausibles à ce phénomène. Pour la première,

il suggère que le travail requis pour réaliser l’alignement des particules sous une contrainte effective de

consolidation faible est plus important que le travail requis pour cisailler le sol sans que les particules ne soient

alignées. Sous de fortes contraintes effectives de consolidation, le travail requis pour l’alignement des

particules est moins important. Ainsi, les particules s’alignent moins bien sous de faibles contraintes effectives

de consolidation que sous de fortes contraintes effectives de consolidation. Le cisaillement s’effectue plus

difficilement et donc, la résistance au cisaillement résiduelle mesurée au terme de l’essai est plus grande.

Pour la deuxième, il suggère qu’à de faibles contraintes effectives de consolidation, les aires de contact entre

les particules se comportent élastiquement tandis qu’à de fortes contraintes effectives de consolidation, elles

se comportent plutôt de façon plastique. Skempton (1985) mentionne qu’à de fortes pressions de

consolidation, la réorientation des particules est complétée à de plus faibles déplacements. Cette affirmation

va dans le même sens que la première hypothèse. Mesri et Huvaj-Sarihan (2012) appuient eux aussi ce fait.

Ils soulignent que l’angle de frottement résiduel sécant diminue avec l’augmentation de la contrainte normale

effective puisque dans ces conditions, la réorientation des particules devient plus optimale.

Eid et al. (2015) étudient aussi la résistance résiduelle des sols fins à de très faibles contraintes normales

effectives, dans ce cas-ci entre 3 kPa et 7 kPa. Ils concluent que dans ces conditions, la quantité de particules

de taille argileuse a une influence moins importante sur la résistance résiduelle que la limite de liquidité. Ces

deux paramètres sont principalement reliés au mode de cisaillement (turbulent, transitoire ou mode glissant) et

à la minéralogie de l’argile respectivement. Le mode de cisaillement a donc moins d’influence que la

minéralogie de l’argile sur la résistance résiduelle lorsque la contrainte normale effective est très faible.

Hawkins et Privett (1985) ajoutent que toute corrélation obtenue entre la résistance résiduelle et les propriétés

géotechniques, telles que celles présentées dans la section 1.2.3, doit tenir compte de la contrainte normale

11

effective. Ils précisent aussi qu’il est inapproprié de considérer des corrélations entre la résistance résiduelle et

les propriétés géotechniques lorsque le cisaillement du sol se comporte selon les modes turbulent ou

transitoire. Les corrélations de Stark et Eid (1994) présentées à la figure 2.7, qui montrent la diminution de

l’angle de frottement résiduel sécant avec l’augmentation de la limite de liquidité pour des pourcentages de

particules de taille argileuses différentes, prennent en compte la contrainte effective normale appliquée. De

plus, Eid et al. (2015) proposent des corrélations applicables lorsque le sol est soumis à de très faibles

contraintes normales effectives. Elles mettent en relation l’angle de frottement résiduel sécant et la limite de

liquidité, la quantité de particules de taille argileuse ainsi que l’indice de plasticité. Ces corrélations sont

illustrées aux figures 2.19 et 2.20 respectivement.

2.2.4 Effets de la vitesse de cisaillement sur la résistance résiduelle

Selon Skempton (1985), l’effet de la vitesse de cisaillement sur la résistance résiduelle est négligeable lorsque

la vitesse de cisaillement est entre 0,002 mm/min et 0,01 mm/min. Suzuki et al. (2001) réalisent plusieurs

essais de cisaillement annulaire en conditions drainées à différentes vitesses de cisaillement sur de la

kaolinite pure. Ils montrent que, pour des vitesses de cisaillement allant de 0,02 mm/min à 2,0 mm/min, la

résistance résiduelle augmente linéairement au fur et à mesure que le logarithme de la vitesse de cisaillement

augmente (figure 2.21). Ils publient aussi des corrélations entre la pente de cette relation, qu’ils appellent

« rate effect coefficient » ou coefficient de l’effet de vitesse, et la fraction argileuse (figure 2.22), l’indice de

plasticité (figure 2.23) ainsi que l’activité (figure 2.24). Dans les trois cas, le coefficient de l’effet de vitesse

augmente avec l’augmentation de la propriété géotechnique concernée . Ces corrélations leur permettent de

conclure que cette relation dépend du type et de la quantité de minéraux argileux contenus dans le sol étudié.

Bhat et al. (2013) effectuent une série d’essais de cisaillement annulaire très similaire à celle de Susuki et al.

(2001) sur des échantillons de kaolinite. Leurs résultats, présentés à la figure 2.25, montrent qu’à partir d’une

certaine vitesse de cisaillement, le fait d’augmenter lentement la vitesse de cisaillement a pour effet

d’augmenter faiblement la résistance résiduelle de l’argile. Sous une vitesse de cisaillement de 0,073 mm/min,

ce phénomène est considéré comme étant négligeable par les auteurs. Par contre, il est significatif entre des

vitesses de cisaillement de 0,233 mm/min et 0,586 mm/min. Les auteurs émettent l’hypothèse que ce

phénomène est relié à un changement dans le mode de cisaillement. Ainsi, selon cette hypothèse, lorsque la

vitesse de cisaillement est augmentée, le mouvement des particules au niveau de la zone de cisaillement

passe du mode glissant vers le mode turbulent, ce qui a pour effet de générer une résistance résiduelle plus

élevée. Ils stipulent aussi que l’augmentation de la vitesse de cisaillement entraîne un excès de pression

interstitielle. Si ces surpressions ne sont pas dissipées, cela a pour effet de faire varier la contrainte effective

12

normale appliquée sur l’échantillon lors du cisaillement, ce qui implique une variation de la résistance au

cisaillement résiduelle obtenue.

2.2.5 Applications de la résistance résiduelle

Skempton (1964) suggère que s’il y a déjà eu rupture dans une pente, tout mouvement subséquent sur le

même plan de rupture est contrôlé par la résistance résiduelle de l’argile qui la compose. Il appuie cette

hypothèse en montrant que les très faibles valeurs de résistance mobilisée lors de certains glissements de

terrain, obtenues par des essais de cisaillement direct sur des échantillons prélevés le long de leur surface de

rupture, avoisinent les valeurs de résistance résiduelle mesurées à l’aide d’essais de cisaillement direct avec

allers-retours sur des échantillons intacts. Ainsi, il démontre l’intérêt de l’étude de la résistance résiduelle pour

les problèmes de stabilité de pente. Dans son article de 1985, il présente des cas de glissements de terrain

pour lesquels des rétro-analyses ont été effectuées afin de déterminer la résistance au cisaillement mobilisée

lors de ces événements. Les résultats de ces rétro-analyses concordent avec ceux d’essais en laboratoire

provenant de la littérature qui ont été réalisés sur des échantillons présentant des plans de cisaillement

naturels prélevés à même les argiles impliquées. La variabilité des valeurs obtenues en laboratoire et celles

dérivées des analyses de stabilité est toutefois de ±10% (Skempton, 1985). Outre cette application, la

résistance résiduelle des argiles peut être mobilisée lors de toute sorte de situations, notamment dans le cadre

du design d’un pipeline offshore (Bae, 2009; Eid et al. 2015).

2.3 Le comportement au cisaillement à grandes déformations des

argiles de l’est du Canada.

La figure 2.26 montre la relation entre la proportion de phyllosilicates et de matières amorphes et la fraction

argileuse pour les argiles de la mer de Champlain. D’un point de vue minéralogique, un maximum de

seulement 50% de la fraction argileuse des argiles de la mer de Champlain, c’est-à-dire des particules ayant

un diamètre inférieur à 2 µm, est composée de phyllosilicates et de matières amorphes. Les minéraux

appartenant à cette famille, comme par exemple l’illite, la kaolinite et la smectite (ou montmorillonite), on

comme particularité d’être plats. L’autre part de la fraction argileuse est constituée de farine de roche produite

par l’érosion des glaciers (Leroueil, 1997). Ces particules ne sont pas plates, mais arrondies. Elles ne

s’alignent donc pas dans une direction préférentielle lors du cisaillement, ce qui fait en sorte que l’angle de

frottement résiduel mesuré pour ces types de sols n’est pas significativement différent de l’angle de frottement

à l’état critique.

13

De plus, les particules des argiles de l’est du Canada ont tendance à se regrouper en agrégats très raides et

très angulaires faisant entre 5 µm et 10 µm de diamètre. La présence de ces agrégats a pour conséquence

l’obtention d’un angle de frottement à grandes déformations plus grand que si les particules ne se liaient pas

entre elles de la sorte. La figure 2.27 illustre ce phénomène avec l’exemple de l’argile de Saint-Jean-Vianney

(Saihi et al., 2002). En effet, l’angle de frottement à grandes déformations de l’argile de St-Jean-Vianney

passe de 44° à l’état naturel, lorsque les particules sont regroupées en agrégats, à près de 30,5° à l’état

reconstitué, lorsque les agrégats ont été brisés par le remaniement.

D’autre part, pour les argiles de l’est du Canada dont font parties les argiles de la mer de Champlain, une

relation a été établie entre l’indice de liquidité déterminée à l’aide du cône suédois et la résistance au

cisaillement remaniée déterminée de la même façon. Cette relation est présentée à la figure 2.28, superposée

avec des données d’essais réalisés sur des argiles provenant d’un peu partout à travers le monde. Comme

l’indice de liquidité est généralement situé entre 0,7 et 2,2 pour les argiles de la mer de Champlain, cette

relation indique que la résistance au cisaillement remaniée de ces mêmes argiles est généralement située

entre 0,25 kPa et 4,16 kPa (Leroueil et al., 1983).

Lorsqu’elles sont soumises à des essais de cisaillement, que ce soit par cisaillement direct, cisaillement

simple ou compression triaxiale, les argiles de l’est du Canada présentent un comportement anti-écrouissage

(Lefebvre, 1981;Tremblay, 1983; Silvestri et al., 1989).

Lefebvre (1981) réalise des essais de compression triaxiale en conditions drainées sur des argiles provenant

de blocs prélevés sur près de 30 sites répartis dans l’est du Canada. D’après ses analyses, il obtient de façon

empirique que les paramètres de résistances au cisaillement à grandes déformations (ε = 8% dans ce cas-ci)

varient en fonction de la contrainte de préconsolidation du sol étudié. Pour une gamme de consolidation de

5 kPa à 30 kPa, l’angle de frottement passe de 24,2° pour une contrainte de préconsolidation de 100 kPa à

30,7° pour une contrainte de préconsolidation de 200 kPa. Les cohésions effectives correspondantes, soit de

9,5 kPa et 9,6 kPa respectivement, sont quant à elles indépendantes de la contrainte de préconsolidation.

Tremblay (1983) réalise des essais de cisaillement direct sur des échantillons d’argiles de l’est du Canada

dans le domaine normalement consolidé et dont le plan de cisaillement a été prédécoupé à l’aide d’une corde

tendue. Il obtient une corrélation entre l’angle de frottement déterminé à partir de ces essais et l’indice de

plasticité de l’argile à l’étude. Celle-ci est reprise par Leroueil et al. (1983) et présentée à la figure 2.29.

Tremblay (1983) effectue aussi des essais triaxiaux en conditions non-drainées sur des échantillons d’argiles

de l’est du Canada dans le domaine surconsolidé. À une déformation axiale ε de 8%, il obtient un angle de

frottement effectif commun à tous les sites étudiés de 44°. Il est à noter que la cohésion effective déduite est

nulle dans les deux cas.

14

Silvestri et al. (1989) réalisent des essais de cisaillement direct en conditions non-drainées et des essais de

cisaillement simple à volume constant sur des échantillons d’agiles de la mer de Champlain en faisant varier

l’inclinaison de l’échantillon. De cette façon, ils ont pu démontrer que, autant au niveau de la résistance en pic

qu’au niveau de la résistance à grandes déformations, ces argiles présentent une certaine anisotropie

lorsqu’elles sont soumises à des contraintes de consolidation insuffisamment grandes pour en briser la

structure.

2.4 Les essais de cisaillement annulaire sur des échantillons

d’argiles

2.4.1 Les pionniers

Les premiers articles rapportant des essais de cisaillement rotatif sur un échantillon de sol ayant la forme d’un

anneau remontent aux années 1930 (Hvorslev, 1939). Dès lors, les chercheurs ont remarqué que cette

technique présente certains avantages dans la détermination de la résistance résiduelle des argiles par

rapport aux autres méthodes d’essais de cisaillement développées antérieurement. En effet, dans le cadre de

cette technique, la déformation pouvant être appliquée à l’échantillon n’est pas limitée mécaniquement par

l’appareillage. De plus, cette technique permet de conserver l’aire du plan de cisaillement constant tout au

long de l’essai.

Le premier appareil de cisaillement rotatif a été développé par l’American Society of Civil Engineering

(A.S.C.E., 1917; d’après Hvorlsev, 1939). Il s’agit d’un échantillon confiné dans un contenant cylindrique sur

lequel est appliquée une charge verticale et sous lequel tourne un disque nervuré au diamètre inférieur à celui

de l’échantillon. De façon similaire, d’autres auteurs ont mis au point des appareils employant des échantillons

ayant une section transversale en forme de disque (Streck, 1928; Franzius et al., 1929; Langer, 1938; d’après

Hvorlsev, 1939). Cette configuration entraîne un problème important. Pour l’ensemble de ces appareils, la

distribution des contraintes ainsi que les changements de volume lors du déroulement de l’essai ne sont pas

uniformes. Selon Hvorslev (1939), les contraintes de cisaillement et les changements de volume croissent

radialement, partant d’une valeur nulle au centre de l’échantillon et allant jusqu’à une valeur maximale aux

abords de celui-ci.

Afin de pallier à cet inconvénient, d’autres auteurs ont employé des échantillons ayant une section

transversale en forme d’anneau (Gruner et Haefeli, 1934; Cooling et Smith, 1936; Hvorslev, 1936-1937-1939;

Tiedemann, 1937; Haefeli, 1938; d’après Hvorlsev, 1939). En considérant la distribution des contraintes de

cisaillement et des changements de volume proposée par Hvorslev (1939), l’écart de la valeur d’un paramètre

15

entre un point situé sur le diamètre intérieur d’un anneau et un autre situé sur son diamètre extérieur est

moindre que celle observée entre le centre d’un disque dans lequel l’anneau s’inscrit et le même diamètre

extérieur. De cette façon, l’utilisation d’un échantillon de forme annulaire a pour effet de diminuer la variabilité

du paramètre. Elle permet donc d’amenuiser les effets de la non-uniformité des contraintes de cisaillement

appliquées sur la section transversale de l’échantillon et des changements de volumes qui s’y opèrent.

Indépendamment de la section transversale de l’échantillon utilisé, certains appareils conçus à cette époque

partagent un autre problème reconnu à son tour par Hvorslev (1939). En effet, les designs employant une

paire d’anneaux solides pour confiner l’échantillon (A.S.C.E., 1917; Streck, 1928; Franzius et al., 1929;

Cooling et Smith, 1936; Hvorslev, 1936; d’après Hvorlsev, 1939) engendrent tous un plan de rupture situé à

proximité de l’interface entre le sol et la surface en rotation. À cet endroit, les dentelures mises en place pour

entrainer le sol peuvent remanier localement l’échantillon. La résistance résiduelle mesurée y est dans ce cas

potentiellement sous-estimée. C’est pourquoi sont introduits les paires d’anneaux divisés (Gruner et Haefeli,

1934; Hvorslev, 1937-1939; Tiedemann, 1937; Haefeli, 1938; Langer, 1938; d’après Hvorlsev, 1939). En

séparant en deux les anneaux intérieurs et extérieurs, la rupture est forcée de se produire au centre de

l’échantillon, loin de la zone où le sol est potentiellement remanié par les dentelures de la surface en rotation.

Le schéma présenté à la figure 2.30 illustre ces deux façons de confiner l’échantillon.

Bien que les concepts de base en ce qui a trait à la mesure de la résistance au cisaillement résiduelle aient

été établis au début du XXe siècle, l’importance de ce paramètre et son implication dans la stabilité des pentes

n’est pas encore pleinement réalisée par les géoscientifiques de l’époque (Meehan et al., 2006).

2.4.2 La seconde vague d’innovation

C’est lors de la Rankine’s Lecture de 1964 que Skempton ravive l’intérêt de la communauté scientifique pour

la résistance au cisaillement résiduelle. Durant sa présentation, qui porte sur la stabilité à long terme des

pentes dans l’argile, il démontre notamment que la résistance sur un plan de cisaillement préexistant est

inférieure à celle de l’argile remaniée. Il suggère donc que cette résistance résiduelle se compare à celle

mobilisée lors de la réactivation de certains glissements de terrain (Skempton, 1964). Ces assertions ont pour

effet de relancer la recherche pour mettre au point des appareils pouvant déterminer la résistance au

cisaillement résiduelle de façon adéquate.

Au début des années 1970, des travaux présentant de nouveaux appareils de cisaillement annulaire sont

publiés. Dans bien des cas, les essais rapportés dans les premiers papiers écrits sur le sujet n’ont pas permis

d’atteindre la résistance au cisaillement résiduelle puisque les déplacements obtenus n’y sont pas assez

16

importants. En effet, en portant graphiquement en fonction de la contrainte de cisaillement les données de

déplacement publiées avant ses travaux sur une échelle logarithmique, LaGatta (1970) observe que le plateau

qui définit la résistance au cisaillement résiduelle n’est pas atteint la plupart du temps. Il met donc au point, en

collaboration avec l’université Harvard, un appareil de cisaillement rotatif pour mener à bout ses recherches.

Cet appareil sera désigné comme étant l’appareil Harvard pour la suite de ce mémoire. Une photo de cet

appareil et un schéma de sa boîte de cisaillement sont présentés aux figures 2.31 et 2.32. Le dispositif à

déformation contrôlée (« strain-controlled ») qu’il conçoit permet de tester des échantillons au diamètre

extérieur de 7,11 cm à la fois de forme circulaire ou annulaire avec un diamètre intérieur de 5,08 cm et une

épaisseur qui varie entre 0,1 cm et 2,5 cm. Les anneaux utilisés pour confiner l’échantillon peuvent être

solides ou bien divisés à mi-hauteur et séparés d’une distance qui varie entre 0 et 0,002 pouces (0,005 cm).

Toutes ces possibilités confèrent à l’appareil une bonne flexibilité permettant à LaGatta d’investiguer les

sources d’erreurs dans la mesure de la résistance au cisaillement résiduelle.

Près d’un an plus tard, Bishop et son équipe de chercheurs provenant de l’Imperial College et du Norwegian

Geotechnical Institute développent un appareil de cisaillement annulaire encore utilisé fréquemment

aujourd’hui pour déterminer la résistance au cisaillement résiduelle drainée des argiles. Il sera désigné comme

étant l’appareil NGI pour la suite de ce mémoire (Bishop et al., 1971). Une photo et un schéma de cet appareil

ainsi qu’un schéma de sa boîte de cisaillement sont présentés aux figures 2.33, 2.34 et 2.35. Il s’agit d’un

appareil à déformation contrôlée (« strain-controlled »). L’échantillon de 0,75 pouce (1,905 cm) d’épaisseur y

est confiné par une paire d’anneaux divisés, ce qui lui procure un plan de rupture en son centre. Les diamètres

intérieur et extérieur des anneaux sont respectivement de 4 pouces (10,160 cm) et 6 pouces (15,240 cm). Les

auteurs estiment que le rapport entre l’épaisseur et le diamètre de l’échantillon est suffisamment petit pour

affirmer que la non-uniformité de la distribution des contraintes sur le plan de rupture est réduite à un niveau

acceptable.

Les principales contributions que souhaitent apporter LaGatta et Bishop avec leurs nouveaux designs sont des

solutions aux difficultés engendrées par la séparation des anneaux. En effet, dans un appareil de cisaillement

annulaire à anneaux divisés, la paire d’anneaux en rotation (anneaux inférieurs dans la plupart des cas)

frottent sur la paire d’anneaux fixes lors du cisaillement. Ce frottement s’oppose à la force appliquée aux

anneaux en rotation et vient s’ajouter à la résistance au cisaillement mesurée. Créer un espacement entre les

deux paires d’anneaux lors du cisaillement, comme il est possible de le faire aussi bien avec l’appareil Harvard

qu’avec l’appareil NGI, peut s’avérer une solution pour réduire ce frottement. Or, à ce moment, il est possible

que du sol s’échappe de la cellule de confinement. Ce phénomène est appelé extrusion. Le volume de

l’échantillon est alors réduit. La hauteur de l’échantillon devient moins importante aux bordures intérieures et

17

extérieures des anneaux qu’au niveau de son rayon moyen, ce qui a pour effet de redistribuer la contrainte

effective verticale sur l’échantillon.

Dans le but de minimiser le frottement tout en minimisant la perte de sol lors du cisaillement, LaGatta et

Bishop proposent tous deux un mécanisme d’ouverture permettant de contrôler l’espacement entre les deux

paires d’anneaux ainsi qu’un système de mesure du frottement entre les anneaux afin de déduire celle-ci de la

résistance au cisaillement obtenue.

L’une des conclusions communes aux travaux de LaGatta et de Bishop est que l’angle de frottement résiduel,

paramètre témoignant de la résistance au cisaillement résiduelle, n’est pas affecté par la structure initiale du

sol mis à l’essai (LaGatta, 1970; Bishop et al., 1971). Cela signifie que de simplifier la méthode en utilisant des

sols remaniés plutôt qu’intact pour déterminer la résistance au cisaillement résiduelle drainée apparaît ne pas

avoir d’impact sur la qualité de la mesure. Par contre, cela a pour conséquence de perdre l’avantage de

pouvoir caractériser le sol de la résistance en pic jusqu’à la résistance résiduelle. Qui plus est, dans le cas des

deux appareils, l’échantillon est inséré dans les anneaux de confinement en le poussant à l’aide d’un piston

lors de la préparation de l’essai. Cette procédure a forcément pour effet de remanier l’échantillon dès le

départ.

2.4.3 La popularisation de l’essai

En 1979, Bromhead met sur le marché ce qui deviendra l’appareil de cisaillement annulaire à l’utilisation

commerciale la plus répandue. Jusqu’à maintenant, les appareils de cisaillement annulaire existants sont des

dispositifs complexes et onéreux à employer et ne sont sollicités qu’à des fins de recherche. L’objectif de

Bromhead avec son nouveau design est de rendre accessible cette technologie à l’industrie et au génie en

proposant un appareil simple, rapide, robuste et peu couteux. Celui-ci sera désigné comme étant l’appareil

Bromhead pour la suite de ce mémoire. Une photo de cet appareil, commercialisé par la compagnie Wykeham

Farrance, est présentée à la figure 2.36. Il s’agit aussi d’un appareil à déformation contrôlée (« strain-

controlled ») qui permet de cisailler des échantillons de forme annulaire ayant un diamètre extérieur, un

diamètre intérieur et une épaisseur de 100 mm, 70 mm et 5 mm respectivement. Les anneaux de confinement

étant solides, le plan de rupture provoqué par l’appareil se situe à proximité de l’interface entre l’échantillon et

la pierre poreuse supérieure (Bromhead, 1979). Le parcours de drainage de la cellule de cisaillement est

court, ce qui confère à l’appareil une bonne rapidité lors de l’étape de la consolidation. De plus, les pressions

interstitielles se dissipent rapidement au niveau du plan de rupture puisque celui-ci est situé près du dessus de

l’échantillon (Meehan et al., 2006).

18

Visant aussi à mettre au point un appareil de cisaillement annulaire plus pratique que ceux déjà disponibles,

Bosdet (1980) développe pour le compte de la University of British Columbia un nouveau dispositif. Il sera

désigné comme étant l’appareil UBC pour la suite de ce mémoire. Une photo et un schéma de cet appareil

sont présentés aux figures 2.37 et 2.38. Comme les appareils décrits précédemment, il s’agit d’un appareil à

déformation contrôlée (« strain-controlled »). À la connaissance de l’auteur, c’est l’un des premiers appareils à

utiliser un système d’acquisition de données automatisé permettant le traitement des données par ordinateur.

Ainsi, il n’est plus nécessaire de mobiliser un technicien pour collecter les données pendant toute la durée de

l’essai. Fonctionnant sur les mêmes principes que l’appareil NGI, l’appareil UBC utilise une paire d’anneaux

divisés faisant respectivement 1,75 pouce (4,445 cm) et 2,75 pouce (9,985 cm) de diamètres intérieur et

extérieur. L’espacement entre ceux-ci est aussi contrôlé. L’épaisseur de l’échantillon testé peut varier jusqu’à

un maximum de 0,75 pouce (1,905 cm). Le parcours de drainage de la cellule de cisaillement est lui aussi

variable. Tout comme l’appareil NGI, l’appareil UBC utilise une partie de l’anneau de confinement comme outil

de taille de l’échantillon. Bosdet réalise des essais de cisaillement annulaire sur trois types d’argile ayant des

propriétés largement différentes. Lors de ces essais, il rencontre des problèmes de frottement latéral excessif

au niveau de l’anneau de confinement supérieur. Il attribue ces problèmes à la présence de zébrures de

corrosion observables sur les anneaux de confinements et suggère d’utiliser un matériau résistant à la

corrosion, comme par exemple l’acier inoxydable ou encore l’aluminium anodisé, pour la fabrication de ces

anneaux.

2.4.4 Les améliorations de l’appareillage et de la méthodologie

Devant l’engouement de l’industrie pour l’appareil Bromhead, plusieurs chercheurs se sont penchés sur ses

limitations. La principale critique dirigée à son égard concerne le frottement mural, aussi appelé « wall

friction » ou « side friction ». Ce phénomène, illustré à la figure 2.39, se produit lorsque la pierre poreuse

supérieure s’introduit dans le contenant de l’échantillon. Il se définit comme étant le frottement qui existe entre

les parois du contenant de l’échantillon et celles de la pierre poreuse. Plus la pierre poreuse s’enfonce dans le

contenant de l’échantillon, plus la magnitude du frottement mural est importante. Ce frottement contribue à

faire augmenter la résistance au cisaillement apparente du sol testé. La mesure de résistance déterminée par

l’essai est donc surestimée (Stark et Vettel, 1992; Meehan et al., 2007). Le frottement mural a aussi pour effet

de diminuer la contrainte verticale appliquée sur l’échantillon (LaGatta, 1970; Bishop et al., 1971).

Stark et Vettel (1992) considèrent que le frottement mural est la principale cause d’erreur qui influence la

valeur de la résistance résiduelle mesurée avec l’appareil Bromhead. Meehan et al. (2007) énoncent trois

causes à l’origine de cette problématique : les tassements dus à la consolidation primaire, les tassements dus

19

à l’extrusion du sol durant le pré-cisaillement ainsi que les tassements dus à l’extrusion du sol durant le

cisaillement. Ces deux groupes d’auteurs font mention que l’effet du frottement mural sur la mesure de la

résistance au cisaillement n’est pas observé dans le cas d’un appareil qui utilise des paires d’anneaux

séparées pour le confinement de l’échantillon, comme c’est le cas pour l’appareil Harvard et l’appareil NGI.

De nombreux travaux ont été réalisés pour tenter d’améliorer la procédure utilisée lors des essais de

cisaillement annulaire et les différentes composantes de l’appareil Bromhead et ainsi réduire la portée de ses

limitations. Parmi ceux-ci s’inscrivent ceux d’Anderson et Hammoud (1988), d’Anayi et al. (1989), de Stark et

Vettel (1992), de Stark et Eid (1993 et 1994), ainsi que de Meehan et al. (2007).

En tout, quatre procédures sont étudiées par ces auteurs, soit les procédures dites « single stage », «

multistage », « preshearing » et « flush » (Stark et Vettel, 1992). Un essai réalisé selon la procédure « single

stage » consiste à charger l’échantillon à la contrainte effective normale désirée pour ensuite le cisailler. Une

fois l’essai terminé, il faut disposer de l’échantillon. Lors d’un essai « multistage », l’échantillon est aussi

chargé à une première contrainte effective normale puis cisaillé jusqu’à atteindre des conditions de résistance

au cisaillement résiduelle. Une fois ces conditions atteintes, le cisaillement est arrêté puis l’échantillon est

soumis à une contrainte effective deux fois plus importante pour être, une fois reconsolidé, cisaillé de

nouveau. Ce procédé peut être répété pour plusieurs contraintes effectives normales, ce qui permet d’obtenir

l’enveloppe de rupture de l’argile testée à l’aide d’un seul et même échantillon. La méthode « preshearing »

implique comme son nom l’indique de cisailler l’échantillon à un taux de déplacement rapide avant de

procéder au cisaillement drainé à proprement dit. Cette technique permet l’obtention d’un plan de cisaillement

défini avant le début de l’essai. Comme lors d’un essai « single stage », l’échantillon soumis à un essai «

preshearing » ne peut être utilisé qu’une seule fois. La procédure « flush » est proposée par Stark et Vettel

(1992) dans le but de pallier au biais induit par l’extrusion du sol lors de l’essai et les tassements dus à la

consolidation de l’échantillon. Elle implique de remplir le contenant de l’échantillon jusqu’à rebord suite à la

phase de consolidation avec de l’argile remaniée provenant du même spécimen. Une reconsolidation du sol

est nécessaire avant de démarrer le cisaillement et un seul essai est possible par échantillon. Il est à noter

que ces procédures peuvent être appliquées à d’autre type d’appareils de cisaillement annulaire. Bishop et al.

(1971) utilisent notamment les procédures « single stage » et « multistage » dans leurs travaux présentant

l’appareil NGI. Bosdet (1980) utilise aussi ces deux procédures en plus de la procédure « preshearing » dans

ses travaux présentant l’appareil UBC.

Dans une note technique parue en 1988, Anderson et Hammoud comparent des résultats obtenus par un

essai « single stage » avec d’autres résultats obtenus par un essai « multistage » à l’aide d’un appareil

Bromhead sur des échantillons identiques et ce pour des échantillons appartenant à deux types d’argiles

20

normalement consolidées. Les auteurs concluent que la procédure « multistage » ne permet pas d’obtenir des

résultats satisfaisants lorsque le sol testé contient plus de 50% de particules argileuses (Anderson et

Hammoud, 1988).

De leur côté, Stark et Vettel (1992) ont commenté les quatre procédures décrites dans leur article. Ils ont

démontré que la procédure « single stage » donne de bonnes estimations de la résistance au cisaillement

résiduelle pour des contraintes normales inférieures à 200 kPa. Au-delà de ce seuil, la consolidation de

l’échantillon et l’extrusion du sol lors de l’essai causent des tassements importants. Les essais conduits par les

auteurs selon la méthode « preshearing » ont livrés des résultats insatisfaisants. Bien que le fait de créer un

plan de rupture avant de démarrer la phase de cisaillement permette de réduire le déplacement nécessaire

pour atteindre des conditions de résistance résiduelle par 30 à 40%, ce qui accélère le processus, cette étape

engendre des problèmes d’extrusion de sol importants. De plus, procéder ainsi élimine l’obtention de la valeur

de résistance au pic du sol testé. En ce qui concerne la procédure « multistage », elle est jugée efficace

lorsqu’elle engendre des tassements inférieurs à 15% de la hauteur initiale de l’échantillon utilisé. Autrement,

le frottement créé par l’introduction de la pierre poreuse supérieure dans le contenant de l’échantillon devient

trop important et il en résulte que la résistance résiduelle mesurée est trop élevée. Les résultats obtenus via la

procédure « flush » que proposent Stark et Vettel (1992) sont les plus conservateurs obtenus dans cette

étude. Le fait de remplir le contenant d’échantillon avant de procéder au cisaillement diminue de façon

importante l’intrusion de la pierre poreuse supérieure ainsi que le frottement qui en résulte. Elle est toutefois

plus lente que les autres méthodes puisque le remplissage et la reconsolidation du spécimen nécessitent un

certain temps.

Meehan et al. (2007) privilégient l’utilisation de la procédure « single stage » tout en préparant leurs

échantillons à des teneurs en eau moins importantes pour réduire la consolidation de l’échantillon et ainsi

diminuer la magnitude du frottement mural.

Dans une note technique parue en 1989, Anayi et al. font face à un problème de débalancement entre les

forces mesurées par les deux bagues d’étalonnage de leur appareil de type Bromhead modifié, grandissant au

fur et à mesure du déroulement de l’essai. Ils estiment que ce problème est dû au manque d’adhérence entre

les pierres poreuses de l’appareil, originalement rugueuses, et les faces inférieure et supérieure de

l’échantillon. Pour corriger le problème, les auteurs proposent l’insertion de 24 aubes de 3 mm de hauteur à

même les pierres poreuses pour transférer de façon plus efficace le torque au spécimen. La figure 2.40

présente une photo de la pierre poreuse modifiée. La profondeur du contenant de l’échantillon est augmentée

pour accueillir cette modification. Les nouvelles dispositions ont pour effet de pallier efficacement au problème

de débalancement des forces mesurées par les deux bagues d’étalonnage. Or, elles font aussi en sorte que le

21

plan de rupture est déplacé vers le centre de l’échantillon (Anayi et al., 1989). Bien que cela aide à réduire le

phénomène d’extrusion du sol, la surface entre la portion de l’échantillon en rotation et les murs de l’anneau

de confinement fixe est augmentée. Il en résulte un accroissement du frottement, ce qui rend les mesures de

résistance résiduelle obtenues au terme des essais erronées. Cette modification est d’ailleurs à proscrire

selon Stark et Vettel (1992).

D’autres modifications au niveau du contenant de l’échantillon, accompagnées par une nouvelle procédure

d’essai, sont proposées par Stark et Eid (1993). Celles-ci permettent d’inclure la surconsolidation et le pré-

cisaillement de l’échantillon à une procédure « multistage », tout en limitant les tassements obtenus sous le

seuil acceptable fixé par Stark et Vettel (1992). Ainsi, les déplacements nécessaires à l’obtention des

conditions résiduelles sont diminués de la même façon qu’avec la procédure « preshearing » et ce, sans les

inconvénients qui s’y rattachent. De cette manière, des résultats s’accordant bien avec ceux qui se trouvent

dans la littérature sont obtenus beaucoup plus rapidement que par la méthode « flush » proposée par Stark et

Vettel (1992).

Meehan et al. (2007) proposent aussi des modifications à la pierre poreuse supérieure. Ils font tailler sur le

pourtour de celle-ci un biseau à 45°, ce qui a pour effet de réduire la surface en contact avec les parois du

contenant de l’échantillon. La figure 2.41 présente une photo permettant de comparer la pierre poreuse

originale à celle ayant été modifiée. De ce fait, la magnitude du frottement mural est réduite à un seuil où ses

effets sur la mesure de la résistance au cisaillement et sur la contrainte verticale appliquée sont négligeables.

2.4.5 Les essais à volume constant

Les appareils décrits jusqu’à maintenant permettent de réaliser des essais de cisaillement annulaire dans des

conditions drainées. Or, l’étude de certains phénomènes, comme celui de la stabilité sismique des talus

argileux ou encore celui de la rupture progressive, nécessite la détermination des valeurs de résistances au

pic et résiduelle non-drainées. Stark et Contreras (1996), de la University of Illinois, modifient l’appareil

Bromhead pour mettre au point un appareil de cisaillement annulaire à volume constant. Celui-ci sera désigné

comme étant l’appareil Illinois pour la suite de ce mémoire. Le schéma de cet appareil est présenté à la figure

2.42. L’appareil Illinois utilise les mêmes principes et dimensions que l’appareil Bromhead. Or, en plus d’être

muni d’un dispositif permettant la découpe d’un spécimen intact à même le contenant de l’échantillon, il est

équipé d’un mécanisme qui permet l’ajustement en temps réel de la contrainte normale durant la phase de

cisaillement. Puisque l’échantillon est confiné par un anneau, son diamètre demeure constant. Le volume de

l’échantillon dépend donc de sa hauteur. La contrainte normale appliquée durant le cisaillement intervient alors

22

sur la hauteur de l’échantillon pour garder son volume constant. De cette façon, si l’argile testée tend à se

contracter lors du cisaillement, le mécanisme compense en diminuant la contrainte normale appliquée sur

l’échantillon. À l’inverse, si l’argile testée tend à gonfler lors du cisaillement, le mécanisme compense en

augmentant la contrainte normale appliquée sur l’échantillon. Ainsi, les changements de volume de

l’échantillon observés au cours de l’essai demeurent négligeables (Stark et Contreras, 1996). Il a été démontré

que dans le cas du cisaillement simple, l’essai à volume constant est considéré équivalent à un essai non-

drainé puisque la diminution de la contrainte verticale appliquée durant le cisaillement pour conserver

l’échantillon à un volume constant est équivalente à l’augmentation de la pression interstitielle normalement

générée par le cisaillement lors d’un essai non-drainé pour des argiles normalement consolidées (Dyvik et al.

1987). Le principe d’essai à volume constant pour mesurer des résistances au pic et résiduelle est donc utilisé

depuis longtemps pour obtenir des valeurs qui équivalent à celles pouvant être observées dans des conditions

non-drainées (Taylor, 1952; Bjerrum et Landva, 1966; Berre, 1981; Dyvik et al., 1987; d’après Stark et

Contreras, 1996). Seulement, à la connaissance de l’auteur, Stark et Contreras (1996) sont les premiers à

appliquer ce principe à l’essai de cisaillement annulaire sur un échantillon d’argile.

23

Figure 2.1 - Caractéristiques du cisaillement des argiles surconsolidées (Skempton, 1964; d'après Meehan et al., 2006)

Figure 2.2 - Résultats d'un essai de cisaillement direct avec allers-retours présenté à la manière de Skempton (Skempton, 1964)

24

Figure 2.3 - Résultats du même essai de cisaillement direct avec allers-retours présenté à la figure

précédente, mais cette fois-ci à la manière de LaGatta (LaGatta, 1970)

Figure 2.4 - Résultats d'essais de cisaillement annulaire sur des échantillons intact et remanié de

l'argile de Londres (LaGatta, 1970)

25

Figure 2.5 - Relation entre l’angle de frottement résiduel et la quantité de particules de taille argileuse (Skempton, 1964)

Figure 2.6 - Relation entre l’angle de frottement résiduel, la quantité de particules de taille argileuse et

l'indice de plasticité (Skempton, 1985)

Figure 2.7 - Relation entre l’angle de frottement résiduel, la quantité de particules de taille argileuse et

la limite de liquidité (Stark & Eid, 1994)

26

Figure 2.8 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la quantité de particules de taille argileuse

(Suzuki et al., 2005)

Figure 2.9 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (Suzuki et al, 2005)

Figure 2.10 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'indice de plasticité (Suzuki et al., 2005)

27

Figure 2.11 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et le ratio de la limite de plasticité sur la

limite de liquidité (Suzuki et al., 2005)

Figure 2.12 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'activité (Suzuki et al., 2005)

28

Figure 2.13 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (Dewoolkar et Huzjak,

2005)

Figure 2.14 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'indice de plasticité (Dewoolkar et Huzjak,

2005)

29

Figure 2.15 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et la limite de liquidité (Bayin et al., 2013)

Figure 2.16 - Relation entre l'angle de frottement résiduel et l'indice de plasticité (Bayin et al., 2013)

30

Figure 2.17 - Non-linéarité de l'enveloppe de rupture à l'état résiduel (Meehan et al., 2006)

Figure 2.18 - Relation entre la contrainte de cisaillement et la contrainte effective normale (Hawkins et

Privett., 1985)

31

Figure 2.19 - Relation entre l'angle de frottement résiduel sécant et la limite de liquidité (Eid et al.,

2015)

Figure 2.20 - Relation entre l'angle de frottement résiduel sécant et l'indice de plasticité (Eid et al.,

2015)

32

Figure 2.21 - Relation entre le ratio de la contrainte de cisaillement sur la contrainte normale et la

vitesse de cisaillement angulaire (Suzuki et al., 2001)

Figure 2.22 - Relation entre le coefficient de l'effet de la vitesse et la quantité de particules de taille

argileuse (Suzuki et al., 2001)

33

Figure 2.23 - Relation entre le coefficient de l'effet de la vitesse et l'indice de plasticité (Suzuki et al.,

2001)

Figure 2.24 - Relation entre le coefficient de l'effet de la vitesse et l'activité (Suzuki et al., 2001)

34

Figure 2.25 - Relation entre la contrainte de cisaillement et la vitesse de cisaillement (Bhat et al., 2013)

Figure 2.26 - Relation entre la proportion de phyllosilicates et de matières amorphes et la fraction argileuse pour les argiles de la mer de Champlain (Leroueil, 1997)

35

Figure 2.27 - Effet de la présence d'agrégats raides et angulaires sur l'angle de frottement à grande déformation pour l'argile de Saint-Jean-Vianney (Saihi et al., 2002)

Figure 2.28 - Relation entre la résistance remaniée et l'indice de liquidité déterminés à l'aide du cône suédois (Leroueil et al., 1983)

36

Figure 2.29 - Relation entre l'angle de frottement et l'indice de plasticité déterminé à la boîte de

cisaillement direct pour les argiles de la mer de Champlain (Leroueil et al., 1983)

Figure 2.30 - Schémas de la boîte de cisaillement à anneaux solides (a) et de la boîte de cisaillement à anneaux séparés (b) (Sadrekarimi et Olson, 2009)

37

Figure 2.31 - Photographie de l'appareil Harvard (LaGatta, 1970)

Figure 2.32 - Schéma de l'appareil Harvard (LaGatta, 1970)

38

Figure 2.33 - Photographie de l'appareil NGI (Bishop et al., 1971)

39

Figure 2.34 - Schéma général de l'appareil NGI (Bishop et al., 1971)

Figure 2.35 - Schéma de la boîte de cisaillement de l'appareil NGI (Bishop et al., 1971)

40

Figure 2.36 - Photographie de l'appareil Bromhead (Wykeham Farrance, 2017)

Figure 2.37 - Photographie de l'appareil UBC (Bosdet, 1980)

41

Figure 2.38 - Schéma de l'appareil UBC (Bosdet, 1980)

Figure 2.39 - Schéma illustrant le frottement mural causé par l'extrusion de sol dans un appareil de

type Bromhead (Meehan et al., 2007)

42

Figure 2.40 - Photographie de la pierre poreuse modifiée (Anayi et al., 1989)

Figure 2.41 - Photographies de la pierre poreuse originale (à droite) et de la pierre poreuse modifiée (à

gauche) (Meehan et al., 2006)

43

Figure 2.42 - Schéma de l'appareil Illinois (Stark et Contreras, 1996)

44

3. L’argile de Saint-Jude

Tous les essais réalisés dans le cadre de ce mémoire font intervenir des échantillons de l’argile de Saint-Jude,

plus précisément celle provenant de la couche dans laquelle s’est formé le plan de rupture de l’étalement

latéral de 2010. Cette argile a été sélectionnée pour plusieurs raisons.

L’argile de Saint-Jude est une argile sensible provenant des dépôts de la mer de Champlain. Il s’agit donc

d’une argile typique des argiles sensibles du Québec, dans lesquelles surviennent la plupart des grands

glissements de terrain à l’échelle de la province.

Ayant été le théâtre d’un glissement de terrain majeur lors duquel quatre personnes ont perdu la vie, le site de

l’étalement latéral de Saint-Jude a fait l’objet d’une étude extensive réalisée par la section Mouvements de

terrain du Ministère des Transports, de la Mobilité durable et de l’Électrification des transports (MTMDET) en

collaboration avec l’Université Laval (Locat et al., 2011a; Locat et al., 2017). Deux profils géotechniques ont

été réalisés le long des forages F32092 et F32100, situés à proximité de celui effectué dans le cadre de cette

étude. Ils sont présentés aux figures 3.1 et 3.2. Les propriétés et le comportement mécanique de l’argile de

Saint-Jude sont donc déjà bien caractérisés. Ainsi, cette étude peut servir de référence pour comparer les

résultats des essais réalisés dans le cadre de ce mémoire et vérifier la validité des paramètres obtenus.

Comme il s’agit d’un glissement de type « étalement » pour lequel une caractérisation a déjà été effectuée, le

site de Saint-Jude est idéal pour la réalisation éventuelle d’une modélisation numérique selon la méthode

proposée par Locat et al. (2013). Cela fait en sorte que les résultats concernant la résistance à grandes

déformations qui sont générés par l’appareil de cisaillement annulaire et présentés dans le cadre de ce projet

pourront directement être mis en application.

3.1 Campagne d’échantillonnage

Un forage de grand diamètre a été réalisé au courant de la semaine du 25 mai 2015 dans la municipalité de

Saint-Jude en Montérégie. Le forage, commandé et coordonné par l’équipe de la section Mouvements de

terrain du MTMDET et supervisé sur le terrain par l’auteur de ce mémoire, a été réalisé par une équipe de la

firme Qualitas. La localisation du forage, nommé F32230, apparaît à la figure 3.3. Son emplacement a été

choisi de manière à pouvoir récupérer des échantillons de sol intacts se trouvant à proximité de la crête de

l’étalement latéral de 2010. L’échantillonneur Laval a été utilisé pour réaliser le forage. Cet outil développé par

La Rochelle et al. (1981) permet de récupérer des échantillons de grand diamètre (200 mm) en conservant le

mieux possible leur état intact. Le forage a été réalisé en continu de 8 m à de 12,20 m de profondeur. Au total,

45

sept tubes ont été prélevés. Les tubes ont été divisés en trois parties égales, donnant vingt-et-un échantillons

d’une hauteur de 14 cm et d’un diamètre de 20 cm. Ils ont été emballés dès leur sortie du tube selon la

méthode prescrite par La Rochelle et al. (1986). Cette méthode implique la mise en place de plusieurs

couches successives de pellicules plastique et d’un mélange composé de 50% de paraffine et de 50% de

vaseline de manière à sceller les échantillons pour qu’ils se conservent le plus longtemps possible. Ils ont

ensuite été transportés avec précautions dans des boîtes de transport en bois remplies de bourrure de papier

jusqu’au Laboratoire de géotechnique de l’Université Laval. La figure 3.4 présente l’utilisation qui a été faite de

ces échantillons dans le cadre du projet.

3.2 Caractérisation de l’argile de Saint-Jude

3.2.1 Description des essais de caractérisation

Examen tomodensitométrique

La tomodensitométrie (aussi appelée TACO, CT-Scan ou CAT-Scan) est une technique d’imagerie

développée dans les années 1970 qui est principalement utilisée en médecine. Cette technique consiste à

mesurer l’absorption des rayons X d’un corps statique ou d’un phénomène dynamique pour ensuite

reconstruire des images 2D, 3D ou 4D des structures internes de l’objet en question par la numérisation de

ces données (INRS, 2016).

Dans le cadre de ce projet, la tomodensitométrie est utilisée dans le but d’observer l’homogénéité du contenu

des échantillons et d’identifier la présence d’objets indésirables lors de la découpe, comme des coquillages ou

des cailloux par exemple. Cet examen permet de mieux prévoir l’utilisation des échantillons et leur découpe.

Les vingt-et-un échantillons de grand diamètre ont subi un examen tomodensitométrique au Laboratoire

multidisciplinaire de tomodensitométrie pour les ressources naturelles et le génie civil de l’Institut National de

la Recherche Scientifique (INRS) le 2 octobre 2016. L’examen a été conduit par Louis-Frédéric Daigle,

technicien de recherche au Laboratoires pour l’innovation scientifique et technologique de l’environnement de

l’INRS. L’appareil utilisé pour réaliser cette tâche est le tomodensitomètre Siemens Somatom Definition

AS+ 128. La figure 3.5 montre une photo de l’appareil en cours de numérisation de quelques-uns des vingt-et-

un échantillons de grand diamètre. Suite à la numérisation, une image 3D est reconstituée à l’aide du logiciel

libre Fiji (Schindelin et al., 2012). Ce logiciel permet à l’utilisateur de voyager dans la structure interne de

l’objet numérisé couche par couche et d’en extraire les coupes désirées.

46

Limites de consistance et teneurs en eau

Les limites de consistance marquent la transition entre les états plastique et liquide d’un sol. La limite de

liquidité est la teneur en eau à partir de laquelle le sol se comporte comme un liquide. La limite de plasticité est

la teneur en eau en-dessous de laquelle le sol a un comportement plastique. De plus, 14 échantillons ont été

prélevés en vue de mesurer leur teneur en eau lors du détubage des échantillons de grand diamètre. Chacun

d’entre eux a été prélevé au haut et au bas de chacun des tubes minces juste après l’échantillonnage.

Ces paramètres permettent de déterminer deux propriétés importantes du sol étudié, soit les indices de

plasticité et de liquidité. La limite de liquidité a été déterminée avec l’essai au cône suédois tandis que la limite

de plasticité a été déterminée avec l’essai du colombin, tous deux réalisés selon la norme BNQ 2501-

092 (BNQ, 1981a). Les essais de limite de consistance ont été réalisés entre le 25 juin et le 15 juillet 2015 par

Judith Fournier, stagiaire en mécanique des sols au Département de génie civil de l’Université Laval, et par

l’auteur de ce mémoire. Au total, huit essais ont été réalisés à différentes profondeurs (figure 3.4).

Sensibilité

Un sol sensible au remaniement est un sol qui se comporte comme un liquide visqueux lorsqu’il est sollicité.

La sensibilité (St) du sol est un paramètre défini comme étant le rapport entre la résistance au cisaillement du

sol intact (Cu) et la résistance au cisaillement du sol remanié (Cur). Ces deux derniers paramètres ont été

déterminés à l’aide du cône suédois selon la norme BNQ 2501-110 (BNQ, 1981b). Les essais pour déterminer

la sensibilité ont été réalisés le 23 février 2017 par l’auteur de ce mémoire. En tout, trois essais ont été

effectués à différentes profondeurs. Le sol utilisé pour ces essais provient d’échantillons intacts prélevés près

de ceux utilisés pour les essais de cisaillement annulaire (figure 3.4).

Sédimentométrie

L’essai de sédimentométrie a pour but de déterminer la granulométrie des argiles et des silts, autrement dit

des sols composés en majeure partie de particules ayant un diamètre inférieur à 0,075 mm. Ils sont réalisés

selon la norme BNQ 2501-025 (BNQ, 1987). Les essais de sédimentométrie ont été réalisés entre les 8 et 29

juillet 2015 par Judith Fournier, stagiaire en mécanique des sols au Département de génie civil de l’Université

Laval, et par l’auteur de ce mémoire. Au total, huit essais de sédimentométrie ont été réalisés à différentes

profondeurs. Le sol utilisé pour ces essais provient du même endroit que celui utilisé pour les essais des

limites de consistance.

3.2.2 Résultats des essais de caractérisation

Suite à l’examen tomodensitométrique, des coupes axiales ont été réalisées sur l’ensemble des échantillons

de grand diamètre. Les coupes axiales des échantillons de grand diamètre utilisés dans le cadre de ce projet

47

sont présentées à l’Annexe 1. Une synthèse des résultats des essais de limite de consistance ainsi que des

paramètres ayant été déterminés à partir de ceux-ci est présentée au tableau 3.1. Les teneurs en eau

mesurées sont quant à elles consignées au tableau 3.2. Le tableau 3.3 regroupe les résultats des essais de

sensibilité. La figure 3.6 présente les courbes granulométriques ayant été générées lors des essais de

sédimentométrie.

Le profil géotechnique présenté à la figure 3.7 montre l’ensemble des informations obtenues lors de la

caractérisation de l’argile de Saint-Jude. Il contient une sélection représentative des coupes axiales obtenues

par tomodensitométrie. Les limites de consistances, les teneurs en eau et les proportions de sable (entre

80 µm et 5 mm), de silt (entre 2 µm et 80 µm), et d’argile (< 2 µm) contenus dans le sol y sont aussi portées

en graphique.

3.2.3 Analyse des résultats des essais de caractérisation réalisés

Au regard des coupes obtenues lors de l’examen tomodensitométrique (Annexe 1), on distingue bien les

matériaux les moins denses : l’air qui entoure l’échantillon, en noir, le bois de la plaque sur laquelle sont

déposés les échantillons, en gris très foncé, et le mélange de pellicule plastique, de paraffine et de vaseline

qui enrobe l’échantillon, en gris foncé. Les sols, plus denses, apparaissent en teintes de gris plus pâles : les

couches plus silteuses en gris et les couches plus argileuses en gris pâle. Comme le montrent les coupes

tomodensitométriques présentées à la figure 3.7, cet examen a permis de constater que les sols prélevés sont

plutôt homogènes et présentent un litage de couches aux contrastes légers de plus silteuses à plus argileuse.

Ce litage subperpendiculaire à l’orientation du forage est peu distorsionné, ce qui suggère que les échantillons

ont été très peu remaniés lors du carottage. Les images des échantillons de grand diamètre ne sont

examinées en détails qu’avant que ces dernier soits ouvert pour être utilisé. Parmi les échantillons de grand

diamètre ayant fait l’objet d’un tel examen plus détaillé, aucun objet indésirable pour la découpe n’a été

repéré.

L’observation des échantillons utilisés tout au long du projet permet d’affirmer que le sol à l’étude est une

argile silteuse grise présentant parfois un rubanement entre deux couches centimétriques de couleurs grise

pâle et grise foncée. Des coquillages et des particules plus grossières d’un diamètre allant de 1 mm à 2 mm

ont pu être observés en de rares occasions. Entre 11,24 m et 11,84 m de profondeur, des taches noires ont

été observées de façon dispersée dans les échantillons (figure 3.8). Celles-ci correspondent à des sulfures.

La proportion d’argile (< 2 µm de diamètre) par rapport au silt (entre 2 µm et 80 µm de diamètre) peut être

déduite des courbes granulométriques obtenues au terme des essais de sédimentométrie. Ces dernières sont

48

montrées à la figure 3.6. Elles ont toutes sensiblement la même allure. Elles montrent que les particules des

sols testés ont pratiquement toutes un diamètre équivalent inférieur à 80 µm. La proportion de particules ayant

un diamètre équivalent inférieur à 2 µm varie entre 54% et 68% selon l’essai. Au total, huit essais ont été

réalisés à huit profondeurs différentes. Cela permet de tracer un profil qui apparait à la première colonne de la

figure 3.7. Celui-ci indique que la granulométrie du sol est similaire sur toute la hauteur échantillonnée,

excepté à une profondeur de 10,4 m où le sol est un peu plus silteux. Il est à noter que les proportions d’argile

et de silt déterminées dans le cadre de cette étude sont quelque peu sous-estimées par rapport à celles

déterminées aux mêmes profondeurs par Locat et al. (2011a) dans les forages avoisinant (figures 3.2 et 2.3).

Les teneurs en eau mesurées le long du profil varient de 45,7% à 71,5% et ont une moyenne de 63,3%. Les

valeurs minimales et maximales de limite de liquidité obtenues lors des essais de pénétration au cône suédois

sont de 41,9% (à une profondeur de 10,40 m) et 57,9% (à une profondeur de 11,60 m) respectivement. Six

des huit valeurs mesurées sont comprises dans l’intervalle des valeurs de limite de liquidité observées pour

les argiles de la mer de Champlain, qui s’étend de 50% à 85% (Leroueil et al., 1983). Les valeurs maximales

et maximales de limite de plasticité obtenues sont quant à elles de 21,9% (à une profondeur de 10,40 m) et

29,9% (à une profondeur de 9,20 m) respectivement. Ces valeurs sont comprises dans l’intervalle des valeurs

de limite de plasticité observées cette fois-ci pour toutes les argiles de l’est du Canada, qui s’étend de 17% à

34% (Leroueil et al., 1983). Les valeurs d’indice de liquidité obtenues varient entre 1.15 (à une profondeur de

8,60 m) et 1.53 (à une profondeur de 9,20 m). De la même façon, ces valeurs sont comprises dans l’intervalle

des valeurs d’indice de liquidité observées pour les argiles de la mer de Champlain, qui s’étend de 0,7 à 2,2

(Leroueil et al., 1983). L’indice de liquidité est dans tous les cas supérieur à 1. Les valeurs d’indice de

plasticité obtenues varient entre 20.0 (à une profondeur de 10,40 m) et 28,7 (à une profondeur de 11,60 m).

Le profil géotechnique présenté à la figure 3.7 permet de comparer les limites de consistances obtenues avec

leurs valeurs correspondantes provenant des profils géotechniques des deux forages avoisinants

(figures 3.2 et 2.3) réalisés par Locat et al. (2011a). Ces données concordent sans différence significative. Il

en va de même pour les indices de liquidité et de plasticité qui en découlent.

Les valeurs de résistance au cisaillement du sol intact mesurées au cône suédois varient entre 40,8 kPa (à

une profondeur de 11,24 m) et 47,5 kPa (à une profondeur de 11,70 m). Celles obtenues à des profondeurs

similaires dans les deux forages avoisinants (figures 3.2 et 2.3) sont plutôt de l’ordre de 25 kPa à 30 kPa.

Compte tenu du fait que ces deux forages ont été réalisés à l’aide de tubes minces, cette différence est

possiblement attribuable au remaniement causé par la méthode d’échantillonnage. Les valeurs de résistance

au cisaillement du sol remanié obtenues au cône suédois varient entre 1,46 kPa (à une profondeur de

10,64 m) et 1,61 kPa (à une profondeur de 11,24 m). Si l’on considère la relation présentée à la figure 2.30 et

les indices de liquidité obtenus, les valeurs de résistance au cisaillement remaniée attendues devraient plutôt

49

être comprises entre 0,57 kPa à 1,13 kPa. Les valeurs de sensibilité obtenues sont entre 25.3 et 30.9. Selon

Holtz et Kovacs (1981), il s’agit donc d’une argile modérément sensible (entre 10 et 30).

3.3 Comportement mécanique de l’argile de Saint-Jude

3.3.1 Description des essais de caractérisation du comportement mécanique

Essais œdométriques

L’objectif de l’essai œdométrique est d’observer le comportement du sol testé lorsqu’il est soumis à un

confinement latéral et à une charge verticale appliquée par incréments en conditions drainées. Il permet de

déterminer la contrainte de préconsolidation du sol (σ’p) et les indices de compression et de recompression du

sol (cr et cc). Le montage de l’essai comprend une cellule de confinement dans laquelle est inséré un

échantillon de sol de forme cylindrique. Des papiers filtres et des pierres poreuses sont disposés sur chacune

des faces exposées de l’échantillon. La cellule est submergée d’eau et est placée sous une presse

œdométrique sur laquelle l’ajout de masses permet l’application d’une charge verticale sur la face supérieure

de l’échantillon. Un comparateur permet de suivre la consolidation de l’échantillon tout au long de l’essai.

L’essai consiste à réaliser un palier de consolidation à chaque 24h jusqu’à la contrainte finale désirée. À

chaque fois qu’un palier se termine, une lecture du comparateur ainsi qu’une lecture du temps écoulé depuis

le début de l’essai sont prises. Les charges utilisées pour chaque palier de consolidation sont normalisées. En

générale, l’utilisateur procède au chargement de l’échantillon en réalisant les paliers en ordre croissant jusqu’à

la contrainte désirée, puis effectue un déchargement en réalisant les paliers en ordre décroissant jusqu’à ce

que l’échantillon soit complètement déchargé. Il s’agit d’un essai à charge contrôlée. Les calculs effectués

dans le cadre du traitement des données sont présentés à l’Annexe 2.

Trois essais de consolidation œdométrique ont été réalisés dans le cadre de ce projet entre le 11 et le 25

novembre 2016 par l’auteur de ce mémoire, soit les essais OED01, OED02 et OED03. Les sols testés

proviennent d’un échantillon de grand diamètre prélevé à une profondeur différente, soit de 10,50 m, 11,10 m

et 11,70 m respectivement. Dans tous les cas, les échantillons ont été taillés en forme d’un cylindre de 19,05

mm de hauteur et de 50,85 mm de diamètre. Au total, 12 paliers de chargement suivis des 6 paliers de

déchargement ont été réalisés pour chacun des essais.

Essais de compression triaxiale

Le but de l’essai de compression triaxiale est de déterminer la résistance au cisaillement du sol testé tout en

observant son comportement contrainte-déformation ainsi que le cheminement de contrainte qu’il suit lors de

l’essai. Le montage de l’essai de compression triaxiale comprend une cellule remplie d’eau et d’huile de

50

silicone dans laquelle un échantillon cylindrique de sol cohérent intact est installé. Un montage d’eau

désaérée et pressurisée permet à l’utilisateur de contrôler la pression appliquée dans la cellule. Cette pression

est appelée pression cellulaire et correspond à la contrainte de confinement. L’échantillon est isolé sur toute

sa circonférence par une membrane élastique. Il est en contact avec une pierre poreuse et un papier filtre à

chacune de ses extrémités. Il est relié par sa base au montage d’eau désaérée et pressurisée. Ceci permet à

l’utilisateur de contrôler aussi la pression appliquée à la base de l’échantillon, ce qui correspond à la contre-

pression ou la pression interstitielle. Une valve installée sur cette connexion permet d’activer ou non le

drainage de l’échantillon, ce qui permet de réaliser un essai en conditions drainées ou non-drainées. Avant

d’être cisaillé, l’échantillon de sol testé peut d’abord être consolidé ou non, et ce de façon isotropique ou

anisotropique. Sur la tête de l’échantillon est disposé un support sur lequel l’utilisateur peut ajouter des

masses. Ceci permet à celui-ci de contrôler la contrainte principale appliquée sur l’échantillon lors de la

consolidation, ce qui est nécessaire pour consolider l’échantillon de façon anisotropique. Sur le balancier est

installé un potentiomètre de position qui permet de suivre les déplacements verticaux de l’échantillon lors de

l’essai. Une burette contenant du kérosène et de l’eau permet quant à elle de suivre les changements de

volumes de l’échantillon. Lors de l’essai de compression triaxiale, le cisaillement est engendré par

compression. À cet effet, la cellule est montée sur une presse électrique qui est actionnée lors du cisaillement

afin de compresser l’échantillon à un taux de déformation constant jusqu’à l’atteinte d’une déformation définie.

Il s’agit donc d’un essai à déformation contrôlée.

L’essai de compression triaxiale offre certains avantages par rapport aux autres essais de cisaillement

couramment utilisés en géotechnique. L’utilisateur peut contrôler indépendamment la contrainte principale et

la contrainte de confinement. Il peut aussi contrôler les conditions de drainage. D’autre part, l’emplacement du

plan de cisaillement n’est pas prédéfini, ce qui est plus représentatif de la réalité du terrain. Par contre, l’essai

de compression triaxiale comporte aussi certains inconvénients. Le principal d’entre eux est que la

déformation à laquelle l’échantillon peut être conduit au terme de l’essai est limitée à de faibles valeurs, soit

aux alentours de 15% (Olson, 1989; Bayin et al., 2013). De plus, l’aire de la section transversale n’est pas

constante tout au long de l’essai (Bayin et al., 2013), ce qui complexifie le traitement des données.

Les essais de compression triaxiale ont été réalisés entre le 18 janvier et le 6 juillet 2016 par l’auteur de ce

mémoire. Six essais ont été réalisés, soit les essais CIU01, CIU02, CIU03, CIU04, CIU05 et CIU06. Dans tous

les cas, la consolidation a été effectuée par paliers. Tous les échantillons ont été taillés en forme d’un cylindre

aux dimensions avoisinant 70 mm de hauteur et 38 mm de diamètre. Ils proviennent du même échantillon de

grand diamètre prélevé à une profondeur de 10,50 m excepté pour l’essai CIU06, qui lui a été réalisé à partir

d’un autre échantillon de grand diamètre prélevé à une profondeur de 10,64 m. Tous ont impliqué une

consolidation isotropique et un cisaillement en conditions non-drainées (CIU). Lors de ces essais, les

51

échantillons ont été consolidés à des contraintes effectives verticales respectives de 300 kPa, 200 kPa,

400 kPa, 60 kPa, 91 kPa et 30 kPa. Les essais CIU01, CIU02 et CIU03 ont été réalisés dans le domaine

normalement consolidé tandis que les essais CIU04, CIU05 et CIU06 ont été réalisés dans le domaine

surconsolidé. Le cisaillement a été effectué à drainage fermé à un taux de déformation constant de 0,5% à

l’heure, soit 0,0061 mm/min, jusqu’à l’atteinte d’une déformation avoisinant les 14%.

Essais de cisaillement simple

L’essai de cisaillement simple est différent des autres essais de cisaillement de par le fait qu’il n’implique pas

la formation d’une surface de rupture définie, mais plutôt une déformation angulaire de l’échantillon en entier.

Son but est de déterminer la résistance au cisaillement d’un sol et d’évaluer son comportement en

contrainte/déformation dans ces conditions de cisaillement particulières. Dans l’appareil de cisaillement

simple, l’échantillon est scellé dans une membrane de caoutchouc flexible qui est à son tour ceinturée par une

série d’anneaux minces empilés les uns sur les autres. Ces anneaux appliquent un confinement latéral lors de

la consolidation tout en permettant la déformation de l’échantillon lors du cisaillement. Le montage est disposé

sous une presse sur laquelle l’ajout de masses permet l’application d’une charge verticale. Comme

l’échantillon est confiné latéralement, seule cette charge verticale peut être employée pour consolider

l’échantillon. Une cellule de charge est installée entre le balancier et la tête de l’échantillon afin de mesurer la

force appliquée par les masses. Un potentiomètre de position verticale est installé sur le balancier afin de

suivre les déplacements verticaux de l’échantillon lors de l’essai. L’échantillon est déposé sur un papier filtre et

une pierre poreuse et relié à sa base à une burette contenant une colonne d’eau. Une valve installée sur cette

connexion permet d’activer ou non le drainage de l’échantillon. Toutefois, la fermeture de cette valve ne

permet pas l’obtention de conditions non-drainées. Pour obtenir des conditions d’essai équivalentes aux

conditions non-drainées, l’essai est réalisé à volume constant. Ce procédé est décrit et validé par Dyvik et al.

(1987) pour l’essai de cisaillement simple. Pour ce faire, l’utilisateur doit maintenir manuellement la hauteur de

l’échantillon constante lors du cisaillement. Ceci s’effectue à l’aide d’une roulette qui permet de faire varier la

contrainte verticale appliquée sur l’échantillon. Le cisaillement de l’échantillon est engendré par un piston qui,

activé par un moteur électrique, pousse sur la tête de l’échantillon. Une cellule de charge est installée entre le

moteur et la tige afin de mesurer la force appliquée par ceux-ci. Un potentiomètre de position horizontale est

installé sur la tige afin de suivre les déplacements horizontaux de la tête de l’échantillon lors de l’essai.

L’échantillon est cisaillé à un taux de déformation constant jusqu’à une déformation horizontale définie. Il s’agit

donc d’un essai à déformation contrôlée.

Les essais de cisaillement simple ont été réalisés entre le 9 juin et le 18 août 2016 par l’auteur de ce mémoire.

Cinq essais ont été réalisés, soit les essais DSS01, DSS02, DSS03, DSS04, et DSS05. Dans tous les cas, la

consolidation a été effectuée par paliers. Tous les échantillons ont été taillés en forme d’un cylindre aux

52

dimensions avoisinant 20 mm de hauteur et 66 mm de diamètre. Ils proviennent du même échantillon de

grand diamètre prélevé à une profondeur de 10,64 m. Tous ont impliqué une consolidation isotropique et un

cisaillement à volume constant afin de simuler des conditions non-drainées. Lors de ces essais, les

échantillons ont été consolidés à des contraintes effectives verticales respectives de 60 kPa, 91 kPa, 300 kPa,

75 kPa et 30 kPa. Les essais DSS01, DSS02, DSS04, et DSS05 ont été réalisés dans le domaine

surconsolidé tandis que l’essai DSS03 a été réalisé dans le domaine normalement consolidé. Pour les cinq

essais, le cisaillement a été effectué à un taux de déformation constant avoisinant les 0,01498 mm/min. Ce

taux de déformation correspond à un taux d’environ 4,74 %/h pour les essais réalisés dans le domaine

surconsolidé et à un taux de 6,20 %/h pour l’essai réalisés dans le domaine normalement consolidé. Compte

tenu du fait qu’il a été consolidé plus longtemps, l’échantillon de l’essai réalisé dans le domaine normalement

consolidé a une hauteur plus faible que les autres. C’est ce qui explique le fait que le taux de déformation

exprimé en pourcentage est plus élevé dans son cas. Dans tous les cas, le cisaillement a été effectué jusqu’à

l’atteinte d’une déformation horizontale de 25%.

3.3.2 Résultats des essais de caractérisation du comportement mécanique

Essais œdométriques

Les figures 3.9, 3.10 et 3.11 présentent les résultats des essais OED01, OED02 et OED03, réalisés à des

profondeurs de 10,50 m, 11,10 m et 11,70 m respectivement. Il s’agit de courbes mettant en relation l’indice

des vides en fonction de la contrainte verticale appliquée. Lors de la compression, deux tendances différentes

sont observées. La droite correspondant à la première tendance, à la pente plus faible, reflète le

comportement en consolidation du sol dans le domaine surconsolidé. Elle est appelée courbe de

recompression et sa pente correspond au coefficient Cr. La droite correspondant à la deuxième tendance, à la

pente plus forte, reflète le comportement en consolidation du sol dans le domaine normalement consolidé. Elle

est appelée courbe de compression vierge et sa pente correspond au coefficient Cc. La contrainte de

préconsolidation, σ’p, marque la transition entre les deux tendances. Il s’agit de la contrainte la plus forte ayant

été appliquée sur le sol depuis sa formation. Plusieurs méthodes graphiques existent pour déterminer la

contrainte de préconsolidation. Celle utilisée dans le cadre de l’interprétation de ces essais œdométrique est

la construction de Casagrande (Casagrande, 1936). Les contraintes de préconsolidation déterminées pour les

essais réalisés à 10,50 m (OED01), 11,10 m (OED02) et 11,70 m (OED03) de profondeur sont respectivement

de 140 kPa, 156 kPa et 132 kPa. Le tableau 3.4 fait la synthèse des résultats des essais de consolidation

œdométrique.

53

Essais de compression triaxiale

La figure 3.12a présente les courbes de la contrainte de cisaillement en fonction de la déformation verticale

obtenues pour les six essais de compression triaxiale. La courbe contrainte-déformation de l’essai CIU01

atteint une résistance maximum au point (t = 86,8 kPa, ε1 = 2,00%) et redescend avec une faible pente vers le

point (t = 70,7 kPa, ε1 = 14,20%). Celle de l’essai CIU02 atteint une résistance maximum au point

(t = 66,8 kPa, ε1 = 1,81%) et redescend vers le point (t = 49,4 kPa, ε1 = 14,63%) avec une pente similaire à

celle de l’essai CIU01. Puis, celle de l’essai CIU03 atteint une résistance maximum au point (t = 123,7 kPa,

ε1 = 1,37%) et redescend vers le point (t = 105,3 kPa, ε1 = 11,71%)) avec une pente un peu plus forte que

celles décrites pour les courbes des essais CIU01 et CIU02. La courbe contrainte-déformation de l’essai

CIU04 atteint la résistance en pic au point (t = 60,8 kPa, ε1 = 0,93%) et redescend vers le point (t = 15,0 kPa,

ε1 = 12,55%). Celle de l’essai CIU05 atteint la résistance en pic au point (t = 59,5 kPa, ε1 = 1,19%) et

redescend vers le point (t = 12,9 kPa, ε1 = 13,57%) avec une pente similaire à celle décrite pour la courbe

contrainte-déformation de l’essai CIU04. Enfin, celle de l’essai CIU06 atteint la résistance en pic au point

(t = 32,0 kPa, ε1 = 1,28%) et redescend vers le point (t = 10,5 kPa, ε1 = 14,54%) avec une pente plus faible

que celles décrites pour les courbes contrainte-déformation des essais CIU04 et CIU05. La figure 3.12b

présente les courbes de la pression interstitielle lors du cisaillement (u [kPa]) en fonction de la déformation.

La figure 3.12c présente les cheminements de contraintes obtenus pour les six essais de compression

triaxiale. Les essais réalisés dans le domaine normalement consolidé (CIU01, CIU02, CIU03) décrivent tous

trois un arc qui débute à l’état de contrainte initial de l’essai et se poursuit vers l’état critique, sans toutefois

atteindre cet état. Ils permettent donc la détermination d’une enveloppe de résistance à grandes déformations.

Celle-ci correspond à une droite passant par les derniers points de chacun des cheminements de contrainte.

Ces points ont pour coordonnées (s’ = 132,0 kPa, t = 70,7 kPa), (s’ = 85,5 kPa, t = 49,4 kPa) et

(s’ = 186,1 kPa, t = 105,3 kPa) respectivement. Toutefois, puisque l’essai CIU03 a été stoppé avant les autres,

on ne peut considérer le dernier point de son cheminement de contrainte avec la même importance.

L’enveloppe de résistance à grandes déformations permet de déterminer l’angle de frottement dans le

domaine normalement consolidé (φ’nc) et la cohésion effective dans le domaine normalement consolidé (c’nc).

Ces paramètres sont respectivement de 30,5° et 5,7 kPa. En ce qui concerne les essais réalisés dans le

domaine surconsolidé (CIU04, CIU05, CIU06), tous atteignent une résistance maximale, appelée résistance

en pic ou état limite, avant de redescendre vers l’état critique. Les points correspondants à la résistance en pic

de chacun des cheminements de contrainte définissent la courbe d’état limite de l’échantillon. Selon les

cheminements de contrainte, l’essai CIU04 atteint l’état limite au point (s’ = 82,2 kPa, t = 60,8 kPa) pour

ensuite redescendre vers l’état critique jusqu’au point (s’ = 27,5 kPa, t = 15,0 kPa), l’essai CIU05 atteint l’état

limite au point (s’ = 95,9 kPa, t = 59,5 kPa) pour ensuite redescendre vers l’état critique jusqu’au point

(s’ = 26,0 kPa, t = 12,9 kPa) et finalement, celui de l’essai CIU06 atteint l’état limite au point (s’ = 40,8 kPa,

54

t = 32,0 kPa) pour ensuite redescendre vers l’état critique jusqu’au point (s’ = 22,5 kPa, t = 10,5 kPa). Les trois

cheminements de contrainte semblent tendre à se rejoindre en un même point qui se situe légèrement sous

l’enveloppe de résistance à grandes déformations déterminée précédemment.

La contrainte de cisaillement sur le plan de cisaillement peut être calculée à l’aide de l’équation suivante, à

partir de l’angle de frottement déterminé :

𝜏 = 𝑡 × cos Φ’𝑛𝑐 = (σ1 − σ3)

2× cos Φ’𝑛𝑐 (3.1)

où : τ [kPa] : contrainte de cisaillement t [kPa] : axe des ordonnées du diagramme de Lambe (σ1-σ3) [kPa] : contrainte déviatorique Φ’nc [°] : angle de frottement normalement consolidé.

Le tableau 3.5 consigne l’essentiel des résultats des essais de compression triaxiale.

Essais de cisaillement simple

La portion supérieure gauche de la figure 3.13a présente les courbes contrainte-déformation obtenues pour

les cinq essais de cisaillement simple. La courbe contrainte-déformation de l’essai DSS01 atteint la résistance

en pic au point (τ = 33,6 kPa, γ = 4,13%) et redescend vers le point (τ = 24,5 kPa, γ = 25,05%). Celle de

l’essai DSS02 atteint une valeur maximum au point (τ = 36,4 kPa, γ = 13,88%) et se termine au point

(τ = 33,4 kPa, γ = 25,06%). La courbe contrainte-déformation de l’essai DSS03 atteint une résistance

maximum au point (τ = 77,42 kPa, γ = 4,18%) et redescend avec une faible pente vers le point

(τ = 71,22 kPa, γ = 25,85%). Celle de l’essai DSS04 atteint la résistance en pic au point (τ = 34,2 kPa,

γ = 2,77%) et redescend vers le point (τ = 28,0 kPa, γ = 23,18%) avec une pente légèrement plus faible que

celle décrite par la courbe contrainte-déformation de l’essai DSS01. Puis, celle de l’essai DSS05 atteint la

résistance en pic au point (τ = 25,1 kPa, γ = 2,43%) et redescend vers le point (τ = 22,2 kPa, γ = 25,01%)

avec une pente plus faible que celles décrites par les courbes contrainte-déformation des essais DSS01 et

DSS04.

La figure 3.13b présente la contrainte effective verticale en fonction de la déformation pour chacun des essais.

Les courbes débutent toutes à la contrainte effective de consolidation imposée, augmentent légèrement au

tout début des essais (excepté pour l’essai réalisé dans le domaine normalement consolidé), puis diminuent

graduellement jusqu’à la fin des essais.

55

La portion supérieure droite de la figure 3.13c présente les cheminements de contraintes obtenus pour les

cinq essais de cisaillement simple. Les cinq essais de cisaillement simple suivent tous un cheminement de

contraintes qui décrit un arc débutant à l’état de contrainte initial de l’essai et qui converge ensuite vers la

résistance à grande déformation. Dans le cas des essais DSS05 et DSS01, la contrainte effective verticale

augmente au début de l’essai jusqu’à la résistance en pic. Au contraire, la contrainte effective verticale ne fait

que diminuer dans le cas des quatre autres essais.

De la même façon qu’avec les résultats des essais de compression triaxiale, les derniers points des

cheminements de contraintes obtenus lors des essais de cisaillement simple permettent la détermination

d’une enveloppe de résistance à grande déformation. L’angle de frottement et la cohésion effective qui

découlent directement de cette droite sont respectivement de 26° et 11,0 kPa.

Le tableau 3.6 consigne l’essentiel des résultats des essais de cisaillement simple.

3.3.3 Analyse des essais de caractérisation du comportement mécanique

Les trois essais de consolidation œdométrique ont permis de déterminer trois valeurs de contrainte de

préconsolidation qui sont de 140 kPa à une profondeur de 10,50 m, 156 kPa à une profondeur de 11,10 m et

132 kPa à une profondeur de 11,70 m. Selon les profils géotechniques présentés par Locat et al. (2011a)

(figures 3.2 et 3.3), la contrainte de préconsolidation varie entre 120 kPa à une profondeur avoisinant les 8 m

et 160 kPa à une profondeur avoisinant les 13 m. Les valeurs obtenues dans le cadre des trois essais réalisés

sont conséquentes avec celles tirées de l’étude géotechnique réalisée par l’équipe du MTMDET. Par ailleurs,

d’après Leroueil et al. (1983), la contrainte de préconsolidation est généralement atteinte à une déformation

verticale située entre 1,4% et 2,5% lors d’essais de consolidation œdométrique réalisés sur des échantillons

de grand diamètre. Dans le cas de la présente étude, les contraintes de préconsolidation obtenues lors des

essais OED01, OED02 et OED03 l’ont été après 6,4%, 4,3% et 7,5% respectivement. Pourtant, l’allure des

courbes de consolidation œdométrique indique que les échantillons testés n’ont pas été déstructurés de façon

importante par l’échantillonnage. En effet, les trois courbes de compression obtenues (figures

3.9, 3.10 et 3.11) ont un patron similaire à celui appartenant aux sols structurés, tel qu’illustré à la figure 3.14

tirée de Leroueil et Hight (2003). Elles permettent de déterminer une contrainte de préconsolidation et un

indice de compression plus élevés à un même indice des vides que ceux d’un même sol ayant été déstructuré,

ce qui est à l’origine de leur forme bombée.

L’angle de frottement et la cohésion effective déterminés à partir des résultats des essais triaxiaux dans le

domaine normalement consolidé sont respectivement de 30,5° et 5,7 kPa. À l’aide d’essais CIU réalisés sur

56

des échantillons d’argile appartenant à la même couche que celle utilisée dans le cadre de ce projet, Locat et

Leroueil (2012) ont obtenus un angle de frottement de 29,9° et cohésion effective de 10 kPa. L’angle de

frottement et la cohésion effective déterminés à partir des résultats des essais de cisaillement simple sont

quant à eux de 26° et 11 kPa respectivement. L’angle de frottement est donc plus faible que celui déterminé à

l’aide des essais triaxiaux ainsi que ceux que l’on peut retrouver dans la littérature. Cette différence peut

probablement être attribuée au fait que le mécanisme de cisaillement n’est pas le même pour les deux essais.

Cela dit, il est très important de spécifier que les enveloppes de résistance à grandes déformations sur

lesquelles ont été déterminés les angles de frottement et les cohésions effectives pour les essais CIU et DSS

ne correspondent pas à des lignes d’état critique. En effet, l’état critique d’un sol implique que, dans le cadre

d’un essai non-drainé, les pressions interstitielles générées par le cisaillement de l’échantillon ne varient plus

(Leroueil et Hight, 2003). Dans le cas d’un essai à volume constant, cet état implique donc que la contrainte

effective verticale ne varie plus. Or, aussi bien du côté des essais CIU (figure 3.12b) que de celui des essais

DSS (figure 3.13b), cette condition n’est pas remplie. De plus, l’état critique implique que les déformations

engendrées au cours de l’essai soient homogènes, ce qui n’est pas le cas dans le cadre de l’essai DSS. Par

ailleurs, il est notoire que les déformations appliquées à l’échantillon lors d’un essai DSS ne sont pas assez

importantes pour que l’état critique ne soit réellement atteint (DeGroot et al., 1992).

D’après les courbes contrainte-déformation obtenues lors des essais de compression triaxiale (figure 3.12a),

les résultats des essais réalisés sur des échantillons surconsolidés (CIU04, CIU05 et CIU06) montrent tous un

comportement anti-écrouissage marqué. Au contraire, les résultats des essais réalisés sur des échantillons

normalement consolidés (CIU01, CIU02 et CIU03) montrent un comportement anti-écrouissage moins

prononcé. Dans le cas des courbes contrainte-déformation obtenues lors des essais de cisaillement simple

(figure 3.13a), les résultats des essais réalisés sur des échantillons surconsolidés (DSS01, DSS04 et DSS05)

montrent tous un comportement anti-écrouissage léger à l’exception de l’essai DSS02. Au contraire, les

résultats de l’essai DSS02, réalisé dans le domaine surconsolidé lui aussi, ne montre pratiquement pas de

comportement anti-écrouissage. Les résultats de l’essai réalisé dans le domaine normalement consolidé

(DSS03) montrent quant à eux un comportement anti-écrouissage moins prononcé que les trois premiers

essais décrits.

Que ce soit lors des essais CIU ou DSS, les échantillons montrent généralement un comportement

contractant (↓σ’v) (figures 3.12b et 3.13b). Or, les essais réalisés au DSS dans le domaine surconsolidé

montrent un comportement dilatant (↑σ’v) avant le pic et un comportement contractant (↓σ’v) après le pic,

excepté pour l’essai DSS consolidé à 91 kPa. Ce dernier réagit plutôt de la façon des essais DSS réalisés

dans le domaine normalement consolidé. C’est-à-dire qu’il montre un comportement contractant (↓σ’v) du

début à la fin de l’essai.

57

La déformation à laquelle la résistance en pic est atteinte varie entre 0,93% et 2,00% pour les essais CIU

(figure 3.12a). Cela se compare bien avec les résultats obtenus par Locat et Leroueil (2012) pour des essais

similaires réalisés sur le même sol. Toutefois, ce sont des valeurs un peu plus élevées que celles attendues

pour des argiles de la mer de Champlain, qui lors des essais CIU atteignent généralement la résistance en pic

à une déformation variant entre 0,6% et 1,2% (Leroueil et al., 1983). Pour ce qui est des essais DSS, la

résistance en pic est atteinte à une déformation située entre 2,43% et 4,18% (figure 3.13a). Encore une fois,

ces résultats sont comparables avec ceux obtenus par Locat et Leroueil (2012) pour des essais similaires

réalisés sur le même sol. Les déformations obtenues lors des essais CIU et DSS ne peuvent pas être

directement comparées entre elles puisqu’elles ne sont pas calculées de la même façon.

Dans tous les cas, que ce soit pour les essais CIU ou pour les essais DSS, les déformations atteintes lors des

essais sont nettement insuffisantes pour que les courbes contrainte-déformation atteignent le plateau qui

correspond à la mobilisation de la résistance résiduelle.

58

Tableau 3.1 - Résultats des essais de détermination des limites de consistance

Échantillon Profondeur (m) w (%) wP (%) wL (%) IP (-) IL (-)

TM1 haut 8.00 59.1 25.5 51.2 25.7 1.31

TM2 haut 8.60 51.7 26.5 48.3 21.9 1.15

TM3 haut 9.20 66.6 29.9 53.9 23.9 1.53

TM4 haut 9.80 62.7 29.8 53.7 23.9 1.38

TM5 haut 10.40 45.7 21.9 41.9 20.0 1.19

TM6 haut 11.00 63.0 25.7 50.4 24.7 1.51

TM7 haut 11.60 68.5 29.2 57.9 28.7 1.37

TM7 bas 12.12 63.3 27.4 54.2 26.8 1.34

Tableau 3.2 – Teneurs en eau prises lors du détubage sur le terrain

# fiole Échantillon Profondeur (m) w (%) 72 TM1 haut 8.00 59.1 43 TM1 bas 8.52 69.4

97 TM2 haut 8.60 51.7 147 TM2 bas 9.12 66.2

588 TM3 haut 9.20 66.6 102 TM3 bas 9.72 70.2

57 TM4 haut 9.80 62.7 98 TM4 bas 10.32 71.5

773 TM5 haut 10.40 45.7 788 TM5 bas 10.92 67.2

136 TM6 haut 11.00 63.0 73 TM6 bas 11.52 61.3

38 TM7 haut 11.60 68.5 587 TM7 bas 12.12 63.3

moyenne 63.3

Tableau 3.3 - Synthèse des résultats des essais de sensibilité

Échantillon Profondeur (m) Cu (kPa) Cur (kPa) St (-) TM5-B 10.64 40.8 1.46 28.0

TM6-B 11.24 40.8 1.61 25.3

TM7-A 11.70 47.5 1.54 30.9

Tableau 3.4 – Synthèse des résultats des essais de consolidation œdométrique

Essai Échantillon Profondeur (m) σ’p (kPa) OED01 TM5-A 10.50 140

OED02 TM6-A 11.10 156 OED03 TM7-A 11.70 132

59

Tableau 3.5 – Synthèse des résultats des essais de compression triaxiale

Essai Éch. Prof.(m)

σ’vc (kPa)

τpic (kPa)

εpic (%)

τcr (kPa)

εgd (%)

CIU01 TM5-A 10.50 300 74.79 2.00 60.92 14.20

CIU02 TM5-A 10.50 200 57.56 1.81 42.56 14.63 CIU03 TM5-A 10.50 400 106.58 1.37 90.73 11.71

CIU04 TM5-A 10.50 60 52.39 0.93 12.92 12.55 CIU05 TM5-A 10.50 91 51.27 1.19 11.12 13.57

CIU06 TM5-B 10.64 30 27.57 1.28 9.05 14.54

Tableau 3.6 - Synthèse des résultats des essais de cisaillement simple

Essai Éch. Prof.(m)

σ’vc (kPa)

τpic (kPa)

γpic (%)

σ'v pic (kPa)

τgd (kPa)

γgd (%)

σ'v gd (kPa)

DSS01 TM5-B 10.64 60 33.59 4.13 61.34 24.54 25.05 30.67 DSS02 TM5-B 10.64 91 36.35 13.88 68.02 33.42 25.06 52.77

DSS03 TM5-B 10.64 300 77.42 4.18 237.29 71.22 25.85 128.55 DSS04 TM5-B 10.64 75 34.22 2.77 62.17 27.95 23.18 36.79

DSS05 TM5-B 10.64 30 25.11 2.43 40.40 22.22 25.01 24.53

60

Figure 3.1 - Profil géotechnique réalisé le long du forage F32092 (Locat et al., 2011a)

61

Figure 3.2 - Profil géotechnique réalisé le long du forage F32100 (Locat et al., 2011a)

62

Figure 3.3 – Vue en plan du glissement de terrain de 2010 à Saint-Jude. L’emplacement du forage F32230 est indiqué par la cible jaune (adaptée de Locat et al., 2011a)

63

Figure 3.4 - Utilisation des échantillons provenant du forage F32230

Profondeur

du sommet (m)

8,00 haut

8,10 A

8,24 B

8,38 C

8,52 bas

8,60 haut

8,70 A

8,84 B

8,98 C

9,12 bas

9,20 haut

9,30 A

9,44 B

9,58 C

9,72 bas

9,80 haut

9,90 A

10,04 B

10,18 C

10,32 bas

10,40 haut

10,50 A

10,64 B

10,78 C

10,92 bas

11,00 haut

11,10 A

11,24 B

11,38 C

11,52 bas

11,60 haut

11,70 A

11,84 B

11,98 C

12,12 bas

12,20

Légende

Tube

limites de consistance, sédimentométrie

rsc06, sensibilité

limites de consistance, sédimentométrie

TM1

TM2

TM3

TM4

TM5

TM6

TM7

rsc08, rsc09

limites de consistance, sédimentométrie

oed03, rsc07, rsc10, sensibilité

rsc11

limites de consistance, sédimentométrie

rsc01, rsc02

limites de consistance, sédimentométrie, essai "localisation"

oed02, rsc03, rsc04, rsc05

tri06, dss01, dss02, dss03, dss04, dss05, dss06, sensibilité

échantillon de grand diamètre disponible

retaille d'échantillon

échantillon de grand diamètre utilisé

Échantillon Utilisation

limites de consistance, sédimentométrie

oed01, tri01, tri02, tri03, tri04, tri05

limites de consistance, sédimentométrie

64

Figure 3.5 - Examen tomodensitométrique réalisé sur des échantillons de grand diamètre au Laboratoire multidisciplinaire de tomodensitométrie pour les ressources naturelles et le génie civil de

de l'INRS

Figure 3.6 - Courbes granulométriques obtenues à différentes profondeurs lors des essais de sédimentométrie

65

Figure 3.7 - Profil géotechnique réalisé le long du forage F32230

66

Figure 3.8 - Photographie de l’échantillon TM6-C contenant des taches noires associées à des sulfures

67

Figure 3.9 - Résultat de l'essai œdométrique OED01

68

Figure 3.10 - Résultat de l'essai oedométrique OED02

69

Figure 3.11 - Résultat de l'essai œdométrique OED03

70

Figure 3.12 - Résultats des essais de compression triaxiale

71

Figure 3.13 - Résultats des essais de cisaillement simple

72

Figure 3.14 - Courbes de consolidation d'un sol idéal (a) et d'un sol structuré (b) (Leroueil, 1992; d'après Leroueil et Hight, 2003)

73

4. L’appareil de cisaillement annulaire ULaval

Le principe de l’essai de cisaillement annulaire est illustré à la figure 4.1. Il implique un échantillon de sol en

forme d’anneau. Celui-ci est confiné latéralement et soumis à une contrainte de consolidation verticale. La

rotation d’une partie de la boîte de cisaillement autour d’un axe qui passe par le centre de l’anneau engendre

le cisaillement de l’échantillon sur un plan horizontal situé dans la partie centrale de ce dernier. Ce type

d’appareil de cisaillement présente deux principaux avantages. Le premier est que l’aire de la section du plan

de cisaillement demeure constante tout au long de l’essai. Le second est que l’échantillon peut subir des

déplacements d’une magnitude illimitée le long du plan de cisaillement et ce sans interruption, et dans une

même direction.

Au cours du Chapitre 2, plusieurs appareils de cisaillement annulaire ont été décrits. Développé avec les

argiles sensibles en tête, l’appareil ULaval se démarque de ces autres appareils de deux façons.

Premièrement, l’échantillon d’argile employé pour l’essai est taillé à même les anneaux qui composent la boîte

de cisaillement afin d’éviter le plus possible le remaniement. Deuxièmement, l’appareil peut être utilisé pour

réaliser des essais de cisaillement à volume constant, ce qui a pour effet de simuler des conditions d’essai

non-drainées (Stark et Contreras, 1996; Dyvik et al., 1987; Bjerrum et Landva, 1966). Le tableau 4.1 regroupe

les caractéristiques de l’ensemble des appareils de cisaillement annulaire décrits précédemment ainsi que

celles de l’appareil ULaval pour des fins de comparaison. L’appareil ULaval est le seul à présenter à la fois un

plan de cisaillement situé au centre de l’échantillon et la possibilité de réaliser des essais à volume constant.

Le concept de l’appareil de cisaillement annulaire ULaval a été imaginé par Ariane Locat, directrice de

recherche de ce projet de maîtrise. Le design de cet appareil et la programmation du logiciel qui le contrôle ont

été réalisés par Marc-André Plourde Campagna, ingénieur au bureau de design du Département de génie

mécanique de l’Université Laval. Une grande partie des pièces constituant l’appareil ne sont pas standards.

Celles-ci ont été machinées par l’équipe du bureau de design sous la supervision de M. Plourde Campagna.

L’élaboration de la procédure d’essai, du processus de découpe de l’échantillon jusqu’au traitement des

données, a été réalisée par l’auteur de ce mémoire, assisté du technicien de laboratoire Christian Juneau ainsi

que des professionnels de recherche François Gilbert et Olivier Lachance, tous trois à l’emploi du

Département de Génie civil de l’Université Laval.

La phase de conception s’est déroulée du mois de mai 2015 au mois de septembre 2015. Les phases de

machinage des pièces, de l’assemblage de l’appareil et de la programmation du logiciel de contrôle se sont

échelonnées sur une période allant du mois de septembre 2015 au mois de mars 2016. L’appareil a été livré

74

au terme de ce mois, mais des modifications importantes ont dû y être apportées. Il est opérationnel depuis le

mois d’août 2016.

4.1 Description de l’appareil

Les différentes composantes de l’appareil de cisaillement annulaire ULaval peuvent être regroupées en cinq

principaux systèmes: le châssis, la boîte de cisaillement, le système de chargement, le système de rotation et

le système électrique. Une photographie de l’appareil de cisaillement annulaire apparaît à la figure 4.2. La

figure 4.3 présente un schéma général de l’appareil tandis que la figure 4.4 montre un schéma détaillé de la

boîte de cisaillement. Le tableau 4.2 dresse la liste de chacune des composantes identifiées sur les deux

figures précédentes, réparties selon leur système respectif.

4.1.1 Le châssis

Le châssis (figure 4.3) est composé de deux bâtis: le bâti principal (17) et le bâti de cisaillement (18). La boîte

de cisaillement (20) est située au cœur de l’appareil, entre le système de chargement et le système de

rotation. Le système de chargement est supporté par le bâti principal de l’appareil tandis que le système de

rotation est installé sur le bâti de cisaillement. Ce dernier comporte deux guides linéaires (16) qui servent à

enligner le bras du piston du système de chargement ainsi que le bras support des anneaux supérieurs. Le

système électrique est installé en retrait, près de l’ordinateur de contrôle.

4.1.2 La boîte de cisaillement

La boîte de cisaillement (figures 4.3 et 4.4) sert à confiner l’échantillon et à cisailler l’échantillon selon un plan

imposé. Elle est composée de quatre anneaux, soit l’anneau supérieur extérieur (22), l’anneau supérieur

intérieur (23), l’anneau inférieur extérieur (24) et l’anneau inférieur intérieur (25). Les anneaux intérieurs ont un

diamètre intérieur de 70 mm tandis que les anneaux extérieurs ont un diamètre intérieur de 100 mm.

L’interface entre les anneaux supérieurs et les anneaux inférieurs est biseautée de façon à ce qu’ils

s’imbriquent précisément. Les rebords des anneaux supérieurs sont usinés de façon à ce qu’ils servent de

couteaux lors du processus de découpe de l’échantillon, expliqué en détail dans une section subséquente. Au

terme de ce processus, la boîte de cisaillement contient à la fois la pierre poreuse (29) et l’échantillon (28).

L’échantillon a la forme d’un anneau de 20 mm d’épaisseur ayant un rayon intérieur de 70 mm et un rayon

extérieur de 100 mm. La pierre poreuse a la forme d’un anneau de mêmes diamètres, mais d’une épaisseur

75

de 0,5 mm. Des canaux de drainage sont creusés sous l’anneau inférieur intérieur pour que l’eau puisse

circuler librement dans le montage. Une fois assemblée, la boîte de cisaillement est fixée au disque

d’entrainement (8) du système de rotation. Les guides linéaires (16) du bâti de cisaillement sont installés de

part et d’autre du disque d’entrainement. Ceux-ci servent de guide au bras support des anneaux

supérieurs (19), qui est fixé aux anneaux supérieurs via trois plaques de transfert (27).

Deux positionneurs verticaux (21) sont installés à la base des guides linéaires. À la manière d’une bague

d’ajustement, ils permettent de soulever le bras support des anneaux supérieurs pour ainsi créer une

ouverture. C’est au niveau de cette ouverture qu’est imposé le plan de cisaillement. La dimension de cette

ouverture entre les pairs d’anneaux supérieurs et inférieurs est mesurée précisément à l’aide d’un

comparateur installé sur l’un des guides linéaires et peut donc être précisément contrôlée. Un tube

transparent (26) est inséré sur le disque d’entrainement pour former un bassin qui peut être rempli d’eau pour

éviter que l’échantillon ne sèche durant l’essai. L’étanchéité de ce bassin est assurée par un joint torique.

4.1.3 Le système de chargement

Le système de chargement (figure 4.3) sert à appliquer une charge verticale sur l’échantillon. Il comporte le

vérin électrique (1), la cellule de charge (3), le potentiomètre de position (4), le piston (7) et les capteurs de

pression interstitielle (5). Le vérin électrique est installé sur le dessus du bâti principal (17). Un trou circulaire

est percé au centre de la plaque d’acier supérieure du bâti principal pour y laisser passer le bras du vérin. Le

vérin est un modèle EC2-AMK23D-BNC-50-05B-100-MF1-MT1E de la marque Kollmorgen. Il a une course

totale de 100 mm et peut fournir une poussée maximale de 809 lbs. La précision sur sa position est de

±0,013 mm. Il est asservi par un pilote AKD-P00306-NBAN-0000 de marque Kollmorgen, installé en retrait de

l’appareil avec les composantes du système électrique. Le vérin électrique est attaché à l’aide d’un embout

clevis et d’un embout sphérique (2) à une cellule de charge de type « s » Omega LC101-1k ayant une

capacité maximale de 1000 lbs. Celle-ci mesure la force qu’applique le système de chargement sur

l’échantillon avec une précision de 0,01%. La cellule de charge est attachée de la même façon au bras du

piston. Un potentiomètre de position verticale TR-0025 de marque Novotechnik est installé dans le haut du

guide linéaire droit (16) du bâti de cisaillement. Il a une course maximale de 25 mm et mesure le déplacement

entre sa position et celle du bras du piston. La précision sur sa position est de ±0,002 mm. Le piston est

supporté par le bras du piston (6). Ayant une surface correspondante à celle de l’échantillon, il transmet à

celui-ci la charge appliquée par le système de chargement. Il comporte une série de 18 dentelures radiales de

1,15 mm de largeur et de 2 mm d’épaisseur qui sont disposées à tous les 20° de sa surface. Le bras du

piston est mobile sur les deux guides linéaires. Les capteurs de pression interstitielle sont deux transducteurs

76

PX209-015G5V de marque Omega. Ils mesurent la pression allant jusqu’à un maximum de 15 psi, ce qui

correspond dans ce cas-ci à 100 kPa, avec une précision de 0,25%. Une aiguille est connectée à chacun des

capteurs. La pression mesurée par les capteurs correspond en théorie à celle ressentie à l’extrémité des

aiguilles. Celles-ci sont insérées dans deux trous usinés dans le piston jusqu’à la profondeur désirée dans la

partie supérieure de l’échantillon. De cette façon, les capteurs mesurent la pression interstitielle ressentie par

l’échantillon au niveau auquel les aiguilles sont insérées.

Le vérin électrique peut être opérer selon trois modes : le mode Manuel, le mode Force et le mode Position.

En mode Manuel, le déplacement du vérin est commandé manuellement par l’utilisateur via l’interface

logicielle. Dans ce mode, le vérin se fie sur sa propre position pour s’ajuster. L’information sur ce paramètre

provient de son pilote. En mode Force, le déplacement du vérin est contrôlé de façon à maintenir une force

constante, préalablement indiquée par l’utilisateur via l’interface logiciel, sur l’échantillon. Dans ce mode, le

vérin se fie sur la force appliquée sur l’échantillon pour s’ajuster. L’information sur ce paramètre provient de la

cellule de charge. En mode Position, la contrainte verticale appliquée par le vérin est contrôlée de façon à ce

que la hauteur de l’échantillon demeure constante. C’est-à-dire que si l’échantillon se contracte, le vérin se

déplace vers le haut et si au contraire l’échantillon gonfle, le vérin se déplace vers le bas afin de conserver la

hauteur de l’échantillon constante. Dans ce mode, le vérin se fie sur la position de l’échantillon pour s’ajuster.

L’information sur ce paramètre lui provient du potentiomètre de position verticale.

4.1.4 Le système de rotation

Le système de rotation (figure 4.3) sert à appliquer une charge de cisaillement rotationnel sur l’échantillon. Il

comporte le servomoteur (11), le réducteur (12), le couplemètre (10), la vis sans fin (14), l’encodeur de

position angulaire (15), l’arbre d’entrainement (9) et le disque d’entrainement (8). Le servomoteur est installé à

l’extrémité gauche du bâti de cisaillement. Il s’agit du modèle EC-max 22 24 VDC de la marque Maxon Motor.

Il peut tourner à des vitesses allant de 0 à 10 000 RPM. Le servomoteur est directement connecté à un

réducteur ayant un ratio de 6285:1. Le réducteur est relié à l’aide d’un accouplement flexible (13) à une vis

sans fin QTC gears KWG2-R1. Celle-ci transmet la rotation à l’arbre d’entrainement, puis au disque

d’entrainement sur lequel repose la boîte de cisaillement (20). Un couplemètre sans balais Omega TQ513-500

d’une capacité maximale de 56 Nm est installé entre la vis sans fin et le disque d’entrainement. Il mesure le

couple qu’applique le système de rotation sur l’échantillon. Un encodeur de position angulaire 15T-025F-

10000N5ROC-F00 de marque EPC est installé sous la vis sans fin afin de mesurer par incréments le

déplacement angulaire que subit l’échantillon. La précision sur son déplacement est de 0,017°. La vitesse de

rotation du servomoteur est commandée par l’utilisateur via l’interface logicielle. Le ratio total de réduction de

77

la vitesse de rotation entre le servomoteur et la boîte de cisaillement est de 314250:1. La vitesse de rotation

appliquée par le système de rotation au niveau du rayon moyen de l’échantillon peut donc varier entre 0 et

8,5 mm/min.

4.1.5 Le système électrique

Le système électrique sert à l’acquisition des données et à fournir l’électricité nécessaire au fonctionnement de

tous les instruments de l’appareil de cisaillement annulaire. Il sert aussi de dispositif de sécurité. Il comporte la

carte d’acquisition, un amplificateur de signal, deux blocs d’alimentations, un système de batterie de secours

UPS, un commutateur ainsi qu’un disjoncteur. L’acquisition des données fournies par les différents capteurs

de l’appareil de cisaillement annulaire est réalisée à l’aide d’une carte d’acquisition LabJack EI-1040. Celle-ci

est connectée à l’ordinateur du laboratoire via un port USB. Tous les instruments électriques sont alimentés

par deux blocs d’alimentation TDK-Lambda LS25-12 et LS100-24, fournissant respectivement 12 V DC et

24 V DC. Un commutateur est installé entre le pilote du vérin électrique et son alimentation. Ainsi,

l’alimentation du vérin peut être coupée manuellement en cas d’urgence. Lorsque cela se produit, le vérin

s’immobilise. Un disjoncteur est aussi installé sur l’alimentation principale du système électrique. Lorsqu’il est

enclenché, tout le courant circulant dans les différents instruments de l’appareil de cisaillement annulaire est

coupé. Ce dernier s’en retrouve complètement immobilisé.

4.2 Méthodologie

4.2.1 Procédures d’essai

L’essai de cisaillement annulaire développé dans le cadre du projet consiste à caractériser le comportement

d’un échantillon d’argile intacte en forme d’anneau lorsque celui-ci est cisaillé jusqu’à la résistance à grande

déformation. Il est conduit à volume constant de manière à simuler les conditions d’un essai non drainées

(Stark et Contreras, 1996; Dyvik et al., 1987; Bjerrum et Landva, 1966). Son déroulement comporte quatre

phases : la préparation de l’échantillon, la consolidation, le cisaillement et le démontage

Préparation de l’échantillon

L’objectif de la phase de préparation est de tailler un échantillon d’argile en forme d’anneau ayant un diamètre

intérieur de 70 mm, un diamètre extérieur de 100 mm et une épaisseur de 20 mm et de mettre en place les

différentes composantes de l’appareil de cisaillement annulaire. Les échantillons utilisés pour l’essai de

cisaillement annulaire doivent provenir d’un échantillon de grand diamètre, prélevé par exemple à l’aide de

78

l’échantillonneur Laval (La Rochelle et al., 1981). Les couteaux utilisés pour tailler l’échantillon ont été usinés à

même les anneaux qui doivent contenir celui-ci dans la cellule de cisaillement. De cette façon, les risques de

remanier l’argile lors du transfert de l’échantillon entre l’outil qui sert à le découper et le contenant dans lequel

il doit être placé lors de l’essai sont minimisés. La qualité des échantillons de grand diamètre peut être ainsi

mieux préservée lors de la phase de préparation

La découpe de l’échantillon débute par la découpe préliminaire d’un échantillon ayant 200 mm de diamètre et

140 mm de hauteur. Celle-ci permet d’extraire trois sous-échantillons. Chacun des sous-échantillons obtenus

ont une hauteur d’environ 40 mm et un diamètre de 101 mm, soit 1 mm plus grand que le diamètre intérieur

des anneaux extérieurs de la boîte de cisaillement employés lors de la découpe principale. Pour ce faire, on

utilise le dispositif de découpe, dont le schéma est présenté à la figure 4.5, ainsi qu’un fil de fer tendu. Les

panneaux amovibles de ce dispositif servent de guide au fil de fer. Lors de cette étape, une partie des résidus

est récupérée pour déterminer la teneur en eau au niveau des côtés de l’échantillon. Une fois cela terminé,

l’échantillon est prêt à subir la découpe principale.

Ce processus débute par l’assemblage des anneaux extérieurs et intérieurs. Une fois les anneaux assemblés,

puis pesés, une série de manipulations doivent être effectuées afin de tailler l’échantillon. Ces manipulations

sont illustrées à la figure 4.6. Les anneaux extérieurs sont d’abord fixés à la tête de plexiglass du dispositif de

découpe, puis poussés sur l’échantillon à l’aide du bras du dispositif par incréments de quelques millimètres.

Le rebord du couteau des anneaux doit être bien nettoyé entre chaque poussée. Les anneaux extérieurs sont

abaissés ainsi jusqu’à ce qu’ils soient en contact avec la table tournante du dispositif de découpe. La surface

du bas de l’échantillon est ensuite arasée. À ce moment, une part des résidus est récupérée pour déterminer

la teneur en eau de la surface inférieure de l’échantillon. Ces manipulations correspondent aux

étapes 1.1 à 1.4 de la figure 4.6. La pierre poreuse peut ensuite être installée à la base de l’échantillon. Pour

ce faire, elle est délicatement poussée sous l’échantillon comme l’indiquent les étapes 2.1 à 2.4 de la

figure 4.6. Par la suite, les anneaux intérieurs sont déposés sur l’échantillon. Un pré-trou est lentement creusé

au centre de l’échantillon à l’aide d’une spatule, puis les anneaux intérieurs sont abaissés sur l’échantillon de

la même façon que les anneaux extérieurs, jusqu’à ce que les deux paires s’imbriquent. La surface du haut de

l’échantillon est ensuite arasée. Au terme de cette étape, une part des résidus est récupérée pour déterminer

la teneur en eau de la surface supérieure de l’échantillon. Cette partie du processus est montrée aux

étapes 3.1 à 3.7 de la figure 4.6. La boîte de cisaillement ainsi assemblée peut ensuite être pesée afin de

déterminer la masse de l’échantillon.

Pour finir, la base de la boîte de cisaillement doit être fixée à la table tournante du système de rotation

(étapes 4.1 à 4.3 de la figure 4.6). La surface exposée de l’échantillon doit être en contact avec le piston du

79

système de chargement et tous les capteurs doivent être en place et opérationnels. Une fois l’interface

logicielle et l’acquisition des données démarrées, l’appareil est prêt pour la seconde phase de l’essai.

Consolidation

L’objectif de la phase de consolidation est d’appliquer une contrainte verticale désirée sur l’échantillon d’argile.

Le mode Force du vérin électrique est utilisé pour mener à bien cette tâche. Celui-ci permet à l’utilisateur de

contrôler directement la force appliquée sur l’échantillon. Celle-ci est affichée dans l’interface, ce qui permet

de connaître en temps réel la contrainte verticale imposée à l’échantillon. Pour atteindre la contrainte de

consolidation désirée, il faut procéder en augmentant la contrainte verticale par paliers. On constate qu’un

palier de consolidation est terminé lorsque la hauteur de l’échantillon, indiquée par la lecture du potentiomètre

de position verticale, est stabilisée. Lorsque la contrainte correspondante au premier palier de consolidation

est appliquée sur l’échantillon, le bassin dans lequel est contenue la boîte de cisaillement peut être rempli

d’eau distillée. La phase de consolidation est terminée lorsque le dernier palier, correspondant à celui de la

contrainte verticale désirée pour l’essai, est complété.

Cisaillement

Le cisaillement de l’échantillon débute lorsque la rotation du disque d’entrainement sur lequel sont fixés les

anneaux inférieurs confinant la base de l’échantillon est activée. La rotation de ces composantes de la cellule

de cisaillement engendre un plan de cisaillement au centre de l’échantillon. Le couple que fournit l’échantillon

est directement mesuré par le couplemètre installé entre la vis sans fin et la base de la boîte de cisaillement.

Cette donnée est convertie en mesure de la résistance au cisaillement lors du traitement des données.

Tout au long de la phase de cisaillement, le volume de l’échantillon doit demeurer constant pour simuler un

essai en conditions non drainées. Le mode Position du vérin électrique est utilisé pour mener à bien cette

tâche. Ce mode commande au vérin d’ajuster la contrainte verticale qu’il applique afin de garder la hauteur de

l’échantillon constante. Comme ce dernier est confiné de façon radiale par les anneaux, il conserve ainsi un

volume constant.

Il a été démontré que dans le cas du cisaillement direct, l’essai à volume constant est supposé être équivalent

à un essai non-drainé puisque la diminution de la contrainte verticale appliquée durant le cisaillement pour

conserver l’échantillon à un volume constant est équivalente à l’augmentation de la pression interstitielle

normalement générée par le cisaillement lors d’un essai non-drainé pour des argiles (Dyvik et al. 1987). La

mesure des pressions interstitielles à l’intérieur de l’échantillon à l’aide des capteurs et de leurs aiguilles peut

être effectuée afin de valider que les pressions interstitielles dans l’échantillon sont nulles lors du cisaillement.

En effet, aucune surpression induite par le cisaillement ne doit être mesurée au niveau de l’échantillon pour

que ce postulat soit valide, ce qui implique que la vitesse de cisaillement soit suffisamment faible.

80

Avant d’amorcer le cisaillement, l’ouverture entre les paires d’anneau doit être réglée de manière à limiter le

frottement au niveau du plan de rupture tout en minimisant l’extrusion du sol de la boîte de cisaillement

(Bishop et al. 1971). Cette tâche est accomplie en dévissant les deux positionneurs verticaux situés à la base

des guides linéaires. Un comparateur installé au-dessus d’un de ces deux guides permet de mesurer

précisément l’ouverture, soit au micromètre près. Le démarrage de la rotation du servomoteur amorce la

phase de cisaillement. La vitesse de rotation est déterminée par l’utilisateur et peut être contrôlée en temps

réel dans l’interface logicielle. Elle est maintenue constante tout au long de l’essai et doit être assez lente pour

que les pressions interstitielles dans l’échantillon demeurent nulles (Stark et Contreras, 1996). Pour stopper le

cisaillement, il suffit d’arrêter la rotation du servomoteur. Celle-ci peut être arrêtée à tout moment à la

discrétion de l’utilisateur.

Démontage

Lorsque l’essai est terminé, le bassin d’eau distillée est vidé. Le vérin est ensuite remonté jusqu’à sa position

initiale. Puis, l’ensemble des capteurs amovibles ainsi que la boîte de cisaillement sont retirés de l’appareil.

L’échantillon peut alors être délicatement extirpé de la boîte de cisaillement en utilisant le dispositif de

découpe pour pousser uniformément la pierre poreuse en dehors des anneaux. Les observations quant à

l’intégrité de l’échantillon et l’état du plan de cisaillement peuvent ainsi être réalisées. Pour finir, des teneurs

en eau sont prélevés dans les moitiés supérieure et inférieure de l’échantillon ainsi qu’au centre de

l’échantillon afin de déterminer approximativement la teneur en eau niveau du plan de cisaillement.

4.2.2 Traitement des données

En théorie, les contraintes de cisaillement et les changements de volumes ne sont pas distribuées de façon

uniforme sur un plan horizontal d’échantillon de forme annulaire. Ils croissent radialement, partant d’une valeur

minimale sur le diamètre intérieur de l’anneau jusqu’à une valeur maximale sur son diamètre extérieur

(Hvorslev, 1939). Or, réduire la distance entre les diamètres extérieur et intérieur de l’anneau amenuise

l’importance de ce facteur. Il a été démontré que la distribution des contraintes de cisaillement sur la surface

de l’échantillon peut être considérée comme étant uniforme si le ratio du diamètre intérieur sur le diamètre

extérieur est supérieur à 0,5 (Hvorslev, 1939). Le ratio des diamètres des anneaux de l’appareil de

cisaillement annulaire ULaval est de 0,7.

81

La résistance au cisaillement au niveau du rayon moyen d’un plan de cisaillement à partir de la mesure du

couple obtenu lors de l’essai se calcule ainsi (Hvorlsev, 1939) :

𝜏 =3𝐶

2𝜋(𝑟𝑒3−𝑟𝑖

3) (4.1)

où : τ [kPa] : résistance au cisaillement C [N*m] : couple re [m] : rayon extérieur ri [m] : rayon intérieur.

Comme le ratio entre les diamètres intérieur et extérieur de l’échantillon utilisé par l’appareil ULaval est de 0,7,

l’hypothèse énoncée précédemment est vérifiée et permet d’étendre la validité de cette valeur de résistance

au cisaillement calculée à l’ensemble du plan de cisaillement.

La circonférence de l’échantillon est elle aussi maximale au niveau de son rayon extérieur et minimale au

niveau de son rayon intérieur. On considère donc que le déplacement tangentiel engendré par le cisaillement

correspond au déplacement autour de l’arc d’un cercle qui correspond au rayon moyen de l’échantillon.

L’équation suivante permet de calculer le déplacement tangentiel à partir de la mesure du déplacement

angulaire obtenu au cours de l’essai :

δ = ∆𝜃 ×𝜋(𝑟𝑒+𝑟𝑖)

360° (4.2)

où: δ [mm] : déplacement tangentiel ∆θ [°] : déplacement angulaire re [mm] : rayon extérieur ri [mm] : rayon intérieur.

La contrainte effective verticale est uniforme sur le plan de cisaillement. L’équation qui suit permet de la

calculer à partir de la charge verticale appliquée par le vérin au cours de l’essai :

𝜎′𝑣 =𝐹𝑣

𝜋(𝑟𝑒2−𝑟𝑖

2) (4.3)

où: σ’v [kPa] : contrainte effective verticale Fv [kN] : charge verticale re [m] : rayon extérieur ri [m] : rayon intérieur.

82

Tableau 4.1 - Caractéristiques de quelques appareils de cisaillement annulaire

Caractéristique

Harvard NGI Bromhead UBC Illinois

ULaval

(LaGatta, 1970)

(Bishop et al., 1971)

(Bromhead, 1979)

(Bosdet, 1980)

(Stark & Contreras,

1996)

Type d’essai déformations contrôlées

déformations contrôlées

déformations contrôlées

déformations contrôlées

déformations contrôlées

déformations contrôlées

Conditions d’essai drainé drainé drainé drainé volume constant

volume constant

Position du plan centre ou haut centre haut centre haut centre

Configuration des anneaux

séparés ou solides

séparés solides séparés solides séparés

Interface sol/pierre poreuse

n.d. ailettes texturée texturée dents de scie ailettes

Capteurs de pression interstitielle

non non non non non oui

Principe de découpe dispositif indépendant

anneaux dispositif indépendant

anneaux anneaux anneaux

Épaisseur de l’échantillon

1 à 25 mm 19,05 mm 5 mm 19,05 mm 10 mm 20 mm

Diamètre intérieur de l’échantillon

50,8 mm 44,45 mm 70 mm 44,45 mm 70 mm 70 mm

Diamètre extérieur de l’échantillon

71,1 mm 69,85 mm 100 mm 69,85 mm 100 mm 100 mm

83

Tableau 4.2 - Liste des composantes de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval

Numéro Composante Symbole

Système de chargement Triangle

1 Vérin électrique

2 Embouts clevis et sphérique

3 Cellule de charge

4 Potentiomètre de position verticale

5 Capteur de pression interstitielle

6 Bras du piston

7 Piston

Système de rotation Carré

8 Disque d'entrainement

9 Arbre d'entrainement

10 Couplemètre

11 Servomoteur

12 Réducteur

13 Accouplement flexible

14 Vis sans fin

15 Encodeur de position angulaire

Châssis Pentagone

16 Guide linéaire

17 Bâti principal

18 Bâti de cisaillement

Boîte de cisaillement Cercle

19 Bras support des anneaux

20 Boîte de cisaillement

21 Positionneur vertical

22 Anneau supérieur extérieur

23 Anneau supérieur intérieur

24 Anneau inférieur extérieur

25 Anneau inférieur intérieur

26 Tube transparent

27 Plaque de transfert

28 Échantillon

29 Pierre poreuse

84

Figure 4.1 - Schéma illustrant le principe de l'essai de cisaillement annulaire

Figure 4.2 - Photographie de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval

85

Figure 4.3 - Schéma de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval

86

Figure 4.4 - Schéma de la boîte de cisaillement de l'appareil de cisaillement annulaire ULaval

Figure 4.5 - Schéma du dispositif de découpe

table tournante

tête de plexiglass

bras

panneaux amovibles

87

Figure 4.6 - Manipulations effectuées lors de la découpe de l'échantillon

échantillon

dispositif de découpe

anneaux extérieurs

anneaux intérieurs

pierre poreuse

appareil de cisaillement

annulaire

88

5. Les résultats des essais de cisaillement

annulaire

Afin de répondre aux objectifs du projet, cinq essais de cisaillement annulaire ont été réalisés avec succès sur

l’argile de Saint-Jude par l’auteur de ce mémoire. Les cinq essais ont été réalisés à l’aide de l’appareil ULaval

selon la procédure décrite au chapitre précédent. Ils ont tous impliqué un cisaillement à volume constant, ce

qui a pour effet de procurer des conditions d’essai équivalentes à celles d’un essai de cisaillement non-

drainée. Le sigle employé pour désigner les essais est RSC. Il provient des termes anglais « Ring Shear test »

et « Constant volume ». Les échantillons utilisés pour ces essais proviennent du même forage de grand

diamètre décrit précédemment. Ils ont tous les mêmes dimensions initiales, soit une hauteur de 20 mm, un

diamètre intérieur de 70 mm et un diamètre extérieur de 100 mm.

Le tableau 5.1 présente les conditions utilisées pour chacun des essais réalisés. Quatre contraintes de

consolidation différentes ont été employées, soit 30 kPa, 60 kPa, 91 kPa et 200 kPa. Ces contraintes de

consolidation correspondent à celles ayant été utilisées lors de la réalisation des autres essais de

caractérisation de l’argile de Saint-Jude (CIU et DSS) pour des fins de comparaison. Une seule vitesse de

rotation du moteur a été employée, soit 9 RPM. Cette vitesse de rotation du moteur correspond à une vitesse

de cisaillement au niveau de l’échantillon de 7,6 µm/min. Cette vitesse est celle qu’emploient Bishop et al.

(1971) lors d’essais de cisaillement drainés réalisés avec l’appareil NGI sur un échantillon au format similaire.

C’est aussi la vitesse de cisaillement annulaire la plus lente répertoriée dans la littérature en plus d’être l’un

des plus lentes que le moteur de l’appareil ULaval puisse fournir. Le compte rendu de chacun des est

présenté dans les sections qui suivent.

En plus de ces essais, d’autres essais de cisaillement annulaire ont été réalisés dans des conditions

particulières afin de valider certains aspects du fonctionnement de l’appareil avant la réalisation du programme

expérimental. Ces essais ainsi que les quelques considérations sur le fonctionnement de l’appareil qui en

découlent sont présentées à l’Annexe 7. Ils portent sur l’étude du frottement dans l’appareil, sur la localisation

du plan de cisaillement ainsi que sur le fonctionnement des capteurs de pression interstitielle. En somme, il a

été observé que les frottements mesurés dans l’axe de la contrainte verticale sont négligeables tandis que

ceux mesurés dans l’axe de la contrainte de cisaillement n’excèdent pas 1 kPa. Il a aussi été observé que le

plan de cisaillement se forme sur un plan horizontal situé au centre de l’échantillon. Une fois ces validations

accomplies, l’appareil de cisaillement annulaire ULaval a pu être considéré comme étant opérationnel.

89

5.1 RSC05

Description de l’essai réalisé

L’essai RSC05 a été réalisé entre le 3 et le 9 novembre 2016, sous une contrainte de consolidation de 30 kPa.

L’échantillon utilisé provient du tiers inférieur de l’échantillon de grand diamètre TM6-A et a été prélevé à une

profondeur de 11,18 m. Le sol qui le compose est une argile silteuse grise. La masse totale initiale de

l’échantillon est de 145,99 g. Tout juste après l’application du premier palier de consolidation, le bassin a été

rempli d’eau distillée jusqu’à un niveau situé au-dessus de canaux de drainage de la boîte de cisaillement,

mais sous le plan de cisaillement durant une bonne partie de l’essai. À un déplacement tangentiel de

52,32 mm, il a ensuite été rempli à un niveau situé au-dessus du plan de cisaillement, mais sous la surface

supérieure de l’échantillon afin d’observer l’effet du niveau d’eau sur les résultats. Lors du cisaillement,

l’espacement entre les anneaux a été ouvert d’environ 0,2 mm.

Description des résultats obtenus

La courbe contrainte de cisaillement en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.1a. Elle décrit

un pic tronqué à une contrainte de cisaillement de 19,3 kPa et un déplacement tangentiel de 3,56 mm, ce qui

correspond à un déplacement angulaire de 4,8˚. La contrainte de cisaillement diminue ensuite jusqu’à

12,0 kPa à un déplacement tangentiel de 44,25 mm. À ce moment, elle commence à augmenter de nouveau

jusqu’à ce qu’elle atteigne un maximum de 14,3 kPa à un déplacement tangentiel de 52,32 mm. Elle rechute

ensuite brusquement pour reprendre sa diminution selon la même tendance qu’avant. Il est à noter que

l’avènement de cette chute dans la contrainte de cisaillement correspond au moment où le niveau d’eau du

bassin est passé de sous le plan de cisaillement à entre le plan de cisaillement et la surface supérieure de

l’échantillon. La diminution de la contrainte de cisaillement se poursuit jusqu’à la fin de l’essai, qui est stoppé à

une contrainte de cisaillement de 11,1 kPa et un déplacement tangentiel de 65,11 mm, ce qui correspond à un

déplacement angulaire de 87,8˚.

La courbe de la contrainte effective verticale en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.1b.

Elle débute à la contrainte effective de consolidation imposée, soit 30 kPa, puis elle oscille ensuite entre des

valeurs de contrainte effective verticale effective de 26 kPa et 34 kPa jusqu’à la fin de l’essai.

Le cheminement des contraintes apparaît à la figure 5.1c. Il effectue un tracé subvertical à partir de l’état initial

des contraintes jusqu’à l’état limite au point (σ’v = 33,3 kPa, τ = 19,3 kPa) avant de décrire une boucle pour se

terminer au point (σ’v = 31,1 kPa, τ = 11,1 kPa).

Les figures 5.2 et 5.3 montrent des photos de la boîte de cisaillement contenant l’échantillon après la

réalisation de l’essai. Au terme de l’essai, la boîte de cisaillement a pu être démontée et l’échantillon a pu être

90

observé. Le plan de cisaillement, situé au centre de l’échantillon, s’est détaché facilement. Il apparaît comme

étant lisse et humide. L’échantillon a conservé son intégrité et ne présente pas de traces de dessiccation.

5.2 RSC07

Description de l’essai réalisé

L’essai RSC07 a été réalisé entre le 2 et le 21 décembre 2016, sous une contrainte de consolidation de

200 kPa. L’échantillon utilisé provient du tiers supérieur de l’échantillon de grand diamètre TM7-A et a été

prélevé à une profondeur de 11,70 m. Le sol qui le compose est une argile silteuse grise qui contient de

minces lits plus grossiers. Trois petits cailloux de 1 mm à 2 mm de diamètre ont été retirés du sol lors de la

découpe. La masse totale initiale de l’échantillon n’a pas été mesurée. Lors du cisaillement, l’espacement

entre les anneaux a été ouvert de 0,152 mm.

Description des résultats obtenus

La courbe contrainte de cisaillement en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.4a. Elle décrit

un pic très bien défini à une contrainte de cisaillement de 50,7 kPa et un déplacement tangentiel de 0,54 mm,

ce qui correspond à un déplacement angulaire de 0,7˚. La contrainte de cisaillement diminue ensuite jusqu’à

26,6 kPa à un déplacement tangentiel de 6,92 mm lorsqu’une panne de courant interrompt l’essai. Les

manipulations effectuées pour rétablir l’essai ont eu pour conséquences de réduire la contrainte de

cisaillement à un minimum de 20,1 kPa. Lors de la reprise du cisaillement, la courbe décrit un nouveau pic à

une contrainte de cisaillement de 30,7 kPa et un déplacement tangentiel de 6,97 mm avant de reprendre sa

diminution selon la même tendance qu’avant la panne. Elle diminue ainsi jusqu’à une contrainte de

cisaillement de 21,7 kPa à un déplacement tangentiel de 42,29 mm. À partir de ce point, de façon similaire à

ce qui est survenu dans le cas de l’essai RSC05, la contrainte de cisaillement commence à augmenter de

nouveau et ce jusqu’à ce qu’à la fin de l’essai, où elle atteint un maximum de 26,4 kPa à un déplacement

tangentiel de 59,56 mm, ce qui correspond à un déplacement angulaire de 80,3˚.

La courbe de la contrainte effective verticale en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.4b.

Elle débute à la contrainte effective de consolidation imposée, soit 200 kPa, puis diminue jusqu’à 67,5 kPa au

moment où l’essai est interrompu par la panne de courant. Les manipulations effectuées pour rétablir l’essai

ont eu pour conséquences de faire varier la contrainte effective verticale entre 1,27 kPa et 96,2 kPa. Lors de la

reprise du cisaillement, celle-ci est de 61,8 kPa. La courbe reprend ensuite sa diminution selon la même

tendance et se stabilise autour d’une valeur de 48 kPa jusqu’à la fin de l’essai.

91

Le cheminement des contraintes apparaît à la figure 5.4c. Il décrit un arc qui débute à l’état de contrainte initial

de l’essai et se termine au point (σ’v = 47,9 kPa, τ = 26,4 kPa).

Lors du démontage de l’essai, l’échantillon a pu être extirpé de la boîte de cisaillement. Il a conservé son

intégrité et ne présente aucune trace de dessiccation. Une nette démarcation est visible au niveau du plan de

cisaillement, bien que celui-ci soit difficile à séparer proprement. La figure 5.5 présente une photo de

l’échantillon après avoir été retiré de la boîte de cisaillement. Il est à noter que la présence de matériel argileux

a été observée à l’interface entre les pairs d’anneaux inférieurs et supérieurs. La figure 5.6 montre une photo

de l’anneau inférieur intérieur sur lequel on peut voir ces traces de sol extrudé de la boîte de cisaillement. De

plus, une matière blanche et visqueuse est aussi observée sur l’ensemble des parties de la boîte de

cisaillement qui ont été en contact avec l’eau du bassin. Il s’agit du produit de l’oxydation de l’aluminium qui

compose certaines composantes de l’appareil, notamment les plaques de transfert servant à arrimer les

anneaux supérieurs au bras support des anneaux. La figure 5.7 montre une photo de la boîte de cisaillement

sur laquelle on peut voir cette substance.

5.3 RSC08

Description de l’essai réalisé

L’essai RSC08 a été réalisé entre le 3 et le 11 janvier 2017, sous une contrainte de consolidation de 60 kPa.

L’échantillon utilisé provient du tiers mitoyen de l’échantillon de grand diamètre TM6-C et a été prélevé à une

profondeur de 11,42 m. Le sol qui le compose est une argile silteuse grise qui contient certaines zones

circulaires plus foncées dans lesquelles se retrouvent des petits cailloux d’environ 1 mm de diamètre. La figure

3.8 présente une photo qui illustre bien ces zones particulières. La masse totale initiale de l’échantillon n’a pas

été mesurée. Les capteurs de pression interstitielle ont été installés lors de cet essai. Les deux aiguilles ont

été insérées à une profondeur de 3 mm à partir de la surface de l’échantillon tout juste avant la réalisation du

dernier palier de consolidation. Lors du cisaillement, l’espacement entre les anneaux a été ouvert de

0,102 mm dans un premier temps, puis de 0,204 mm environ 24h avant la fin de l’essai afin d’observer l’effet

de l’ouverture sur les résultats.

Description des résultats obtenus

La courbe contrainte de cisaillement en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.8a. Elle décrit

un pic très bien défini à une contrainte de cisaillement de 18,5 kPa et un déplacement tangentiel de 0,36 mm,

ce qui correspond à un déplacement angulaire de 0,5˚. La contrainte de cisaillement diminue ensuite jusqu’à

12,3 kPa à un déplacement tangentiel de 7,56 mm. Par la suite, elle remonte graduellement jusqu’à ce qu’elle

atteigne 16,1 kPa à un déplacement tangentiel de 41,96 mm, pour redescendre drastiquement à 8,39 kPa à

92

un déplacement tangentiel de 41,98 mm. Cette chute de la contrainte de cisaillement correspond au moment

où l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs a été doublée. Suite à cela, la

contrainte de cisaillement se stabilise jusqu’à la fin de l’essai lorsque la contrainte de cisaillement est de

8,81 kPa et le déplacement tangentiel est de 63,55 mm, ce qui correspond à un déplacement angulaire de

85,6˚.

La courbe de la contrainte effective verticale en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.8b.

Elle débute à la contrainte effective de consolidation imposée, soit 60 kPa, puis diminue jusqu’à 33,6 kPa. Elle

croit ensuite graduellement jusqu’à une valeur de 36,1 kPa au moment où l’ouverture de l’espacement entre

les anneaux est doublée. La contrainte effective verticale diminue alors à une valeur de 27,23 kPa avant de se

stabiliser autour de cette valeur jusqu’à la fin de l’essai.

Le cheminement des contraintes apparaît à la figure 5.8c. Il débute à l’état initial des contraintes avant de

décrire un arc vers l’état limite au point (σ’v = 42,6 kPa, τ = 18,5 kPa) avant de se terminer au point

(σ’v = 26,7 kPa, τ = 8,81 kPa). La portion du cheminement des contraintes marquant le passage entre le pic et

la fin de l’essai est tronquée. Cette troncature correspond au moment où l’ouverture de l’espacement entre les

anneaux supérieurs et inférieurs a été doublée.

Au moment du démontage de l’essai, la boîte de cisaillement a été séparée et l’échantillon a pu être observé.

Celui-ci a conservé son intégrité et ne présente aucune trace de dessiccation. Le plan de cisaillement, qui est

situé au centre de l’échantillon et s’est séparé facilement, apparaît être très humide et rugueux. La figure 5.9

présente une photo de la boîte de cisaillement séparée en son centre de façon à ce que la coupe du plan de

cisaillement soit visible. De plus, d’importantes coulisses de matériel argileux bordent l’interface entre les

anneaux supérieurs et inférieurs. Elles sont visibles aussi bien sur les anneaux extérieurs, qu’intérieurs. Un

petit amoncellement de sol extrudé s’est formé près du centre des anneaux. Les figures 5.10 et 5.11 montrent

une photo de l’extérieur de la boîte de cisaillement et de l’intérieur de la boîte de cisaillement sur lequel on

peut voir les coulisses de sol extrudé ainsi que l’amoncellement de sol.

5.4 RSC09

Description de l’essai réalisé

L’essai RSC09 a été réalisé entre le 12 et le 23 janvier 2017, sous une contrainte de consolidation de 60 kPa.

L’échantillon utilisé provient du tiers inférieur de l’échantillon de grand diamètre TM6-C et a été prélevé à une

profondeur de 11,46 m. Le sol qui le compose est une argile silteuse grise qui contient des traces de matière

93

organique. La masse totale initiale de l’échantillon était de 148,67 g. Lors du cisaillement, l’espacement entre

les anneaux a été ouvert de 0,152 mm.

Description des résultats obtenus

La courbe contrainte de cisaillement en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.12a. Elle

décrit un pic très bien défini à une contrainte de cisaillement de 23,7 kPa et un déplacement tangentiel de

0,43 mm, ce qui correspond à un déplacement angulaire de 0,6˚. La contrainte de cisaillement diminue ensuite

jusqu’à 8,88 kPa à un déplacement tangentiel de 46,20 mm. Puis, elle remonte graduellement jusqu’à la fin de

l’essai. Celui-ci est stoppé à une contrainte de cisaillement de 11,2 kPa et un déplacement tangentiel de

99,02 mm, ce qui correspond à un déplacement angulaire de 133,5˚.

La courbe de la contrainte effective verticale en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.12b.

Elle débute à la contrainte effective de consolidation imposée, soit 60 kPa, puis diminue graduellement avant

de se stabiliser autour d’une valeur de 20 kPa jusqu’à la fin de l’essai.

Le cheminement des contraintes apparaît à la figure 5.12c. Il décrit un arc qui débute à l’état de contrainte

initial de l’essai et se termine à l’état limite au point (σ’v = 39,07 kPa, τ = 23,77 kPa). Il se termine au point

(σ’v = 19,09 kPa, τ = 8,88 kPa).

Au moment du démontage de l’essai, la boîte de cisaillement a été séparée et l’échantillon a pu être observé.

Le plan de cisaillement est particulièrement humide et rugueux. Une crevasse d’une épaisseur d’environ 2 mm

s’est formée dans la partie inférieure de l’échantillon. La figure 23 présente une photo de la boîte de

cisaillement séparée en son centre de façon à ce que la coupe du plan de cisaillement soit visible. Cette fois-

ci, des traces d’extrusion de sol ont pu être repérées en cours d’essais. Les figures 5.14 et 5.15 présentent

des photos de la boîte de cisaillement sur lesquelles on peut voir ces traces après 8 jours et 11 jours d’essais.

5.5 RSC10

Description de l’essai réalisé

L’essai RSC10 a été réalisé entre le 24 janvier et le 20 février 2017, sous une contrainte de consolidation de

91 kPa. L’échantillon utilisé provient du tiers inférieur de l’échantillon de grand diamètre TM7-A et a été

prélevé à une profondeur de 11,78 m. Le sol qui le compose est une argile silteuse grise. La masse totale

initiale de l’échantillon n’a pas été mesurée. Lors du cisaillement, l’espacement entre les anneaux a été ouvert

de 0,152 mm.

94

Description des résultats obtenus

La courbe contrainte de cisaillement en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.16a. Elle

décrit un pic très bien défini à une contrainte de cisaillement de 35,0 kPa et un déplacement tangentiel de

0,42 mm, ce qui correspond à un déplacement angulaire de 0,6˚. La contrainte de cisaillement diminue ensuite

jusqu’à une valeur de 9,37 kPa à un déplacement tangentiel de 87,11 mm. Elle remonte ensuite jusqu’à

10,7 kPa à un déplacement tangentiel de 115,11 mm. Elle redescend finalement jusqu’à une valeur minimale

de 7,74 kPa à un déplacement tangentiel de 201,71 mm. La courbe contrainte-déformation se stabilise autour

de cette valeur jusqu’à la fin de l’essai, à une contrainte de cisaillement de 8,21 kPa et un déplacement

tangentiel de 282,8 kPa, ce qui correspond à un déplacement angulaire de 381,3˚.

La courbe de la contrainte effective verticale en fonction du déplacement tangentiel apparaît à la figure 5.16b.

Elle débute à la contrainte effective de consolidation imposée, soit 91 kPa, puis diminue graduellement avant

de se stabiliser autour d’une valeur de 16 kPa jusqu’à la fin de l’essai.

Le cheminement des contraintes apparaît à la figure 5.16c. Il décrit un arc qui débute à l’état de contrainte

initial de l’essai, rejoint l’état limite au point (σ’v = 58,7 kPa, τ = 35,0 kPa) et se termine au point

(σ’v = 16,4 kPa, τ = 8,2 kPa).

Au terme de l’essai, la boîte de cisaillement a pu être démontée et l’échantillon a pu être observé. Le plan de

cisaillement, situé au centre de l’échantillon, s’est détaché facilement. Sa surface est plus ou moins lisse et

très humide. L’échantillon a conservé son intégrité et ne présente pas de traces de dessiccation. Cette fois-ci,

aucune trace d’extrusion n’a été observée. Les figures 5.17 et 5.18 montrent des photos de la boîte de

cisaillement contenant l’échantillon après la réalisation de l’essai.

5.6 Sommaire

Au cours de chacun des essais réalisés, neuf teneurs en eau ont été prélevées. Trois teneurs en eau ont été

prélevées avant le début de l’essai, soit lors de la découpe, au niveau des côtés (wi lat), de la surface inférieure

(wi bas) et de la surface supérieure (wi haut) de l’échantillon. Six autres teneurs en eau ont été prélevées après la

fin de l’essai, soit lors du démontage, de la moitié inférieure de l’échantillon (wf bas 1 et wf bas 2), au niveau de la

moitié supérieure de l’échantillon (wf haut 1 et wf haut 2), et du plan de cisaillement (wf plan 1 et wf plan 2). Trois

moyennes sont calculées. La première rassemble les teneurs en eau prises avant l’essai, la seconde

rassemble celles prises à la fin de l’essai au niveau de moitiés supérieures et inférieures et la troisième

rassemble les teneurs en eau prises à la fin de l’essai au niveau du plan de cisaillement. Les teneurs en eau

prises au cours des essais et les différentes moyennes calculées sont consignées aux tableaux 5.2 et 5.3.

95

Avant l’essai, ces moyennes varient entre 61,67% et 70,80%. Après l’essai, elles varient entre 57,88% et

72,82% dans l’échantillon en général et entre 56,25% et 74,88% au niveau du plan de cisaillement.

Les capteurs de pression interstitielle n’ont pas été mis en place excepté lors l’essai RSC08. Bien qu’ils aient

été en fonction tout au long de cet essai, la présence d’importantes bulles d’air a été observée dans les deux

tubes connectant les aiguilles aux capteurs. Cela étant, les données de pression interstitielle obtenues ne sont

pas valides. Il a donc été décidé de ne pas mesurer les pressions interstitielles lors des autres essais.

Le tableau 5.4 reprend l’essentiel des résultats des essais de cisaillement annulaire. Il contient les valeurs de

résistance au cisaillement, de déplacement tangentiel, de déplacement angulaire et de la contrainte effective

verticale, et ce au pic, au point où la résistance au cisaillement est minimale ainsi qu’à la fin de l’essai.

La figure 5.19 regroupe l’ensemble des résultats des essais de cisaillement annulaires présentés. Une

enveloppe de résistance à grandes déformations peut ainsi être tracée. L’angle de frottement qui découle de

cette droite est de 27° tandis que la cohésion effective est nulle.

Les données présentées dans ces différents tableaux sont analysées au chapitre suivant.

96

Tableau 5.1 - Conditions imposées pour les essais de cisaillement annulaire

Essai Éch. Prof.(m) σ’vc (kPa) ωm (RPM) ωc (μm/min)

RSC05 TM6-A 11.18 30 9 7.6

RSC07 TM7-A 11.70 200 9 7.6

RSC08 TM6-C 11.42 60 9 7.6

RSC09 TM6-C 11.46 60 9 7.6

RSC10 TM7-A 11.78 91 9 7.6

Tableau 5.2 - Teneurs en eau prises avant la réalisation de l’essai

Essai wi lat (%) wi bas (%) wi haut (%) wi moy(%)

RSC05 71.7 72.7 68.1 70.8

RSC07 67.7 68.2 72.0 69.3

RSC08 61.2 62.8 64.8 62.9

RSC09 66.4 69.7 74.0 70.0

RSC10 61.2 62.8 64.8 62.9

Tableau 5.3 - Teneurs en eau prises après la réalisation de l’essai

Essai wf plan 1 (%)

wf plan 2 (%)

wf plan moy (%)

wf bas 1 (%)

wf bas 2 (%)

wf haut 1 (%)

wf haut 2 (%)

wf moy (%)

RSC05 78.9 70.8 74.8 73.6 75.3 71.2 71.1 72.8

RSC07 51.4 61.1 56.3 56.8 54.3 62.6 65.4 59.8

RSC08 60.0 58.1 59.0 59.2 59.1 59.2 54.1 57.9

RSC09 80.8 69.0 74.9 73.8 71.4 70.8 69.7 71.4

RSC10 74.3 84.2 71.4 80.2 82.89 83.5 77.6 69.7

Tableau 5.4 - Synthèse des résultats des essais de cisaillement annulaire

Essai τpic (kPa)

δpic (mm)

Δθpic (˚)

σ'v pic (kPa)

τmin (kPa)

δmin (mm)

Δθmin (˚)

σ'v min (kPa)

τfin (kPa)

δfin (mm)

Δθfin (˚)

σ'v fin (kPa)

RSC05 19.3 3.56 4,8 33.3 11.1 65.11 87,8 31.1 11.1 65.11 87,8 31.1

RSC07 50.7 0.54 0,7 146.2 21.7 42.29 57,0 47.0 26.4 59.56 80,3 48.0 RSC08 18.45 0.36 0,5 42.6 8.39 41.98 56,6 27.2 8.81 26.68 85,6 63.6

RSC09 23.8 0.43 0,6 39.1 8.88 46.20 62,3 19.1 11.2 99.02 133,5 20.8 RSC10 35.0 0.42 0,6 58.7 7.74 201.7 271,9 20.3 8.21 282.80 381,3 16.4

97

Figure 5.1 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC05

98

Figure 5.2 - Photographie de la boîte de cisaillement au terme de l'essai RSC05

Figure 5.3 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de l'essai RSC05

99

Figure 5.4 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC07

100

Figure 5.5 - Photographie de l'échantillon au terme de l'essai RSC07

Figure 5.6 - Photographie de l'anneau inférieur intérieur au terme de l'essai RSC07

Figure 5.7 - Photographie de la boîte de cisaillement au terme de l'essai RSC07

101

Figure 5.8 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC08

102

Figure 5.9 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au

terme de l'essai RSC08

Figure 5.10 - Photographie des anneaux extérieurs au terme de l'essai RSC08

Figure 5.11 - Photographie des anneaux intérieurs au terme de l'essai RSC08

103

Figure 5.12 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC09

104

Figure 5.13 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au

terme de l'essai RSC09

Figure 5.14 - Photographie des anneaux extérieurs après 8 jours lors de l'essai RSC09

Figure 5.15 - Photographie des anneaux extérieurs après 11 jours lors de l'essai RSC09

105

Figure 5.16 - Résultats de l'essai de cisaillement annulaire RSC10

106

Figure 5.17 - Photographie de la boîte de cisaillement au terme de l'essai RSC10

Figure 5.18 - Photographie de la boîte de cisaillement séparée au niveau du plan de cisaillement au terme de l'essai RSC10

107

Figure 5.19 - Résultats de l'ensemble des essais de cisaillement annulaire

108

6. Analyse des résultats expérimentaux

Les résultats obtenus dans le cadre de cinq essais décrits au chapitre précédent sont analysés dans les

sections qui suivent afin de vérifier l’atteinte des objectifs du projet, soit d’attester du bon fonctionnement de

l’appareil et de caractériser le comportement sous cisaillement à grandes déformations de l’argile de Saint-

Jude.

6.1 Analyse des résultats des essais de cisaillement annulaire

6.1.1 Validité des résultats

Des cinq essais réalisés avec l’appareil de cisaillement annulaire ULaval, dont les résultats sont présentés au

chapitre précédent, deux ont vu survenir des problématiques suffisamment importantes pour devoir être

écartés lors de l’analyse du comportement mécanique de l’argile de Saint-Jude.

Lors de l’essai RSC05, l’échantillon n’était pas complètement saturé pour la majeure partie de l’essai. En effet,

le bassin entourant la boîte de cisaillement n’a été rempli qu’à un niveau situé au-dessus des canaux de

drainage, mais au-dessous du plan de cisaillement, et ce du début de la consolidation jusqu’à l’atteinte d’un

déplacement tangentiel de 52,32 mm (figure 5.1). Comme la teneur en eau de l’échantillon n’était pas

constante pendant l’essai, les résultats de l’essai RSC05 ne peuvent pas être considérés comme étant

comparables à ceux des autres essais de cisaillement annulaire.

Lors de l’essai RSC08, la contrainte de cisaillement s’est mise à augmenter à un déplacement tangentiel de

7,56 mm (figure 5.8). L’ouverture entre les anneaux supérieurs et inférieurs de la boîte de cisaillement a par la

suite été agrandie en cours d’essai afin d’investiguer le problème, ce qui a pu affecter la validité des résultats.

C’est aussi le seul essai du programme expérimental lors duquel les aiguilles des capteurs de pression

interstitielle ont été insérées dans l’échantillon, ce qui a pu aussi affecter la résistance mesurée. C’est

pourquoi les résultats de l’essai RSC08 ne peuvent pas non plus être considérés comme étant comparables à

ceux des autres essais de cisaillement annulaire.

Une panne de courant est venue troubler le déroulement de l’essai RSC07. Bien que l’impact de la panne et

du redémarrage de l’essai puisse être observé sur les résultats obtenus (figure 5.4), celui-ci n’est pas

considéré comme étant suffisamment important pour avoir affecté la validité des résultats obtenus de façon

significative. Pour cette raison, les résultats de l’essai RSC07 peuvent être considérés lors de l’analyse du

comportement mécanique de l’argile de Saint-Jude, au même titre que ceux des essais RSC09 et RSC10. Les

résultats de ces trois essais de cisaillement annulaire apparaissent à la figure 6.1.

109

6.1.2 Résistance en pic et anti-écrouissage

La figure 6.1a permet de remarquer que plus la contrainte effective de consolidation est élevée, plus la

résistance en pic obtenue est élevée. De plus, elle permet de constater que, pour trois essais présentés, le sol

montre un comportement anti-écrouissage particulièrement bien marqué. Le pic que fait la contrainte de

cisaillement est bien défini lors de chacun des essais, autant pour ceux qui ont été réalisés dans le domaine

surconsolidé (RSC09 et RSC10) que pour celui qui a été réalisé dans le domaine normalement consolidé

(RSC07). Le pic apparait à un déplacement tangentiel très faible dans les trois cas, soit de 0,43 mm, 0,42 mm

et 0,54 mm pour les essais RSC09, RSC10 et RSC07 respectivement. Ceci suggère que la procédure de

préparation de l’échantillon mise au point dans le cadre de ce projet permet de préserver adéquatement la

qualité des échantillons.

6.1.3 Résistance à grandes déformations et atteinte des états critique et résiduel

Comme mentionné au Chapitre 2, l’état critique d’un sol implique que, dans le cadre d’un essai non-drainé, les

pressions interstitielles générées par le cisaillement de l’échantillon ne varient plus (Leroueil et Hight, 2003).

Dans le cas d’un essai à volume constant, cet état implique donc que la contrainte effective verticale ne varie

plus. La figure 6.1b indique que tel est bien le cas au terme des trois essais présentés. En effet, les courbes

de la variation de la contrainte effective verticale en fonction du déplacement tangentiel obtenues lors de ces

trois essais décroissent de façon importante en début d’essai pour ensuite se stabiliser et former un plateau.

Cette décroissance de la contrainte effective verticale lors des essais signifie que le sol a eu un comportement

contractant. Cela correspond bien à ce qui doit se produire lors d’un essai en conditions non-drainées. Or l’état

critique implique aussi que les déformations engendrées lors de l’essai soient homogènes, ce qui n’est pas le

cas tout au long de l’essai de cisaillement annulaire. Par conséquent, cet essai ne permet pas l’atteinte de

l’état critique.

En théorie, l’état critique implique aussi que la contrainte de cisaillement ne varie plus. Or, une fois que les

pressions interstitielles ou les déformations volumétriques se sont équilibrées, il reste que les particules plates

contenues dans le sol peuvent s’aligner et ainsi faire diminuer encore la contrainte de cisaillement. Une fois

les particules plates complètement alignées dans la direction du cisaillement, la contrainte de cisaillement se

stabilise à sa valeur minimale, qui correspond à sa résistance résiduelle (Leroueil et Hight, 2003). Il a été

mentionné au Chapitre 2 que les argiles de la Mer de Champlain sont pauvres en particules plates. Elles

représentent généralement 50% de la fraction argileuse, qui dans le cas de l’argile utilisée lors de ces travaux

est de près de 70%. Or, le mécanisme d’un appareil de cisaillement annulaire est conçu pour favoriser le

phénomène de l’alignement des celles-ci. Les quelques 35% de particules de l’argile de Saint-Jude qui sont

110

plates sont donc susceptibles de s’aligner dans la direction du cisaillement, ce qui pourrait entrainer la

diminution la résistance au cisaillement même après la stabilisation de la contrainte effective verticale. Cela

dit, puisque les argiles étudiées dans le cadre de ce mémoire ne contiennent pas beaucoup de particules

plates, la différence de résistance entre le moment où la contrainte effective verticale se stabilise et l’atteinte

de l’état résiduel doit être faible.

Lorsque le sol a subi des déformations importantes sans toutefois remplir les conditions nécessaires à

l’atteinte de l’état critique ou de l’état résiduelle, les termes « à grades déformations » peuvent être utilisés

pour qualifier son état.

La figure 6.1a permet de remarquer que plus la contrainte effective de consolidation est élevée, plus la

résistance à grandes déformations obtenue au terme des trois essais présentés est élevée. Or, Il a été

démontré par LaGatta (1970) que la représentation utilisée sur cette figure n’est pas adéquate pour attester de

la stabilisation complète de la contrainte de cisaillement. Les résultats des essais RSC07, RSC09 et RSC10

sont donc présentés à la figure 6.2 dans la représentation suggérée par celui-ci. Cette représentation met en

relation le ratio de la contrainte de cisaillement normalisée par la contrainte de consolidation avec le

logarithme du déplacement, ce qui a pour effet d’accentuer les pentes de la courbe. Cela permet de mieux

identifier l’apparition d’un plateau sur lequel doit se stabiliser la contrainte de cisaillement et ainsi, de

déterminer la résistance résiduelle du sol testé. À la lumière de cette figure, il est possible de constater que la

contrainte de cisaillement ne s’est complètement stabilisée que lors d’un seul des trois essais présentés, soit

au terme de l’essai RSC10. On peut donc affirmer que le sol n’a atteint l’état résiduel que lors de cet essai en

particulier. Les deux autres essais n’ont pas été poursuivis assez longtemps pour entrainer des déplacements

suffisamment importants pour mobiliser la résistance résiduelle. Il faut savoir que le sol lors de l’essai RSC10

a été conduit à des déplacements au moins trois fois plus grands que lors des essais RSC07 et RSC09. Dans

ces deux derniers cas, on observe même une augmentation de la contrainte de cisaillement en fin d’essai. Ce

phénomène est analysé d’avantage à la Section 6.3.2.

6.1.4 Cheminements de contraintes et paramètres de résistance au cisaillement

Les cheminements de contraintes suivis lors des essais de cisaillement annulaire présentés à la figure 6.1c

ont permis de déterminer une enveloppe de résistance à grandes déformations sur laquelle ont été définis un

angle de frottement φ’ de 27° et une cohésion effective c’ nulle. Tel que mentionné au Chapitre 2, la

résistance au cisaillement résiduelle se caractérise par une cohésion pratiquement nulle (Leroueil et Hight,

2003). C’est effectivement ce qui est obtenu dans le cas présent. Il est particulièrement intéressant de

111

remarquer qu’après avoir atteint l’enveloppe de résistance à grandes déformations, les cheminements de

contraintes des essais réalisés dans le domaine surconsolidé (RSC09 et RSC10) se poursuivent longuement

sur celle-ci.

6.2 Comparaison des résultats des essais RSC, DSS et CIU

Avant de comparer les résultats des trois types d’essai de cisaillement entre eux, il est important de bien

comprendre comment ceux-ci diffèrent au niveau de la distribution des contraintes et de leur mode de rupture.

Cette comparaison est présentée à l’Annexe 8. En somme, il est important de retenir que les modes de

rupture et la distribution des contraintes ne sont pas les mêmes pour les trois types d’essai de cisaillement. Il

serait donc tendancieux de comparer directement entre eux les résultats provenant de ces différents essais en

termes de déformation puisque celle-ci est n’est pas appliquée ni calculée de la même façon dans les trois

cas. De plus, comme l’application des contraintes est différente pour chacun des types d’essai, il est évident

qu’un sol soumis aux trois n’effectuera pas le même cheminement de contraintes. Cela dit, il est très

intéressant de comparer les résultats obtenus dans le cadre des trois types d’essai en termes de résistance au

cisaillement atteinte en un état donné, soit en pic ou à grandes déformations.

Le tableau 6.1 permet de comparer entre elles les valeurs de résistance en pic obtenues lors des essais des

trois types selon la contrainte de consolidation à laquelle ceux-ci ont été réalisés. Ces valeurs de résistance en

pic sont portées en graphique à la figure 6.3a. On y remarque que, pour une contrainte de consolidation

donnée, la résistance en pic est systématiquement maximale lors de l’essai de compression triaxiale et

minimale lors de l’essai de cisaillement annulaire. On peut aussi y remarquer que les pics obtenus au

cisaillement annulaire et au cisaillement simple sont semblables. Les figures 3.1 et 3.2 présentent des valeurs

de résistance au cisaillement intacte obtenues à l’aide d’essais au scissomètre de terrain. À une profondeur de

12 m, ces valeurs sont de 36 kPa et 39 kPa (Locat et al., 2011a). Ces valeurs ne sont pas bien loin de la

résistance en pic obtenue aux termes des essais de cisaillement annulaire et de cisaillement simple réalisés à

une profondeur similaire sous la contrainte verticale en place (RSC10 et DSS05). Celles si sont de 35,02 kPa

et 36,35 kPa respectivement.

Le tableau 6.2 permet de comparer entre eux les valeurs de résistance à grandes déformations obtenues lors

des essais des trois types selon la contrainte de consolidation à laquelle ceux-ci ont été réalisés. Ces valeurs

de résistance à grandes déformations sont portées en graphique à la figure 6.3b. Cette fois-ci, on y remarque

que pour une contrainte de consolidation donnée, la résistance à grandes déformations est dans tous les cas

maximale lors de l’essai de cisaillement simple et minimale lors de l’essai de cisaillement annulaire. Il est à

112

noter qu’aucun des trois types d’essai de cisaillement ne permet au sol d’atteindre des valeurs de résistance à

grandes déformations aussi faibles que celles de la résistance remaniée mesurée au cône suédois, qui se

situent entre 1,54 kPa et 1,61 kPa aux profondeurs considérées. Tel que mentionné à la Section 3.2.3, la

littérature prévoit même des valeurs de résistance remaniée mesurées au cône suédois plus faibles encore,

soit entre 0,57 kPa et 1,13 kPa pour des sols avec un indice de liquidité similaire (Leroueil et al., 1983).

Plusieurs facteurs peuvent être à l’origine des différences observées dans les valeurs de résistance au

cisaillement obtenues. L’un d’entre eux est le fait que les argiles sensibles de l’est du Canada présentent une

certaine anisotropie quant à leur résistance au cisaillement non-drainée lorsqu’elles sont soumises à des

contraintes de consolidation insuffisantes pour en briser la structure (Silvestri et al., 1989). En effet, ces argiles

présentent une résistance maximale lorsqu’elles sont sollicitées dans l’axe parallèle à leur déposition

(perpendiculaire à la stratification) et minimale lorsqu’elles sont sollicitées dans l’axe perpendiculaire à leur

déposition (parallèle à la stratification). Puisque la contrainte de cisaillement n’est pas distribuée de la même

façon sur l’échantillon selon le type d’essai réalisé, elle le sollicite dans une inclinaison différente. Par

exemple, le plan de cisaillement engendré lors d’un essai de compression triaxiale est orienté à un angle qui

correspond à 45° + φ’/2 par rapport à la verticale, tandis que celui engendré lors d’un essai de cisaillement

annulaire est orienté à l’horizontale. Le fait qu’on observe des résistances au cisaillement plus élevées à

l’essai de compression triaxiale qu’à l’essai de cisaillement annulaire est cohérent avec cette explication.

Difficile de statuer sur l’essai de cisaillement simple puisque le cisaillement ne s’effectue pas selon un plan

bien défini. Compte tenu de cette anisotropie, il est donc logique que les résistances en pic obtenues dans le

cadre des essais des trois types réalisés à une contrainte de consolidation donnée ne soient pas les mêmes.

De plus, les méthodes de préparation diffèrent elles aussi selon le type d’essai réalisé. Ces méthodes

impliquent des potentiels de remaniement différents. Par exemple, la préparation d’un échantillon en vue de la

réalisation d’un essai de compression triaxiale est moins longue et nécessite moins d’étapes que la procédure

de préparation d’un essai de cisaillement annulaire proposée au Chapitre 4. Ce phénomène peut lui aussi

affecter les valeurs de la résistance en pic obtenues (Leroueil et Hight, 2003).

Un autre facteur pouvant entrer en ligne de compte est l’effet de la vitesse de cisaillement. En effet, les taux

de déformation sont différents pour chaque type d’essai. Ces derniers impliquent donc des effets de vitesse

différents qui sont susceptibles d’affecter différemment les valeurs de résistances au cisaillement obtenues.

Les paramètres qui caractérisent les enveloppes de résistance à grandes déformations sont φ’ = 30,5° et c’ =

5,7 kPa pour les essais CIU, φ’ = 26° et c’ = 11 kPa pour les essais DSS et φ’ = 27° et c’ = 0 kPa pour les

essais RSC. Par contre, plusieurs raisons font en sorte qu’il n’est pas approprié de comparer ces enveloppes

entre elles. D’une part, les résultats obtenus par les trois types d’essais montrent que l’état critique n’a pu être

113

atteint d’aucun essai, de tout type confondu. En d’autres termes, aucune de ces enveloppes de résistance à

grandes déformations ne représente une ligne d’état critique. De plus, les cheminements de contraintes

empruntés par les échantillons diffèrent selon le type d’essai de cisaillement utilisé. Comme les paramètres de

résistances, soit les angles de frottement et les cohésions effectives, sont déterminés à partir de ces

cheminements de contraintes, il est donc normal que de telles différences soient observées.

Finalement, bien qu’on ne puisse pas comparer directement entre elles les déformations obtenues au cours

des trois types d’essai de cisaillement réalisés dans le cadre de ce projet, il est indéniable que les essais de

compression triaxiale et les essais de cisaillement simple sont limités en termes de déformations pouvant

potentiellement être appliquées sur l’échantillon. Cela transparait dans les valeurs des résistances au

cisaillement à grandes déformations mesurées au terme des essais des trois types. En effet, la valeur la plus

faible de résistance au cisaillement à grandes déformations est systématiquement obtenue au terme de l’essai

de cisaillement annulaire.

6.3 Limitations de l’appareil de cisaillement annulaire

6.3.1 Problématique de la préservation de la teneur en eau

L’essai de cisaillement annulaire (ASTM, 2006) est trop long pour que l’échantillon puisse être laissé à l’air

libre et la façon dont la cellule est conçue ne permet pas l’utilisation d’une membrane de caoutchouc. La

solution envisagée dans la norme ASTM (2006) ainsi que par plusieurs auteurs ayant travaillé avec ce type

d’appareil (LaGatta, 1970; Bishop, 1971; Bromhead, 1979; Bosdet, 1981; Stark et Contreras, 1996) est donc

de submerger l’échantillon dans de l’eau distillée pour toute la durée de l’essai. La découpe de l’échantillon est

elle aussi particulièrement longue par rapport à celle des autres types d’essai cités plus tôt. L’échantillon est

donc susceptible de sécher non seulement au cours de la réalisation de l’essai en tant que tel, mais aussi au

cours de sa préparation.

Lors de la découpe de l’échantillon, dont la procédure est décrite au Chapitre 4, trois teneurs en eau sont

prélevées. La séquence dans laquelle elles le sont est toujours le même. Elle débute par la teneur en eau

prise au niveau des côtés de l’échantillon (wi lat), se poursuit par celle prise au niveau de la surface inférieure

(wi bas), puis se termine par celle prise au niveau de la surface supérieure (wi haut). Cela permet d’avoir une idée

de la variation de la teneur en eau de l’échantillon au fur et à mesure que sa découpe progresse. Les trois

teneurs en eau prélevées avant le début de l’essai, inclues au tableau 5.2 du chapitre précédent, sont

comparées entre elles dans un histogramme à la figure 6.4. Excepté pour le cas de l’essai RSC05, la teneur

en eau mesurée a tendance à augmenter au fil des étapes de la découpe. La variation maximale de la teneur

114

en eau lors de la découpe a été observée dans le cadre de l’essai RSC09 et se chiffre à un gain de 7,58%. Il

est à noter que l’ensemble de la procédure s’effectue dans une chambre froide à un taux d’humidité élevée. Il

faut aussi considérer le fait que la teneur en eau n’est pas nécessairement la même aux trois endroits où elle

est prélevée. Il donc est plus probable que des variations de teneur en eau de cet ordre soient plutôt

attribuables à l’emplacement d’où la teneur en eau a été prélevée.

Lors de l’essai, l’échantillon contenu dans la boîte de cisaillement est installé dans un bassin rempli d’eau

distillée. Une fois l’essai terminé, six teneurs en eau sont prélevées sur l’échantillon à raison de deux sur la

moitié inférieure (wf bas 1 et wf bas 2), deux sur la moitié supérieure de l’échantillon (wf haut 1 et wf haut 2), et deux au

niveau du plan de cisaillement (wf plan 1 et wf plan 2). Les moyennes des teneurs en eau prélevées avant le début

de l’essai, après la fin de l’essai et après la fin de l’essai au niveau du plan de cisaillement, inclues au

tableau 5.3 du chapitre précédent, sont comparées entre elles dans un histogramme à la figure 6.6. Il est

important de noter que l’échantillon perd une certaine quantité d’eau lors de la consolidation. Celle-ci n’étant

pas mesurée, il est inutile de comparer les bandes correspondantes aux moyennes calculées pour les teneurs

en eau avant et après l’essai.

Il est nécessaire que l’échantillon soit bien submergé tout au long de l’essai. Cela dit, puisque la boîte de

cisaillement est ouverte au niveau du plan de cisaillement, celui-ci est directement en contact avec l’eau du

bassin lors de la phase de cisaillement. Les photos prises lors du démontage des essais permettent

d’observer le fait que le sol à l’interface entre les anneaux supérieurs et inférieurs semble être la plupart du

temps particulièrement humide (figures 5.3, 5.9, 5.13 et 5.18). L’histogramme de la figure 6.5 comprend des

bandes correspondantes aux moyennes des teneurs en eau prélevées au niveau du plan de cisaillement

après chaque essai. Il permet donc de comparer celles-ci à celles prélevées dans le reste de l’échantillon au

terme des essais. Il en ressort que dans quatre des cinq cas (RSC05, RSC08, RSC09 et RSC10), la teneur en

eau moyenne au niveau du plan de cisaillement est plus élevée que celle du reste de l’échantillon au terme de

l’essai. Le plus grand gain de teneur en eau au niveau du plan de cisaillement est survenu au cours de l’essai

RSC09 et se chiffre à 3,48%. Dans le cas de l’essai RSC07, il y a eu perte de 3,50% de teneur en eau au

niveau du plan de cisaillement par rapport au reste de l’échantillon. En somme, bien que le remplissage du

bassin soit essentiel à la réalisation d’un essai, le fait que l’eau soit en contact direct avec le plan de

cisaillement peut avoir pour effet d’humidifier celui-ci. Ceci pourrait avoir l’effet de lubrifier le plan de

cisaillement, ce qui est susceptible d’avoir une influence sur la résistance au cisaillement mesurée.

115

6.3.2 Problématique de l’extrusion de sol

Au cours des essais RSC07, RSC08 et RSC09, des traces de matériaux argileux ont été observées dans

différentes proportions aux abords de l’interface entre les anneaux supérieurs et inférieurs de l’échantillon

(figures 5.7, 5.10, 5.11, 5.14, 5.15). Ces traces résultent du fait que lors de l’essai, du sol s’échappe par

l’ouverture créée au niveau du plan de cisaillement. LaGatta (1970) réfère à ce phénomène par le terme « soil

extrusion ».

Les observations effectuées lors de l’essai RSC09 ont permis d’associer l’apparition et l’accumulation de ces

traces à l’augmentation de la contrainte de cisaillement après le pic. En effet, la photo de la figure 5.14, sur

laquelle on peut voir les premières traces de sol extrudé, a été prise au moment où la contrainte de

cisaillement a commencé à augmenter. La photo de la figure 5.15, présentant des traces plus importantes

d’extrusion, a quant à elle été prise près de 3 jours plus tard, lorsque la contrainte de cisaillement poursuivait

son augmentation. La perte de sol se coinçant dans l’ouverture entre les anneaux supérieurs et inférieurs peut

effectivement affecter la contrainte de cisaillement mesurée (LaGatta, 1970; Bishop et al., 1971; Tika et

Hutchinson 1999). Le sol qui s’extrude peu à peu de la boîte de cisaillement s’accumule à l’interface entre les

anneaux supérieurs et inférieurs. Lorsqu’il y a assez de matériaux pour combler le vide laissé par l’ouverture, il

se crée un frottement supplémentaire de sens opposé à la rotation des anneaux inférieurs et la contrainte de

cisaillement, qui découle du couple mesuré par le couplemètre, se met à augmenter. À partir de ce moment,

plus le sol extrudé s’accumule, plus l’interface entre les anneaux supérieurs et inférieurs se rempli. Ainsi, plus

le frottement engendré est élevé, plus la contrainte de cisaillement augmente.

La quantité de sol extrudé augmente avec la contrainte effective de consolidation (LaGatta, 1970; Tika et

Hutchinson, 1999) et l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs (Tika et Hutchinson, 1999). Les

essais RSC07 et RSC09 ont été réalisés sous la même vitesse de cisaillement et avec la même ouverture,

soit 0,152 mm, mais sous une contrainte effective de consolidation différente, soit 200 kPa et 60 kPa

respectivement. Lors de l’essai RSC07, l’augmentation de la contrainte de cisaillement après le pic est

survenue après un déplacement tangentiel de 42,29 mm, tandis que dans le cas de l’essai RSC09, elle est

survenue après un déplacement tangentiel de 46,20 mm. Comme une plus grande contrainte effective de

consolidation entraîne une plus grande quantité de sol à s’extruder, l’ouverture a possiblement été comblée

plus rapidement dans le cas de l’essai RSC07. Or, les essais RSC08 et RSC09 ont été réalisés à la même

vitesse de cisaillement et la même contrainte effective de consolidation, soit 60 kPa, mais avec des ouvertures

différentes, soit 0,102 mm et 0,152 mm respectivement. Lors de l’essai RSC08, l’augmentation de la

contrainte de cisaillement après le pic est survenue après un déplacement tangentiel de 7,56 mm, tandis que

dans le cas de l’essai RSC09, elle est survenue après un déplacement tangentiel de 46,20 mm. Une ouverture

plus grande entraîne une plus grande quantité de sol à s’extruder. Pourtant, l’ouverture s’est apparemment

116

comblée beaucoup plus rapidement dans le cas de l’essai RSC08 que dans celui de l’essai RSC09. Ceci peut

s’expliquer par le fait qu’une plus petite ouverture se comble avec moins de matériel et donc, plus rapidement.

Une piste de solution envisageable pour pallier au problème d’extrusion de sol, et donc possiblement à celui

de l’augmentation de la contrainte de cisaillement après le pic, réside donc dans le fait d’ouvrir d’avantage

l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs de la boîte de cisaillement afin de retarder son

amorce. La manœuvre peut aussi être réalisée en cours d’essai afin de déboucher l’ouverture et ainsi éliminer

le frottement dû au sol accumulé. Cela a pu être effectué lors de l’essai RSC08. À un déplacement tangentiel

de 41,96 mm, l’ouverture de l’espacement entre les anneaux a été augmentée de 0,102 mm à 0,229 mm.

Comme le montre la figure 6.6, ceci a eu pour effet direct de rétablir la contrainte de cisaillement à la valeur

attendue, si bien que la courbe contrainte-déformation obtenue lors de cet essai a rejoint celle obtenue lors de

l’essai RSC09, réalisé dans les mêmes conditions. Par contre, la manœuvre a aussi eu pour effet d’abaisser la

contrainte effective verticale, ce qui a affecté la validité de l’essai. En effet, en observant le cheminement des

contraintes, on constate que l’angle de frottement mobilisé lors de l’essai RSC08 est beaucoup plus bas que

celui obtenu au terme de l’essai RSC09.

Par ailleurs, ouvrir davantage l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs permet à une plus

grande quantité de matériaux de s’échapper, ce qui peut entraîner un autre problème. En effet, cela implique

que la variation de la hauteur de l’échantillon, mesurée par le potentiomètre de position verticale, inclue non

seulement la déformation verticale de l’échantillon, mais aussi la perte de sol par extrusion. Comme cette

dernière est difficilement quantifiable, la déformation verticale de l’échantillon en tant que telle ne peut pas être

mesurée avec précision (LaGatta, 1970; Tika et Hutchinson, 1999; Sadrekarimi et Olson, 2009). Dans le cas

des essais à volume constant, comme pour l’ensemble des essais de cisaillement annulaire dont il est

question dans ce mémoire, la hauteur de l’échantillon est maintenue constante. Si du sol s’échappe de la boîte

de cisaillement, son équivalent en volume est donc remplacé par l’eau du bassin, qui est directement en

contact avec le plan de cisaillement. Ainsi, le volume de l’échantillon ne change pas, mais son indice des vides

augmente au fur et à mesure que du sol s’extrude (Tika et Hutchnison, 1999). Ceci peut d’ailleurs

possiblement expliquer l’augmentation de la teneur en eau au niveau du plan de cisaillement lors de l’essai,

phénomène ayant été abordé à la section précédente.Heureusement, excepté pour le cas de l’essai RSC08,

pendant lequel un monticule de sol extrudé s’est formé à l’intérieur des anneaux (figure 5.11), la quantité de

sol perdu n’est pas suffisamment significative par rapport au volume total de l’échantillon. Qui plus est, même

dans ce cas où l’extrusion apparaît comme étant importante visuellement, les courbes contrainte-déformation

des essais RSC08 et RSC09, réalisés dans les mêmes conditions, présentent des valeurs pratiquement

identiques de résistances au cisaillement à de grands déplacements.

117

Tableau 6.1 - Comparaison des résistances en pic obtenues lors des essais CIU, DSS et RSC

CIU DSS RSC

σ'vc (kPa)

τpic CIU (kPa)

εpic (%)

τpic (kPa)

γpic (%)

τpic (kPa)

δpic (mm)

30 27.6 1.28 25.1 2.43 60 52.4 0.93 33.6 4.13 23.8 0.43

91 51.3 1.19 36.4 13.9 35.0 0.42 200 57.6 1.81 50.7 0.54

300 74.8 2.00 77.4 4.18

Tableau 6.2 - Comparaison des résistances à grandes déformations obtenues lors des essais CIU, DSS et RSC

CIU DSS RSC

σ'vc (kPa)

τgd (kPa)

εgd (%)

τgd (kPa)

γgd (%)

τgd (kPa)

δgd (mm)

30 9.05 14.5 22.2 25.0

60 12.9 12.6 24.5 25.1 8.88 46,2 91 11.1 13.6 33.4 25.1 7.74 201,7

200 42.6 14.6 21.7 42,9 300 60.9 14.2 71.2 25.9

118

Figure 6.1 - Résultats des essais de cisaillement annulaire analysés

119

Figure 6.2 – Résultats des essais de cisaillement annulaire analysés dans la représentation de LaGatta (1970)

Figure 6.3 - Comparaison des résistances en pic et des résistances à grandes déformations obtenues

dans le cadre des trois types d'essai de cisaillement

120

Figure 6.4 - Histogramme des teneurs en eau prises lors de la découpe de l'échantillon

Figure 6.5 - Histogramme des teneurs en eau moyennes mesurées avant et après l'essai de cisaillement annulaire

50

55

60

65

70

75

80

RSC05 RSC07 RSC08 RSC09 RSC10

wm

oy

(%)

Essai

latérale bas haut

50

55

60

65

70

75

80

RSC05 RSC07 RSC08 RSC09 RSC10

wm

oy

(%)

Essai

avant après plan

121

Figure 6.6 - Effet de l'ouverture de l'espacement entre les anneaux lors de l'essai RSC08

122

7. Conclusion

Au terme de la thèse de doctorat de la professeure Locat (2012), le besoin de développer un appareil de

cisaillement pouvant fournir une plus grande énergie de remaniement que les appareils traditionnels afin de

caractériser de façon plus représentative le comportement à grandes déformations des argiles, a clairement

été exprimé. L’appareil de cisaillement annulaire, qui permet de soumettre un échantillon à des déplacements

d’une magnitude pratiquement illimitée le long du plan de cisaillement, a été pressenti pour répondre à ce

besoin. Pour cette raison, le design et la fabrication d’un nouvel appareil de cisaillement annulaire ont été

amorcés au printemps 2015, en partenariat avec le département de Génie mécanique de l’Université Laval. Le

projet de maîtrise qui fait l’objet de ce mémoire a été mis en branle dans le but de répondre aux objectifs

suivant :

Mettre au point cet appareil de cisaillement annulaire et élaborer une procédure d’essai permettant

de cisailler un échantillon d’argile sensible intact jusqu’à de grandes déformations dans des

conditions équivalentes à celle d’un essai non-drainé, soit par cisaillement à volume constant.

Caractériser le comportement sous cisaillement à grandes déformations de l’argile de Saint-Jude, à

l’aide entre autres de l’appareil de cisaillement annulaire développé au cours du projet afin de vérifier

sa performance.

L’appareil ULaval est un appareil de cisaillement annulaire dont la boîte de cisaillement est séparée en son

centre, ce qui permet d’imposer le plan de cisaillement au centre de l’échantillon. Développé avec les argiles

sensibles en tête, il se démarque des autres appareils de cisaillement annulaires de deux façons.

Premièrement, l’échantillon d’argile employé pour l’essai est taillé à même les anneaux de la boîte de

cisaillement afin d’éviter le plus possible le remaniement. Deuxièmement, l’appareil peut être utilisé pour

réaliser des essais de cisaillement à volume constant, ce qui est reconnu pour procurer des conditions

d’essais similaires à celles d’un essai non-drainé.

Les travaux réalisés afin de remplir le premier objectif ont impliqué la calibration des différents capteurs que

comporte l’appareil, le développement et la fabrication d’outils pour faciliter la réalisation de la découpe de

l’échantillon, l’élaboration des séquences de découpe, d’installation, de consolidation et de cisaillement, ainsi

que la réalisation d’une batterie d’essais préliminaires ayant pour but de valider la position du plan de

cisaillement, d’observer le frottement dans l’appareil, et d’attester de son bon fonctionnement.

Afin de remplir le deuxième objectif, une panoplie d’essais de laboratoire ont été réalisés sur des échantillons

d’argile qui proviennent tous du même forage de grand diamètre. Ce dernier a été réalisé à l’été 2015 dans la

123

municipalité de Saint-Jude en Montérégie, sur un site ayant été le théâtre d’un important glissement de terrain

de type « étalement latéral » en 2010. D’abord, une série d’essais de caractérisation ont été réalisés afin de

déterminer les propriétés physiques du sol à l’étude :

Un examen tomodensitométrique des échantillons prélevés

Sept essais des limites de consistances

Sept essais de sédimentométrie

Trois essais de sensibilité

Trois essais œdométrique

Par la suite, des essais de cisaillement de trois types différents ont été réalisés afin d’observer le

comportement mécanique du sol à l’étude, en particulier son comportement au cisaillement à grandes

déformations :

Six essais de compression triaxiale en conditions non-drainées

Cinq essais de cisaillement simple à volume constant

Cinq essais de cisaillement annulaire à volume constant

L’analyse des résultats de l’ensemble de ces essais ont permis de tirer les conclusions qui suivent :

1. L’appareil de cisaillement annulaire ULaval est opérationnel. Trois essais de cisaillement

annulaire à volume constant ont pu être réalisés avec succès jusqu’à grandes déformations sur des

échantillons intacts d’argile sensible. De plus, il a été démontré que le plan de cisaillement se forme

bel et bien au centre de l’échantillon et que le frottement dû à l’appareillage est négligeable.

2. La procédure de préparation élaborée est efficace pour préserver la bonne qualité des

échantillons. Les cinq essais de cisaillement annulaire réalisés ont en grande majorité montré un

comportement anti-écrouissage bien marqué et des résistances en pic bien définies qui surviennent à

de très faibles déplacements.

124

3. L’essai de cisaillement annulaire a été le plus approprié des trois essais de cisaillement

réalisés pour caractériser adéquatement la résistance au cisaillement à grandes déformations

des argiles dans le cadre des travaux effectués. Le fait que l’appareil de cisaillement annulaire

puisse entraîner des déplacements plus importantes que ceux que peuvent procurer les essais de

compression triaxiale et de cisaillement simple conduit à l’obtention de résistance au cisaillement à

grandes déformations plus faibles.

4. L’essai de cisaillement annulaire a été le seul des trois essais de cisaillement réalisés à avoir

permis l’atteinte de la résistance au cisaillement résiduelle dans le cadre des travaux

effectués. Des trois essais de cisaillement réalisés, l’essai de cisaillement annulaire est non

seulement celui qui est en mesure de fournir le plus d’énergie de remaniement à l’échantillon, mais

aussi le seul dont le mécanisme est conçu pour favoriser l’alignement des particules. Cette

particularité lui procure l’avantage d’être le seul des trois essais réalisés à pouvoir entraîner la

diminution de la résistance au cisaillement jusqu’à l’atteinte de l’état résiduelle.

5. Des données concernant le comportement au cisaillement à grandes déformations pour

l’argile de Saint-Jude ont été générées. Les cinq essais de cisaillement annulaire réalisés ont

permis la détermination d’une enveloppe de résistance à grandes déformations à partir de laquelle

ont été déterminés un angle de frottement de 27° et une cohésion effective nulle. Des valeurs de

résistance au cisaillement en pic et à grandes déformations ont été déterminés pour une vitesse de

cisaillement de 7,6 μm/min et des contraintes de consolidation de 30 kPa, 60 kPa, 91 kPa et 200 kPa.

6. Pour une contrainte effective de consolidation donnée :

La résistance en pic maximale est obtenue à l’essai de compression triaxiale, tandis que la résistance

en pic minimale est obtenue à l’essai de cisaillement annulaire.

Les résistances en pic obtenues à l’essai de cisaillement simple et à l’essai de cisaillement annulaire

sont similaires.

La résistance à grandes déformations maximale est obtenue à l’essai de cisaillement simple, tandis

que la résistance en pic minimale est obtenue à l’essai de cisaillement annulaire.

Les résistances à grandes déformations obtenues au terme des essais des trois types sont plus

grandes que la résistance au cisaillement remaniée mesurée au cône suédois.

125

En somme, les deux objectifs énoncés précédemment ont été remplis. Le laboratoire de géotechnique de

l’Université Laval dispose maintenant d’un appareil de cisaillement annulaire à volume constant capable de

caractériser efficacement le comportement au cisaillement à grandes déformations des argiles sensibles, tel

qu’il a été démontré avec l’argile de Saint-Jude dans le cadre de ce projet. Cet appareil de cisaillement

annulaire pourra dorénavant être utilisé afin de poursuivre la recherche sur le phénomène de la rupture

progressive et son implication dans le mécanisme derrière les glissements de terrain de type « étalement ».

126

8. Recommandations

Des améliorations peuvent être apportées à l’appareil de cisaillement annulaire développé dans le cadre de ce

projet et d’autres investigations peuvent être conduites afin d’en apprendre davantage sur son fonctionnement.

De plus, maintenant que le laboratoire de l’Université Laval dispose d’un tel appareil, cela ouvre la voie à la

caractérisation du comportement au cisaillement à grandes déformations des argiles provenant d’autres sites

ayant été le théâtre d’un glissement de terrain de type « étalement ».

Voici donc quelques recommandations pour des travaux futurs à exécuter avec l’appareil de cisaillement

annulaire ULaval :

Mettre au point les capteurs de pression interstitielle. L’une des caractéristiques les plus

intéressantes de l’appareil de cisaillement annulaire ULaval est que celui-ci dispose de capteurs de

pression interstitielle connectés à des aiguilles pouvant être insérées dans l’échantillon. Au terme du

projet faisant l’objet de ce mémoire, ces capteurs ne sont pas fonctionnels. La principale cause de

leur mal fonctionnement est la difficulté à préserver leur saturation tout au long de l’essai.

Valider l’hypothèse qu’aucune pression interstitielle n’est induite par le cisaillement de

l’échantillon dans le cadre d’un essai à volume constant. Une fois les capteurs de pression

interstitielle opérationnels, il serait possible de mesurer les pressions interstitielles régnant dans

l’échantillon et valider si celles-ci sont bel et bien nulles, comme elles se doivent de l’être pour qu’un

essai à volume constant soit considéré comme étant équivalent à un essai non-drainé.

Investiguer sur l’augmentation de la résistance au cisaillement après le pic. Cette

problématique récurrente vient limiter les déplacements maximaux pouvant être atteints tout en

mesurant une valeur de contrainte de cisaillement fiable, ce qui va à l’encontre du principal avantage

de l’essai. Le phénomène de l’extrusion de sol est pressenti comme étant à l’origine de ce problème,

mais d’autres phénomènes peuvent entrer en ligne de compte, comme par exemple l’apparition d’un

certain drainage au niveau du plan de cisaillement.

Investiguer sur les effets de l’augmentation de la vitesse de cisaillement. Dans le cadre du

projet faisant l’objet de ce mémoire, seule une vitesse de cisaillement a été utilisée, soit celle de

7,6 μm/min. Avec les capteurs de pression interstitielle en place, il serait possible de vérifier jusqu’à

quel point cette vitesse peut être augmentée sans qu’il n’y ait d’impact significatif sur les pressions

interstitielles et les valeurs de contrainte de cisaillement mesurées. Ainsi, cela permettrait d’accélérer

le déroulement de l’essai.

127

Réaliser de nouveau les essais de cisaillement annulaires effectués en s’assurant que la

résistance résiduelle soit bien atteinte. La représentation de LaGatta (1970) a permis de constater

qu’un seul des essais de cisaillement annulaire réalisés dans le cadre de ce projet a permis l’atteinte

de la résistance au cisaillement résiduelle. Il serait intéressant de répéter les essais réalisés jusqu’à

l’atteinte de cet état pour déterminer l’angle de frottement résiduel φ’r de l’argile de Saint-Jude.

Réaliser une batterie d’essais de cisaillement annulaire similaires sur d’autres sols impliqués

dans des glissements de terrain de type « étalement ». Comme l’appareil de cisaillement ULaval

peut désormais être utilisé pour fournir de l’information à propos du comportement au cisaillement à

grandes déformations des argiles sensibles, il serait intéressant de réaliser des études semblables à

celle présentée dans le cadre de ce mémoire sur du sol provenant d’autres sites d’étalements

latéraux. Cela ouvrirait la porte à la modélisation numérique de ces événements à l’aide de la

méthode basée sur le phénomène de la rupture progressive proposée par Locat (2010).

128

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133

Annexe 1 : Coupes tomodensitométriques axiales des échantillons de grand diamètre utilisés dans le cadre du projet

Figure A1.1 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM5-A

Figure A1.2 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM5-B

134

Figure A1.3 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM5-C

Figure A1.4 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM6-A

135

Figure A1.5 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM6-B

Figure A1.6 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM6-C

136

Figure A1.7 - Coupe tomodensitométrique axiale de l'échantillon TM7-A

137

Annexe 2 : Présentation des calculs effectués dans le cadre du traitement des données des essais œdométrique

A2.1 Caractéristiques de l’échantillon

Avant de débuter l’essai, le diamètre, la hauteur initiale et la masse totale initiale de l’échantillon sont mesurés à l’aide d’un vernier. À partir des deux premières mesures sont calculées l’aire de la section transversale et le volume initial de l’échantillon :

𝐴 =𝜋×𝐷2

4

où : A [m2] : aire de la section transversale D [m] : diamètre,

𝑉0 = 𝐴 × 𝐻0

où : V0 [m3] : volume initial A [m2] : aire de la section transversale H0 [m] : hauteur initiale.

À la fin de l’essai, la masse totale finale de l’échantillon est pesée et sa teneur en eau est mesurée. Ces valeurs permettent de calculer la masse sèche de l’échantillon :

𝑚𝑑 = 𝑚𝑇𝑓

1+ 𝑤𝑓

où : md [kg] : masse sèche mTf [kg] : masse totale finale wf [m] : teneur en eau finale.

138

Les masses d’eau initiale et finale contenue dans l’échantillon se calculent à l’aide des équations suivantes :

𝑚𝑤0 = 𝑚𝑇0 − 𝑚𝑑

où : mw0 [kg] : masse initiale de l’eau mT0 [m] : masse totale initiale md [kg] : masse sèche,

𝑚𝑤𝑓 = 𝑚𝑇𝑓 − 𝑚𝑑

où : mwf [kg] : masse finale de l’eau mTf [kg] : masse totale finale md [kg] : masse sèche.

Il est ensuite possible de calculer les teneurs en eau initiale et finale de l’échantillon ainsi que sa masse volumique sèche :

𝑤0 = 𝑚𝑤0

𝑚𝑑

où : w0 [%] : teneur en eau initiale mw0 [kg] : masse initiale de l’eau md [kg] : masse sèche,

𝑤𝑓 = 𝑚𝑤𝑓

𝑚𝑑

wf [%] : teneur en eau finale mwf [kg] : masse finale de l’eau md [kg] : masse sèche,

𝜌𝑑 =𝑚𝑑

𝑉0

où : ρd [kg/m3] : masse volumique sèche md [kg] : masse sèche, V0 [m3] : volume initial.

139

Puisque le sol est considéré comme étant saturé et la masse volumique du fluide interstitielle comme étant connue, le volume des solides de l’échantillon se calcule à l’aide de l’équation suivante :

𝑉𝑠 = 𝑉0 −𝑚𝑤0

𝜌𝑤

où : Vs [m3] : volume des solides V0 [m3] : volume initial mw0 [kg] : masse initiale de l’eau ρw [kg/m3] : masse volumique du fluide.

Ce paramètre permet de déterminer la hauteur des solides équivalente à l’aide de l’équation suivante :

𝐻𝑠 =𝑉𝑠

𝐴

où : Hs [m] : hauteur des solides équivalente Vs [m3] : volume des solides A [m2] : aire de la section transversale.

Il est ensuite possible de calculer les indices des vides initial et final à l’aide de l’équation suivante :

𝑒0 = 𝐻0−𝐻𝑠

𝐻𝑠

où : e0 [-] : indice des vides initial H0 [m] : hauteur initiale Hs [m] : hauteur des solides équivalente,

𝑒𝑒 = 𝐻𝑒−𝐻𝑠

𝐻𝑠

où : ee [-] : indice des vides final He [m] : hauteur finale. Hs [m] : hauteur des solides équivalente,

La gravité spécifique des solides peut être déterminée à partir de ces paramètres :

𝐺 =𝑚𝑑

𝑉𝑠×𝜌𝑤

où : G [kg/m3] : gravité spécifique des solides md [kg] : masse sèche Vs [m3] : volume des solides ρw [kg/m3] : masse volumique du fluide.

140

A2.2 Calculs de la déformation

Les lectures prisent sur le comparateur à chaque palier de consolidation permettent de suivre la variation de la hauteur de l’échantillon. Ceci permet de connaître la hauteur de l’échantillon, la déformation verticale et l’indice des vides à chaque palier, à l’aide des équations qui suivent :

𝐻 = 𝐻0 − 𝛥𝐻

où : H [m] : hauteur de l’échantillon H0 [m] : hauteur initiale ΔH [m] : variation de la hauteur de l’échantillon,

ε𝑣 =𝛥𝐻

𝐻0× 100

où : εv [%] : déformation verticale ΔH [m] : variation de la hauteur de l’échantillon H0 [m] : hauteur initiale,

e =𝐻−𝐻𝑠

𝐻𝑠

où : e [-] : indice des vides H [m] : hauteur de l’échantillon Hs [m] : hauteur des solides équivalente.

La contrainte effective verticale appliquée sur l’échantillon dépend de la charge verticale appliquée par les masses sur le balancier comme l’indique l’équation qui suit :

𝜎′𝑣 =𝐹𝑣

𝐴

où : σ’v [kPa] : contrainte effective verticale Fv [kN] : charge verticale A [m2] : aire de la section transversale.

141

Annexe 3 : Présentation des calculs effectués dans le cadre du traitement des données des essais de compression triaxiale

A3.1 Caractéristiques de l’échantillon

Avant de débuter l’essai, le diamètre initial et la hauteur initiale de l’échantillon sont mesurés à l’aide d’un vernier. Ces mesures permettent de calculer l’aire de la section transversale initiale et le volume initial de l’échantillon, comme l’indique les équations suivantes :

𝐴0 =𝜋×𝐷2

4

où : A0 [m2] : aire initiale de la section transversale D0 [m] : diamètre initial,

𝑉0 = 𝐴0 × 𝐻0

où : V0 [m3] : volume initial A0 [m2] : aire initiale de la section transversale H0 [m] : hauteur initiale.

La variation du volume subie par l’échantillon lors de la consolidation est mesurée à l’aide de la burette. Cette mesure permet de déterminer la hauteur de l’échantillon après la consolidation et le volume de l’échantillon après la consolidation, comme le montrent les équations suivantes :

𝐻𝑐 = 𝐻0 × (1 −1

3×

𝛥𝑉𝑐

𝑉𝑐)

où : Hc [m] : hauteur après consolidation H0 [m] : hauteur initiale ΔVc [m3] : variation de volume subie lors de la consolidation Vc [m3] : volume après consolidation,

𝑉𝑐 = 𝑉0 − 𝛥𝑉𝑐

où : Vc [m3] : volume après consolidation V0 [m3] : volume initial ΔVc [m3] : variation du volume subie lors de la consolidation.

142

L’air de la section transversale de l’échantillon après la consolidation est calculé à partir de ces deux paramètres selon l’équation suivante :

𝐴𝑐 =𝑉𝑐

𝐻𝑐

où : Ac [m2] : aire de la section transversale après consolidation Vc [m3] : volume après consolidation Hc [m] : hauteur après consolidation.

A3.2 Traitement des données

Trois données sont enregistrées au cours du cisaillement. La première est la mesure de la position du potentiomètre de position verticale. Elle permet de suivre la variation de la hauteur de l’échantillon, à partir de laquelle il est possible de calculer la hauteur et la déformation verticale durant le cisaillement à l’aide des équations qui suivent :

𝐻 = 𝐻𝑐 − 𝛥𝐻

où : H [m] : hauteur de l’échantillon Hc [m] : hauteur après consolidation. ΔH [m] : variation de la hauteur de l’échantillon,

ε𝑣 =𝛥𝐻

𝐻𝑐

où : εv [%] : déformation verticale ΔH [m] : variation de la hauteur de l’échantillon

Hc [m] : hauteur après consolidation.

La deuxième est la mesure de la charge verticale appliquée par la presse. Elle permet de suivre la la charge verticale lors du cisaillement. L’équation qui suit permet de calculer la contrainte principale appliquée sur l’échantillon lors du cisaillement à partir de ce paramètre :

σ1 = σ1𝑐 +𝐹𝑣

𝐴𝑐

où : σ1 [kPa] : contrainte principale σ1c [kPa] : contrainte principale après consolidation Fv [kN] : charge verticale Ac [m2] : aire de la section transversale après consolidation.

143

La contrainte de confinement demeure constante tout au long du cisaillement et correspond à la contrainte de confinement appliquée à la fin de la consolidation :

σ3 = σ3𝑐

où : σ3 [kPa] : contrainte de confinement σ3c [kPa] : contrainte de confinement après consolidation.

La troisième est la mesure de pression interstitielle (u [kPa]). Elle permet de calculer la contrainte principale

effective (σ’1 [kPa]) et la contrainte de confinement effective (σ’3 [kPa]) à l’aide des équations suivantes :

σ′1 = σ1 − 𝑢

où : σ’1 [kPa] : contrainte effective principale σ1 [kPa] : contrainte principale u [kPa] : pression interstitielle.

σ′3 = σ3 − 𝑢

où : σ’3 [kPa] : contrainte effective de confinement σ3 [kPa] : contrainte de confinement u [kPa] : pression interstitielle.

À partir des contraintes effectives peuvent être tracés les cheminements de contraintes selon la représentation de Lambe ou celle de Cambridge. Les paramètres de Lambe sont désignés par s’ et t tandis que les paramètres de Cambridge sont p’ et q :

𝑠′ =σ′

1+σ′3

2, 𝑡 =

σ′1−σ′

3

2

où : s’ et t’ [kPa] : paramètres de la représentation de Lambe σ’1 [kPa] : contrainte effective principale σ’3 [kPa] : contrainte effective de confinement,

𝑝′ =σ′

1−2×σ′3

3, 𝑞 = σ′

1 − σ′3

où : p’ et q’ : paramètres de la représentation de Cambridge σ’1 [kPa] : contrainte effective principale σ’3 [kPa] : contrainte effective de confinement.

La courbe d’état critique est définie comme étant la droite qui passe par les derniers points des cheminements de contrainte effectués par les échantillons normalement consolidés.

144

L’angle de frottement en normalement consolidé et l’angle entre le plan de cisaillement et l’horizontale sont obtenus à partir de la pente de cette droite :

𝑎 = tan 𝛼 = sin Φ’𝑛𝑐 donc Φ’𝑛𝑐 = sin−1(𝑚) et 𝛼 = tan−1(𝑚)

où : a [-] : pente de la droite α [°] : angle entre le plan de cisaillement et l’horizontale Φ’nc [°] : angle de frottement normalement consolidé.

La cohésion effective en normalement consolidé est obtenue à partir de l’ordonnée à l’origine de cette droite :

𝑏 = 𝑐′ × cos Φ’𝑛𝑐 donc

𝑐′ =𝑏

cos Φ’𝑛𝑐

où : b [kPa] : ordonnée à l’origine de la droite c’ [kPa] : cohésion effective Φ’nc [°] : angle de frottement normalement consolidé.

La contrainte de cisaillement est obtenue à partir de l’angle de frottement normalement consolidé et de la contrainte déviatorique selon l’équation suivante :

𝜏 =(σ1 − σ3)

2× cos Φ’𝑛𝑐

où : τ [kPa] : contrainte de cisaillement (σ1-σ3) [kPa] : contrainte déviatorique Φ’nc [°] : angle de frottement normalement consolidé.

Ce paramètre est mis en relation avec la déformation verticale pour obtenir la courbe contrainte-déformation. Celle-ci permet d’observer le comportement du sol testé.

Dans la grande majorité des cas, les argiles sensibles de l’Est du Canada montrent un comportement anti-écrouissage. Pour quantifier la réduction de la résistance entre l’état limite et l’état critique des sols qui montrent un tel comportement, on utilise l’indice de fragilité généralisé.

145

Ce paramètre, calculé à une déformation donnée, est obtenu ainsi :

𝐼𝐺𝐵 =𝜏𝑝𝑖𝑐−𝜏𝜀

𝜏𝑝𝑖𝑐

où : IGB [-] : indice de fragilité généralisé Τpic [kPa] : résistance au cisaillement en pic τε [kPa] : résistance au cisaillement à une déformation donnée.

A3.3 Correction de l’aire

Lors du cisaillement, l’échantillon peut se déformer selon deux modes de ruptures, soit en baril, soit par plan de cisaillement. Dans un cas comme dans l’autre, l’aire de la section transversale de l’échantillon ne demeure pas constante au fur et à mesure de la progression de sa rupture. La Rochelle et al. (1988) proposent de corriger l’aire selon le mode de rupture de l’échantillon.

L’aire corrigée lorsque le mode de rupture est en baril se calcule de la façon suivante :

𝐴𝑐𝑜𝑟 𝑏𝑎𝑟𝑖𝑙 = 𝐴𝑐 ×1+𝛥𝑉 𝑉0⁄

1−ε𝑣

où : Acor baril [m2] : aire corrigée pour rupture en baril Ac [m2] : aire après consolidation de la section transversale ΔV [m3] : variation du volume V0 [m3] : volume initial εv [%] : déformation verticale.

Puisque le drainage est fermé lors du cisaillement, la variation du volume pendant le cisaillement est nul. L’équation X devient donc :

𝐴𝑐𝑜𝑟 𝑏𝑎𝑟𝑖𝑙 = 𝐴𝑐 ×1

1−ε𝑣

où : Acor baril [m2] : aire corrigée pour rupture en baril Ac [m2] : aire de la section transversale après consolidation. εv [%] : déformation verticale.

Lorsque le mode de rupture est par plan de cisaillement, La Rochelle et al. (1988) indique de considérer que l’aire de la section transversale de l’échantillon correspond à l’aire corrigée lorsque le mode de rupture est en baril jusqu’à ce que le pic soit atteint. Pour les données subséquentes à la rupture, l’aire de la section transversale de l’échantillon devient l’aire corrigée lorsque le mode de rupture est par plan de cisaillement. Pour calculer celle-ci, il faut d’abord mesurer le plus grand diamètre et le plus petit diamètre de l’ellipse formant la section transversale de l’échantillon à la fin de l’essai.

146

Ces deux mesures permettent de calculer l’aire de la section transversale de l’échantillon à la fin de l’essai à l’aide de l’équation suivante :

𝐴𝑒 = 𝜋

4× 𝐷𝑎 × 𝐷𝑏

où : Ae [m2] : aire finale de la section transversale Da [m] : plus grand diamètre de l’ellipse de la section transversale Db [m] : plus petit diamètre de l’ellipse de la section transversale

S’il y a gonflement de l’échantillon en plus de la création d’un plan de cisaillement, l’aire corrigée lorsque le mode de rupture est par plan de cisaillement se calcule à l’aide de l’équation suivante :

𝐴𝑐𝑜𝑟 𝑝𝑙𝑎𝑛 = 𝐴𝑓 + (𝐴𝑒 − 𝐴𝑓) × (ε𝑣−ε𝑣𝑓

ε𝑣𝑒−ε𝑣𝑓)

où : Acor plan [m2] : aire corrigée pour rupture en plan Af [m2] : aire de la section transversale à la rupture Ae [m2] : aire finale de la section transversale εv [%] : déformation verticale εvf [%] : déformation verticale à la rupture εve [%] : déformation verticale finale.

L’aire corrigée, quel que soit le mode de rupture, vient remplacer l’aire de la section transversale de l’échantillon après consolidation dans le calcul de la contrainte principale.

A3.4 Correction de la membrane

Lorsque la membrane utilisée pour protéger l’échantillon du milieu dans lequel il baigne tient fermement sur l’échantillon, ce qui est le cas lorsqu’une contrainte de confinement est appliquée dans la cellule de cisaillement, elle applique une certaine contrainte supplémentaire sur l’échantillon. Cette contrainte dépend du mode de rupture (La Rochelle et al., 1988).

Lorsque le mode de rupture est en baril, la contrainte principale appliquée par la membrane (σ1m [kPa]) se

calcule à l’aide de l’équation qui suit :

𝜎1𝑚 =𝜋×𝐷0×𝑀×ε𝑣

𝐴𝑐𝑜𝑟 𝑏𝑎𝑟𝑖𝑙

où : σ1m [kPa] : contrainte principale appliquée par la membrane D0 [m] : diamètre initial M [N*m] : module d’extension de la membrane εv [%] : déformation verticale Acor baril [m2] : aire corrigée pour rupture en baril.

147

Le module d’extension de la membrane dépend de l’épaisseur de la membrane. La relation entre ces deux paramètres est présentée par La Rochelle et al. (1988).

Lorsque le mode de rupture est par plan de cisaillement, la membrane reprend une partie de la contrainte déviatorique. La contrainte déviatorique reprise par la membrane se calcule à l’aide de l’équation suivante :

(σ’1 − σ’3)𝑚 = 1,5 × 𝜋 × 𝐷0 × √𝑀 × 𝑓 × 𝐷0 × 𝛿′

où : (σ’1-σ’3)m [kPa] : contrainte déviatorique reprise par la membrane D0 [m] : diamètre initial M [N*m] : module d’extension de la membrane f [kN] : frottement entre la membrane et l’échantillon δ’ [%] : déformation verticale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement.

Le frottement entre la membrane et l’échantillon se calcule à l’aide de l’équation suivante :

𝑓 = σ’3 × tan Φ’𝑛𝑐

où : f [kN] : frottement σ’3 [kPa] : contrainte effective de confinement Φ’nc [°] : angle de frottement normalement consolidé.

La déformation verticale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement est fonction de déformation verticale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement à la fin de l’essai, comme le montre l’équation suivante :

𝛿′𝑣 = 𝛿′𝑒 (ε𝑣−ε𝑣𝑓

ε𝑣𝑒−ε𝑣𝑓)

où : δ’v [%] : déformation verticale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement δ’e [%] : déformation verticale finale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement εv [%] : déformation verticale εvf [%] : déformation verticale à la rupture εve [%] : déformation verticale finale.

148

Celui-ci se calcule ainsi :

𝛿′𝑒 =𝛥𝑑𝑝𝑙𝑎𝑛×tan 𝛼

𝐻0

où : δ’e [%] : déformation verticale finale causée par le mouvement le long du plan de cisaillement Δdplan [m] : distance entre le coin du plan de cisaillement et la surface de l’échantillon α [°] : angle entre le plan de cisaillement et l’horizontale H0 [m] : hauteur initiale.

149

Annexe 4 : Présentation des calculs effectués dans le cadre du traitement des données des essais de cisaillement simple

A4.1 Caractéristiques de l’échantillon

Avant de débuter l’essai, le diamètre et la hauteur initiale de l’échantillon sont mesurés à l’aide d’un vernier. À partir de ces mesures sont calculées l’aire de la section transversale et le volume initial de l’échantillon selon les équations suivantes :

𝐴 =𝜋×𝐷2

4

où : A [m2] : aire de la section transversale D [m] : diamètre de l’échantillon,

𝑉0 = 𝐴 × 𝐻0

où : V0 [m3] : volume initial A [m2] : aire de la section transversale H0 [m] : hauteur initiale.

Le diamètre de l’échantillon demeure constant tout au long de l’essai. C’est donc aussi le cas pour l’aire de la section transversale de l’échantillon. La hauteur de l’échantillon varie pendant la consolidation et n’est maintenue constante par l’utilisateur qu’à partir du cisaillement. La hauteur de l’échantillon après la consolidation est donnée par le potentiomètre de position verticale. Cette donnée permet de calculer le volume de l’échantillon après la consolidation à l’aide de l’équation suivante :

𝑉𝑐 = 𝐴 × 𝐻𝑐

où : Vc [m3] : volume après la consolidation A [m2] : aire de la section transversale Hc [m] : hauteur après la consolidation.

150

A4.2 Traitement des données

Quatre données sont enregistrées au cours du cisaillement. La première est la mesure de la position du potentiomètre de position verticale. Elle permet de suivre la variation de la hauteur de l’échantillon, ce qui permet de calculer la hauteur et la déformation verticale durant le cisaillement selon les équations qui suivent :

𝐻 = 𝐻𝑐 − 𝛥𝐻

où : H [m] : hauteur de l’échantillon Hc [m] : hauteur après la consolidation

ΔH [m] : variation de la hauteur de l’échantillon,

ε𝑣 =𝛥𝐻

𝐻𝑐

εv [%] : déformation verticale ΔH [m] : variation de la hauteur de l’échantillon Hc [m] : hauteur après la consolidation.

Comme la hauteur de l’échantillon est maintenue constante tout au long du cisaillement, ces paramètres doivent être nuls.

La deuxième est la mesure de la charge verticale appliquée par le balancier. Elle permet de suivre la charge verticale appliquée lors du cisaillement. Celle-ci permet de calculer la contrainte effective verticale appliquée sur l’échantillon lors du cisaillement :

𝜎′𝑣 =𝐹𝑣

𝐴

où : σ’v [kPa] : contrainte effective verticale Fv [kN] : charge verticale A [m2] : aire de la section transversale.

La troisième est la mesure de la position du potentiomètre de position horizontale. Elle permet de suivre le déplacement horizontal de la tête de l’échantillon, ce qui permet de calculer la déformation angulaire lors du cisaillement :

γ =𝛥𝑑

𝐻𝑐

γ [%] : déformation angulaire Δd [m] : déplacement horizontal Hc [m] : hauteur après la consolidation.

La quatrième est la mesure de la charge horizontale appliquée par le moteur. Elle permet de suivre la charge horizontale lors du cisaillement.

151

Celle-ci permet de calculer la contrainte de cisaillement (τ [kPa]) appliquée sur l’échantillon :

𝜏 =𝐹ℎ

𝐴

où : τ [kPa] : contrainte de cisaillement Fh [kN] : charge horizontale A [m2] : aire de la section transversale.

152

Annexe 5 : Protocole détaillé pour l’essai de cisaillement annulaire à volume constant avec l’appareil ULaval

Préparation

1. Peser et identifier trois tares.

2. Saturer la pierre poreuse.

3. Assembler les deux anneaux extérieurs en alignant les lignes burinées 3.1. Insérer les 4 Goupilles #1 délicatement sans forcer 3.2. Boulonner les deux anneaux avec 4 Vis #1. Ne pas trop serrer et serrer en étoile. Les vis vont dans

les trous de passage non-fileté 3.3. Retirer les 4 Goupilles #1 délicatement sans forcer (ne pas utiliser de pince). Si c’est trop difficile

desserrer légèrement les 4 Vis #1. 3.4. Recouvrir les vis et le rebord des couteaux de ruban adhésif électrique.

4. Assembler les deux anneaux intérieurs en alignant les lignes burinées

4.1. Insérer les 4 Goupilles #1 de localisation délicatement sans forcer 4.2. Boulonner les deux anneaux avec 4 Vis #1. Ne pas trop serrer et serrer en étoile. Les vis vont dans

les trous de passage non-fileté 4.3. Retirer les 4 goupilles de localisation délicatement sans forcer (ne pas utiliser de pince). Si c’est trop

difficile desserrer légèrement les 4 Vis #1. 4.4. Recouvrir les vis et le rebord des couteaux de ruban adhésif électrique.

Découpe préliminaire

5. Découper l’échantillon de grand diamètre. 5.1. À l’intérieur de la chambre froide, déposer l’échantillon de grand diamètre reposant sur sa plaque de

bois sur une surface plane. 5.2. Encadrer l’échantillon de grand diamètre à l’aide du gabarit avec panneaux latéraux amovibles. 5.3. Régler la hauteur des panneaux amovibles à la position désirée. 5.4. Vérifier le niveau des panneaux amovibles en y déposant la barre de niveau, puis le niveau. 5.5. Vérifier la hauteur de la coupe en la mesurant précisément par rapport à la barre de niveau. 5.6. Effectuer le trait de coupe délicatement en suivant les panneaux amovibles à l’aide de la scie à fil de

fer. 5.7. Répéter les étapes 3 à 6 pour chaque trait de coupe devant être effectué entre 10 cm et 18 cm

(Figure 4a) à partir de la base de la plaque de bois et ce en commençant par le sommet de l’échantillon de grand diamètre, c’est-à-dire le plus haut des traits de coupe à effectuer.

5.8. Déposer l’échantillon de grand diamètre reposant sur sa plaque de bois sur le piédestal. 5.9. Encadrer le piédestal à l’aide du gabarit avec panneaux latéraux amovibles. 5.10. Répéter les étapes 3 à 6 pour chaque trait de coupe devant être effectué entre 2 cm et 10 cm

(Figure 4b) à partir de la base de la plaque de bois et ce en commençant par le plus haut des traits de coupe à effectuer.

5.11. Dès le moment où un sous-échantillon est extrait, emballer le sous-échantillon avec de la pellicule plastique et reparaffiner la surface exposée de l’échantillon de grand diamètre à l’aide de la

153

procédure de La Rochelle et al. (1986). Cela doit être fait avant de procéder au travail à exécuter avec le sous-échantillon.

6. Découper le sous-échantillon. 6.1. Toujours à l’intérieur de la chambre froide, tailler grossièrement les côtés du sous-échantillon pour

qu’il puisse s’insérer dans le bâtit de découpe. Pour ce faire, utiliser la tête du bâtit de découpe comme guide ainsi qu’un fil de fer.

6.2. Déposer une pellicule plastique sur la table tournante. 6.3. Installer le sous-échantillon sur la table tournante du bâtit de découpe. 6.4. Faire le contact doucement entre la tête de plexiglass pleine du bâtit de découpe et le sommet du

sous-échantillon. 6.5. Découper à l’aide d’une scie à fil de fer les côtés du sous-échantillon tout en faisant tourner celui-ci

sur la table tournante afin de diminuer son diamètre. Procéder par petites tranches en alternant le mouvement du haut vers le centre et du bas vers le centre jusqu’à ce que la scie à fil de fer se butte sur les panneaux amovibles du bâtit de découpe.

6.6. Prendre la teneur en eau latérale. 6.7. Lisser les côtés du sous-échantillon à l’aide de la truelle.

Découpe principale

1. Découper le diamètre extérieur de l’échantillon. 1.1. Attacher la paire d’anneaux extérieurs sur la tête de plexiglass évidée du bâtit de découpe avec 4

longues vis noires avec la clé 9/64. 1.2. Remplacer la tête de plexiglass pleine du bâtit de découpe déjà en place par la tête de plexiglass

évidée sur laquelle est vissée la paire d’anneaux extérieurs. 1.3. Abaisser la paire d’anneaux extérieurs sur l’échantillon en poussant le bras de la tête de plexiglass

évidée jusqu’au contact avec la table tournante. Procéder par incréments de quelques millimètres. Il est important de bien nettoyer les rebords du couteau entre chacun des incréments à l’aide d’une petite spatule.

2. Insérer de la pierre poreuse. 2.1. Détacher la paire d’anneaux extérieurs de la tête de plexiglass évidée. 2.2. Araser la surface libre de l’échantillon (la table tournante sur laquelle est déposée l’échantillon peut

être déplacée en dehors du bâtit de découpe lors de cette étape pour en faciliter l’exécution). 2.3. Prendre la teneur en eau du bas de l’échantillon. 2.4. Retirer délicatement la paire d’anneaux extérieurs contenant l’échantillon de la table tournante. 2.5. Déposer la paire d’anneaux extérieurs contenant l’échantillon sur une surface de travail plane,

propre, sec et recouverte d’une pellicule plastique de sorte que son couteau pointe vers le haut. 2.6. Préparer la table tournante.

2.6.1. Nettoyer la table tournante. 2.6.2. Désassembler le pied de la table tournante. 2.6.3. Extraire les 4 goupilles courtes de la table tournante en serrant les vis qui se trouve sous sa

base à l’aide de la clé 1/8. 2.6.4. Réassembler la table tournante en la revissant sur son pied.

2.7. Placer la pierre poreuse en alignant ses trous sur les 4 goupilles courtes. 2.8. Disposer les 4 espaceurs de cuivre sur la table tournante. 2.9. Déposer la paire d’anneaux extérieurs contenant l’échantillon sur les 4 espaceurs de cuivre en

alignant ses trous avec les trous de la table tournante prévus pour les 4 guides de façon à ce que son couteau pointe vers le haut.

2.10. Insérer les 4 guides dans les trous prévus à cet effet.

154

2.11. Retirer délicatement les 4 espaceurs de cuivre. 2.12. Abaisser délicatement la paire d’anneaux extérieurs contenant l’échantillon sur la pierre poreuse

jusqu’à ce que celle-ci s’y insère complètement. 2.13. Retirer les 4 guides.

3. Découper le diamètre intérieur de l’échantillon.

3.1. Retirer délicatement la paire d’anneaux extérieurs contenant l’échantillon de la table tournante en s’assurant que la pierre poreuse reste en place.

3.2. Retourner la paire d’anneaux extérieurs contenant l’échantillon et la pierre poreuse de sorte que son couteau pointe vers le bas.

3.3. Déposer la paire d’anneaux extérieurs contenant l’échantillon et la pierre poreuse sur une surface de travail plane, propre, sec et recouverte d’une pellicule plastique.

3.4. Préparer la table tournante. 3.4.1. Nettoyer la table tournante. 3.4.2. Désassembler le pied de la table tournante. 3.4.3. Rétracter les 4 goupilles courtes de la table tournante en desserrant les vis qui se trouve sous

sa base à l’aide de la clé 1/8. 3.4.4. Réassembler la table tournante en la revissant sur son pied. 3.4.5. Replacer la table tournante sur le bâtit de découpe.

3.5. Disposer les 4 espaceurs de cuivre sur la table tournante en les alignant cette fois-ci avec les trous prévus pour les guides.

3.6. Déposer la paire d’anneaux extérieurs contenant l’échantillon sur les 4 espaceurs de cuivre en alignant ses trous avec les trous de la table tournante prévus pour les 4 guides de façon à ce que son couteau pointe vers le bas.

3.7. Insérer les 4 guides dans les trous prévus à cet effet. 3.8. Insérer 4 Goupilles #2 dans les trous de la pierre poreuse. 3.9. Insérer sur les 4 guides la paire d’anneaux intérieurs de sorte que le couteau de celle-ci pointe vers

le bas tout en s’assurant d’aligner les lignes burinées des anneaux. 3.10. Découper le pré-trou intérieur de l’échantillon à l’aide d’une petite spatule. Il est important de ne pas

retirer du sol au-delà du cercle délimité par les ailettes d’arrimage des anneaux lors de cette étape. 3.11. Abaisser la paire d’anneaux intérieurs sur l’échantillon en poussant le bras de la tête de plexiglass

évidée jusqu’à ce qu’elle se butte à la paire d’anneaux extérieurs. Procéder par incréments de quelques millimètres. Il est important de bien nettoyer les rebords du couteau entre chacun des incréments à l’aide d’une spatule.

3.12. Assembler les deux paires d’anneaux ensemble à l’aide de 4 Vis #2. Ne pas trop serrer et serrer en étoile.

3.13. Retirer l’assemblage du bâtit de découpe. 3.14. Retourner l’assemblage de sorte que son couteau pointe vers le haut. 3.15. Déposer l’assemblage sur la surface de travail. 3.16. Araser la surface libre de l’échantillon.

4. Nettoyer délicatement l’assemblage en s’assurant de ne pas toucher à l’échantillon.

5. Peser la boîte de cisaillement contenant l’échantillon.

155

Installation

1. Vérifier l’ensemble des connections. 2. Démarrer l’interface logicielle.

2.1. Lancer le programme LabVIEW. 2.2. Fixer le point de départ du vérin électrique. Cette position est celle que le vérin adoptera s’il y a un

problème. Elle doit donc être choisie judicieusement pour qu’il n’écrase, ni ne disloque l’échantillon si un cela se produit. La point de départ du vérin électrique est adéquat lorsque l’espace entre la base de la plaque supérieure du bâtit principal et le sommet de l’embout de la clé clevis (pièce noire) mesure 61 mm.

2.3. Inscrire le nom du fichier dans lequel les données seront sauvegardées dans l’étiquette prévue à cet effet, puis vérifier la validité du répertoire indiqué. Le choix du temps d’enregistrement est à la discrétion de l’utilisateur et peut être modifié à tout moment au cours de l’essai.

3. Installer les anneaux contenant l’échantillon sur la table tournante. 3.1. Desserrer l’accouplement entre l’arbre à vis et le couplemètre à l’aide de la clé 3/32. 3.2. Placer les anneaux sur la table tournante. 3.3. Insérer les 4 Goupilles #3 délicatement sans forcer. 3.4. Boulonner les anneaux avec 4 Vis #3.

4. Installer les plaques de transfert sur les anneaux supérieurs.

4.1. Placer la plaque interne au centre de l’anneau supérieur. 4.2. Insérer les 4 Goupilles #1 délicatement sans forcer. 4.3. Boulonner la plaque interne sur l’anneau supérieur interne avec 4 Vis #4. Ne pas trop serrer et

serrer en étoile. 4.4. Répéter les mêmes étapes pour les 2 plaques externes. 4.5. Enlever les 8 Vis #1 qui boulonnent les anneaux supérieurs aux anneaux inférieurs.

5. Installer le bras des anneaux supérieurs.

5.1. Installer le tube transparent. 5.2. Visser complètement les positionneurs verticaux de façon à ce qu’ils soient en position «gap fermé». 5.3. Aligner grossièrement la table tournante. 5.4. Boulonner la tête de piston sur le bras support des anneaux avec 2 Vis #5. 5.5. Insérer le bras support des anneaux sur les glissières et le descendre jusqu’au contact avec les

plaques de transfert. 5.6. Tourner manuellement la vis sans fin jusqu’à ce que 8 Vis #6 préalablement insérées dans les trous

prévus à cette fin sur le bras support des anneaux soient alignées avec les trous des plaques de transfert.

5.7. Boulonner les 8 Vis #6. Ne pas trop serrer et serrer en étoile. 5.8. Resserrer l’accouplement entre l’arbre à vis et le couplemètre à l’aide de la clé 3/32. 5.9. Retirer les 8 Goupilles #1 délicatement sans forcer. Si c’est trop difficile desserrer légèrement les 8

Vis #4. 5.10. Important de vérifier qu’il ne reste aucune vis #1 (8) ou goupille (8) entre les anneaux supérieurs et

les anneaux inférieurs, sinon cela occasionnera un bris lors du démarrage du moteur de la table tournante.

6. Installer le piston. 6.1. Desserrer légèrement (1/2 tour) les 2 Vis #5 qui relient le piston au bras des anneaux supérieurs. 6.2. Insérer la tête du piston sur les glissières, attention à l’orientation de la goupille de localisation. 6.3. Boulonner les 4 Vis #7. Ne pas trop serrer et serrer en étoile. 6.4. Placer la cale entre le bras du piston et le bras des anneaux supérieurs.

156

6.5. Desserrer les 2 Vis #5 qui relient le piston au bras des anneaux supérieurs. Attention le piston va descendre à cette étape. Retirer ces 2 vis.

7. Installer le vérin électrique. 7.1. Placer la cellule de cisaillement sur le montage du vérin, boulonner en place. 7.2. Enlever la clé clevis sur l’embout de la tête de piston. 7.3. Descendre manuellement le vérin lentement. ATTENTION risque de collision. 7.4. Placer l’œillet de la cellule de charge dans l’embout de la tête de piston et remettre la clé clevis. 7.5. Enlever la cale.

8. Installer les autres capteurs.

8.1. Installer le potentiomètre et le comparateur à l’aide des clés 9/64 et 5/32 respectivement. 8.2. Installer les bouchons des canaux pour les aiguilles des capteurs de pression interstitielle.

9. Mettre à zéro les capteurs.

9.1. Mettre à zéro l’encodeur de rotation. 9.2. Descendre le vérin en mode Manuel jusqu’au contact avec l’échantillon et ainsi obtenir un

changement soudain de la mesure de la charge. 9.3. Déplacer le potentiomètre manuellement pour lire 22 mm sur le graphique. Cette mesure correspond

approximativement à la hauteur de l’échantillon non consolidé additionnée à celle des dentelures sous le piston.

9.4. Régler le paramètre «offset» du vérin de façon à ce que l’interface affiche une valeur de contrainte effective verticale de 0 kPa et noter cette valeur.

Consolidation

1. Démarrer l’enregistrement des données.

2. Amorcer la consolidation. 2.1. Abaisser le vérin graduellement en utilisant les flèches du mode Manuel sur l’interface logicielle

jusqu’à ce que les dentelures du piston soient complètement enfoncées dans l’échantillon. 2.2. Attendre que la hauteur de l’échantillon indiquée par la lecture du potentiomètre de position verticale

et la pression interstitielle indiquée par la lecture des capteurs de pression interstitielle soient stabilisées.

3. Réaliser un palier de consolidation. 3.1. Passer en mode Force. Attention! Noter la surcharge occasionnée par le PID du pilote du vérin s’il y

a lieu. 3.2. Augmenter graduellement la force appliquée par le vérin en utilisant les flèches du mode Force

jusqu’à l’atteinte d’un premier palier. 3.3. Laisser la consolidation de l’échantillon se dérouler jusqu’à ce que le palier soit complété. Le palier

est complété lorsque la hauteur de l’échantillon et la pression interstitielle sont stabilisées. 3.4. Remplir le bassin avec de l’eau distillée jusqu’à ce que les plaques de transfert soient submergées.

S’assurer de garder l’eau à ce niveau tout au long de l’essai. 3.5. Répéter les étapes 3.2 et 3.3 pour réaliser les paliers subséquents jusqu’à l’atteinte de la contrainte

de consolidation verticale désirée.

4. Attendre la fin du dernier palier de consolidation.

157

Cisaillement

1. Installer les capteurs de pression interstitielle. 1.1. Saturer les capteurs et la tuyauterie avec de l’eau désaérée. 1.2. Remplacer les bouchons par les aiguilles des capteurs de pression interstitielle. 1.3. Marquer la position des aiguilles avec du ruban adhésif. 1.4. Fixer les capteurs sur l’appareil avec du ruban adhésif.

2. Ouvrir l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs.

2.1. Prendre la mesure entre la base du bâtit de cisaillement et celle du bras support des anneaux supérieurs à l’aide du comparateur.

2.2. Utiliser les positionneurs verticaux pour faire monter délicatement les anneaux supérieurs. 2.3. Prendre à nouveau la mesure entre la base du bâtit de cisaillement et celle du bras support des

anneaux supérieurs à l’aide du comparateur. La différence entre cette mesure et la première équivaut à la mesure de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs.

2.4. Ajuster l’espacement à la grandeur désirée.

3. Mettre à zéro l’encodeur de position angulaire.

4. Passer en mode Position. Attention! Noter la surcharge occasionnée par le PID du pilote du vérin s’il y a lieu.

5. Démarrer la rotation du moteur en entrant la vitesse désirée dans l’interface logicielle.

6. Laisser le cisaillement de l’échantillon se dérouler jusqu’au déplacement angulaire désiré.

Démontage

1. Arrêter l’enregistrement des données.

2. Arrêter la rotation du moteur.

3. Vider le bassin d’eau à l’aide d’une seringue.

4. Passer en mode manuel et replacer le vérin à sa position initiale.

5. Retirer le potentiomètre, le comparateur et les capteurs de pression.

6. Déboulonner la base de l’appareil.

7. Découpler le vérin et le bras du piston en retirant la clé clevis. Se servir de la cale pour ne pas que le piston tombe sur l’échantillon.

8. Arrêter le logiciel.

9. Boulonner le piston avec le bras support des anneaux à l’aide des 2 vis #5 et retirer la cale.

10. Déboulonner les 4 vis #7 et retirer le bras du piston.

11. Déboulonner les 8 vis #6 et retirer le bras support des anneaux.

158

12. Retirer le tube transparent.

13. Déboulonner les 8 vis #4 et retirer les plaques de transfert.

14. Déboulonner les 4 vis #3 et retirer les 4 goupilles #3.

15. Extirper l’échantillon des anneaux à l’aide du montage de découpe de façon à ce qu’il demeure le plus

intègre possible.

16. Prendre deux teneurs en eau au niveau du plan de cisaillement, deux autres au niveau de la partie inférieure de l’échantillon et deux autres au niveau de la partie supérieure de l’échantillon.

17. Nettoyer l’ensemble de l’équipement utilisé. Faire attention à ce qu’il ne reste pas d’argile dans les trous

de vis. Pour se faire, le pistolet à air comprimé peut être utilisé lors du séchage des anneaux.

159

Annexe 6 : Calibration des capteurs de l’appareil de cisaillement annulaire

A6.1 Capteurs de pression interstitielle

Les capteurs de pression interstitielle sont les capteurs qui mesurent la pression qui existe dans les pores du sol lors de l’essai de cisaillement annulaire. Le principe derrière leur calibration consiste à les solliciter en imposant sur ceux-ci une pression d’air connue et à observer le signal qu’ils renvoient. Pour ce faire, les capteurs sont tour à tour branchés sur un montage fournissant de l’air comprimé à la pression désirée. Une fois soumis à une pression donnée, les capteurs de pression interstitielle renvoient un signal de mesure à un voltage correspondant à la sollicitation. Cette démarche est répétée pour plusieurs incréments de pression sur toute la course des capteurs, ce qui permet l’obtention d’une courbe de calibration pour chacun d’entre eux.

La calibration des capteurs de pression interstitielle a été réalisée le 25 juillet 2016 par l’auteur de ce mémoire. La figure A6.1 présente la courbe de calibration obtenue pour le capteur numéro 1 et la figure A6.2 présente celle obtenue pour le capteur numéro 2. Les deux courbes mettent en relation la pression appliquée sur les capteurs en fonction de la tension que ceux-ci renvoient. Les lois d’étalonnage tirées de ces courbes sont présentées aux équations suivantes :

𝑢 = 20,44806899 × 𝑈 − 0,908157108

𝑢 = 20,4277067 × 𝑈 − 1,056621138

où : u [kPa] : pression interstitielle U [V] : tension.

A6.2 Potentiomètre de position verticale

Le potentiomètre de position verticale est le capteur qui mesure le déplacement vertical de la surface de l’échantillon lors de l’essai de cisaillement annuaire. Le principe derrière sa calibration consiste à le solliciter en imposant directement sur celui-ci un déplacement connu et à observer le signal qu’il renvoie. Pour ce faire, le potentiomètre est installé dans un dispositif muni d’un vernier qui permet de mesurer la position de l’extrémité de la tige du potentiomètre ainsi que d’une molette qui permet de déplacer précisément la tige du potentiomètre le long de sa course. Le potentiomètre renvoie un signal au voltage correspondant à la distance à laquelle la tige du potentiomètre est arrêtée. Cette démarche est répétée pour plusieurs incréments de position sur toute la course du potentiomètre, ce qui permet l’obtention d’une courbe de calibration.

La calibration du potentiomètre de position verticale a été réalisée le 1er juin 2016 par François Gilbert, professionnel de recherche au Département de génie civil de l’Université Laval. La figure A6.3 présente la courbe de calibration obtenue, mettant en relation la position (Hv [mm]) de la tige du potentiomètre de position

verticale et la tension que celui-ci renvoie. La loi d’étalonnage tirée de cette courbe est la suivante :

ℎ = −2.68017164 × 𝑈 + 26,96124359

où : h [mm] : position verticale U [V] : tension.

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A6.3 Cellule de charge

La cellule de charge est le capteur qui mesure la charge verticale que ressent l’échantillon lors de l’essai de cisaillement annuaire. Le principe derrière sa calibration consiste à le solliciter en imposant directement sur celui-ci une charge connue et à observer le signal qu’il renvoie. Pour ce faire, des masses sont suspendues au balancier d’un œdomètre. La cellule de charge est placée à l’endroit où se trouve la cellule de l’échantillon lors d’un essai œdométrique. Une fois soumis à une charge donnée, la cellule de charge renvoie un signal de mesure à un voltage correspondant à la sollicitation. Cette démarche est répétée pour plusieurs valeurs de charge en ajoutant par incréments des masses suspendues au crochet. Ainsi, une courbe de calibration mettant en relation la tension générée par la cellule de charge et la charge axiale imposée à l’échantillon peut être déterminée.

La calibration de la cellule de charge a été réalisée le 2 juin 2016 par François Gilbert, professionnel de recherche au Département de génie civil de l’Université Laval. Le balancier de l’œdomètre utilisé applique un rapport de 11 :1 à la masse ajoutée. C’est-à-dire que pour chaque masse de 1 kg ajouté sur le crochet du balancier, une charge équivalente à 11 kg est appliquée sur l’échantillon. Quatorze incréments de masses ont été utilisés pour construire la courbe de calibration. La figure A6.4 présente la courbe de calibration obtenue, mettant en relation la charge verticale imposée sur la cellule de charge et la tension que celle-ci renvoie.

La loi d’étalonnage tirée de cette courbe est la suivante :

𝐹𝑣 = 1043,307 × 𝑈 − 2377,948

où : Fv [kN] : charge verticale U [V] : tension.

A6.4 Couplemètre

Le couplemètre est le capteur qui mesure le couple que ressent l’échantillon lors de l’essai de cisaillement annulaire. C’est cette mesure qui est convertie en valeur de résistance au cisaillement lors du traitement des données. Le principe derrière la calibration du couplemètre consiste à le solliciter en imposant un couple connu sur la table tournante de l’appareil de cisaillement annulaire et à observer le signal qu’il renvoie. Pour ce faire, des masses sont suspendues sur un crochet qui est relié à un disque pouvant être fixé sur la table tournante. Le couple à l’échantillon se calcule de la façon suivante :

𝐶éch = 𝑀𝑐 × 𝑔 × 𝑟𝑝

où : Céch [N*m] : couple à l’échantillon Mc [kg] : masse cumulée g [m/s2] : accélération gravitationnelle rp [m] : rayon de la poulie.

La rotation de la table tournante est activée à une vitesse fixe jusqu’à ce que celle-ci ait tournée sur une certaine plage angulaire. Tout au long de la rotation, le couplemètre émet un signal de mesure à un voltage correspondant à la sollicitation. Cette démarche est répétée pour plusieurs valeurs de couple en ajoutant par incréments des masses suspendues au crochet. Ainsi, une courbe de calibration mettant en relation la tension

161

moyenne obtenue à partir de chacun des signaux générés par le couplemètre et le couple imposé à l’échantillon peut être déterminée.

L’appareil peut être placé dans deux configurations différentes pour réaliser l’étalonnage du couplemètre, soit la configuration horizontale ou la configuration verticale. En configuration horizontale, l’appareil est renversé sur le côté de manière à ce que la force appliquée par les masses suspendues soit directement dans l’axe de rotation de la table tournante. En configuration verticale, l’appareil repose à la verticale comme il le fait normalement lors des essais. Une poulie est ancrée à côté de la table tournante. Elle permet de transférer à la table tournante la force appliquée par les masses suspendues. Cette configuration permet aussi d’appliquer une charge verticale sur la table tournante à l’aide de masses. Lors de l’essai, cette charge est appliquée par le vérin. Réaliser la calibration du couplemètre à différentes charges verticales permet de connaître l’effet de la charge appliquée par le vérin sur le couple mesuré par le capteur.

La calibration du couplemètre a été réalisée entre les 11 et 15 juillet 2016 par Christian Juneau, technicien du laboratoire de mécanique des sols de l’Université Laval, et par l’auteur de ce mémoire. Les deux configurations ont été testées. Cinq incréments de masses ont été utilisés pour la calibration en configuration verticale et cinq autres pour la calibration en configuration horizontale. Le rayon de la poulie utilisée est de 70,88 mm et la vitesse du moteur pour tous les essais a été fixée à 10 000 rpm. De plus, la calibration en configuration verticale a été répétée pour cinq incréments de charge verticale avec un câble plus petit pour minimiser le frottement sur la poulie.

La figure A6.5 présente les signaux obtenus dans les deux configurations à un incrément de masse sur le crochet avoisinant respectivement les 10 kg, 20 kg, 30 kg, 40 kg et 50 kg. La calibration en configuration verticale avec augmentation de la charge verticale appliquée sur la table tournante n’a été réalisée que pour les incréments de masse sur le crochet de 10 kg, 30 kg et 50 kg. Les charges verticales ayant été appliquées sur la table tournante sont de 0 kPa, 49 kPa, 100 kPa, 118 kPa et 150 kPa. Les signaux obtenus en configuration verticale apparaissent en bleu tandis que ceux obtenus en configuration horizontale apparaissent en rouge. Les signaux obtenus en augmentant la charge verticale appliquée sur la table tournante apparaissent en nuances de gris, allant du plus pâle pour la charge de 0 kPa au plus foncé pour la charge de 150 kPa.

Quelques caractéristiques de ces signaux sont consignées au tableau A6.1 pour des fins de comparaison. Celui-ci contient la charge verticale appliquée sur la table tournante, qui correspond à la charge qu’applique normalement le vérin sur l’échantillon, le couple à l’échantillon correspondant à la masse suspendue au crochet, la tension moyenne, qui est calculée sur une plage angulaire allant de 15° à 270° ainsi que les tensions minimale, maximale, la différence entre ces deux extremums et le ratio de la différence entre les deux extremums sur la tension moyenne. La figure A6.6 présente les droites d’étalonnage tirées de la calibration. Les barres d’erreur sur chacun des points correspondent à la différence entre les deux extremums distribués de part et d’autre du point.

Il est possible de constater que dans tous les cas, les signaux obtenus en configuration verticale ont une différence entre les extremums plus importante que ceux obtenus en configuration horizontale (tableau A6.1). Cet effet est bien illustré à la figure A6.5. La configuration horizontale offre donc des résultats plus stables. Cette différence est attribuée à la présence de la poulie qui doit être installée lors de la calibration en configuration verticale. En effet, il se crée un frottement entre la poulie et le câble qui soutient le crochet sur lequel les masses sont suspendues, ce qui a pour effet de fausser le couple mesuré. Le fait de diminuer le diamètre du câble semble avoir réduit ce frottement puisque la différence entre les extremums des signaux obtenus avec le câble au diamètre plus petit est dans tous les cas inférieurs à celle obtenu avec le câble au diamètre plus gros.

162

Par contre, la tension moyenne mesurée est similaire pour les deux configurations (tableau A6.1), si bien que les droites d’étalonnages qui apparaissent à la figure A6.6 sont presqu’identiques. La charge verticale appliquée sur la table tournante, quant à elle, a pour effet d’augmenter la différence entre les deux extremums du signal (figure A6.5). Or, la proportion de ce paramètre par rapport à la tension moyenne du signal diminue généralement au fur et à mesure que le couple à l’échantillon augmente (tableau A6.1).

En somme, comme la configuration horizontale permet d’appliquer le couple directement sur le couplemètre sans devoir employer une poulie qui génère des pertes, elle permet d’obtenir des signaux plus stables. C’est donc de cette courbe qu’est tirée la loi d’étalonnage du couplemètre. Cette loi d’étalonnage correspond à l’équation suivante :

𝐶é𝑐ℎ = −21,58442821 × 𝑈𝑚𝑜𝑦 + 0,009995473316

où : Céch [N*m] : couple à l’échantillon Umoy [V] : tension moyenne.

163

Tableau A6.1 - Caractéristiques des signaux de calibration du couplemètre

Configuration σv (kPa)

éq (kg) Céch (N*m)

Umoy (V) Umin (V) Umax (V) ΔU (V) ΔU/Umoy(%)

horizontale -

7.3 -0.3298 -0.3267 -0.3317 0.005 1.52

14.3 -0.6558 -0.6516 -0.6596 0.008 1.22

21.3 -0.9797 -0.9737 -0.9862 0.012 1.22

28.2 -1.3061 -1.2967 -1.3139 0.017 1.30

35.2 -1.6280 -1.6194 -1.6346 0.016 0.98

verticale -

7.3 -0.3353 -0.3282 -0.3422 0.014 4.18

14.3 -0.6622 -0.6563 -0.6728 0.017 2.57

21.3 -0.9865 -0.9754 -0.9943 0.019 1.93

28.3 -1.3158 -1.3058 -1.3277 0.024 1.82

35.2 -1.6426 -1.6291 -1.6536 0.025 1.52

verticale avec charge verticale appliquée

0

7.3 -0.3278 -0.3232 -0.3319 0.0087 2.65

21.2 -0.9698 -0.9617 -0.9789 0.0172 1.77

35.1 -1.6144 -1.6061 -1.6246 0.0185 1.15

49

7.3 -0.3298 -0.3246 -0.3358 0.0112 3.40

21.2 -0.9692 -0.9626 -0.9778 0.0152 1.57

35.1 -1.6460 -1.6333 -1.6624 0.0291 1.77

100

7.3 -0.3333 -0.3268 -0.3396 0.0128 3.84

21.2 -0.9706 -0.9630 -0.9824 0.0194 2.00

35.1 -1.6426 -1.6342 -1.6542 0.02 1.22

118

7.3 -0.3355 -0.3281 -0.3444 0.0163 4.86

21.2 -0.9734 -0.9641 -0.9884 0.0243 2.50

35.1 -1.6418 -1.6293 -1.6534 0.0241 1.47

150

7.3 -0.3404 -0.3338 -0.3482 0.0144 4.23

21.2 -0.9911 -0.9835 -0.9987 0.0152 1.53

35.1 -1.6439 -1.6382 -1.6504 0.0122 0.74

164

Figure A6.1 - Courbe de calibration du capteur de pression #1

Figure A6.2 - Courbe de calibration du capteur de pression #2

165

Figure A6.3 - Courbe de calibration du potentiomètre de position verticale

Figure A6.4 - Courbe de calibration de la cellule de charge

166

Figure A6.5 - Signaux obtenus lors de la calibration du couplemètre

167

Figure A6.6 - Courbes de calibration du couplemètre

168

Annexe 7 : Considérations sur le fonctionnement de l’appareil

A7.1 Évaluation du frottement dans l’appareil

Une série d’essais de cisaillement annulaire ont été réalisés sans qu’aucun n’échantillon de sol ne soit inséré dans l’appareil. De cette façon, il a été possible de mesurer le frottement engendré par les composantes de l’appareil lorsque celui-ci est en fonction. Ces essais ont été réalisés le 15 novembre 2016 par l’auteur de ce mémoire. On peut diviser l’ensemble du frottement observé selon deux catégories : le frottement existant dans l’axe de la contrainte verticale et celui existant dans l’axe de la contrainte de cisaillement.

A7.1.1 Frottement dans l’axe de la contrainte verticale

Le frottement existant dans l’axe de la contrainte verticale a un impact sur la mesure de la force verticale appliquée sur l’échantillon, qui est fournie par la cellule de charge. Il se manifeste en opposition à la charge appliquée par le vérin électrique lorsque celui-ci reçoit la commande de se déplacer. L’influence de l’enfoncement du piston, pièce qui transmet la force du piston sur la surface supérieure de l’échantillon, sur le frottement de cette catégorie a été étudiée.

Effets de l’enfoncement du piston Pour mesurer le frottement dans l’axe de la contrainte verticale attribuable à l’enfoncement du piston, la boîte de cisaillement a été assemblée sans y insérer d’échantillon de sol, puis elle a été installée dans l’appareil. Ensuite, une fois l’ensemble des capteurs en fonction et l’acquisition des données démarrée, une commande indiquant au vérin électrique de se déplacer vers le bas de 3,6 mm a été envoyée. Cette distance correspond à une estimation de l’enfoncement maximal du piston prévu lors du programme expérimental, soit celui qui devrait être sollicité lors de la consolidation de l’essai de cisaillement annulaire réalisé sous une contrainte effective de consolidation de 200 kPa. Finalement, une seconde commande a été envoyée, indiquant cette fois-ci au vérin électrique de reprendre sa position initiale.

Les résultats de l’essai permettant de vérifier les effets du frottement dans l’axe de la contrainte verticale attribuable à l’enfoncement du piston apparaissent à la figure A7.1. La portion supérieure de la figure présente la force verticale mesurée par la cellule de charge et la contrainte verticale équivalente en fonction du temps. La portion inférieure présente le déplacement du vérin mesuré par le potentiomètre de position verticale en fonction du temps. On y voit que lorsque le vérin amorce sa descente, mouvement indiqué par la diminution de la hauteur dans la portion inférieure de la figure, la force verticale mesurée augmente au même rythme et ce jusqu’à une valeur maximale de 26,9 N, ce qui correspond à 6,8 kPa. Au moment où le déplacement s’arrête, elle diminue pour se stabiliser à une valeur près de 20,5 N, ce qui correspond à près de 5,1 kPa. À l’inverse, lorsque le vérin amorce sa remontée, la force verticale mesurée diminue au même rythme jusqu’à une valeur minimale de -17,5 N, ce qui correspond à -4,4 kPa. Lorsque le déplacement s’arrête, elle augmente pour se stabiliser à une valeur de -2,1 N, ce qui correspond à -0,6 kPa.

Lorsque le piston s’enfonce dans la boîte de cisaillement ou s’en retire, une force de frottement opposée au mouvement se développe entre les parois du piston et celles des anneaux supérieurs. Cette force est proportionnelle à la surface de contact entre ces deux objets.

Il est à noter que lorsque la boîte de cisaillement contient du sol, il existe aussi un frottement entre celui-ci et les parois de la partie immobile. Ce frottement, appelé « side friction » par LaGatta (1970), est de sens

169

contraire au mouvement du sol. Il est donc aussi de sens contraire au mouvement du piston. Cet auteur a démontré que la magnitude de ce frottement dépend particulièrement du déplacement relatif entre le sol et les anneaux supérieurs, ce qui correspond à la variation de la surface de contact. Deux schémas de la boîte de cisaillement contenant ou non du sol sont présentés aux figures A7.2 et A7.3. Ils illustrent les différents frottements dans l’axe de la contrainte verticale.

Implications La force de frottement dans l’axe de la contrainte verticale est opposée au sens du mouvement du piston. Elle est donc du même signe que la force verticale mesurée par la cellule de charge lors de la consolidation et du cisaillement d’un échantillon. Cela signifie que la contrainte verticale mesurée lors d’un essai comprend non seulement la contrainte verticale réellement appliquée sur l’échantillon de sol, mais aussi la contrainte verticale reprise par les parois des anneaux supérieurs.

Or d’un point de vue pratique, jamais le piston n’est déplacé sur une course de 3,6 mm d’un coup. Lors de la consolidation, il n’est déplacé que par incréments de l’ordre du dixième de millimètre. Lors du cisaillement, le piston n’effectue que des déplacements de l’ordre du micromètre afin de maintenir la hauteur de l’échantillon constante. Le frottement résultant de ces déplacements minimes est donc considéré comme étant négligeable tout au long de l’essai. Il en va de même lorsque la boîte de cisaillement contient du sol. Si toutefois il fallait réduire ce frottement, il suffirait de diminuer la surface de contact en taillant un biseau dans le piston, de manière à ce que celui-ci soit conique plutôt que cylindrique (Meehan et al., 2007).

A7.1.2 Frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement

Le frottement existant dans l’axe de la contrainte de cisaillement affecte la mesure du couple appliqué sur l’échantillon, qui est fournie par le couplemètre. Il se manifeste en opposition à la charge résultant de la rotation du moteur et donc, de la moitié inférieure de la boîte de cisaillement. Les effets de trois facteurs influençant le frottement de cette catégorie ont été étudiés. Il s’agit de l’enfoncement du piston, de l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs ainsi que de la vitesse de rotation du moteur.

Effets de l’enfoncement du piston Pour mesurer le frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement attribuable à l’enfoncement du piston, l’appareil de cisaillement annulaire a été installé de la même façon que celle décrite précédemment. Une fois l’ensemble des capteurs en fonction et l’acquisition des données démarrée, une commande indiquant au vérin électrique de se déplacer à une position donnée a été envoyée, puis la rotation du moteur a été démarrée. La vitesse de rotation du moteur, fixée à 3600 RPM, et l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs, fixée à 0,152 mm, ont été maintenues constantes lors de l’essai. Au total, quatre position ont été testées, soit le piston en dehors de la boîte de cisaillement (appelée « vide »), le piston enfoncé jusqu’à la base des dentelures (appelée « dents »), le piston enfoncé jusqu’à 1 mm au-dessus de la base des dentelures (appelée « 1 mm ») et finalement, le piston enfoncé jusqu’à 2 mm au-dessus de la base des dentelures (appelée « 2 mm »). La rotation du moteur a été stoppée après une période allant de 4 à 5 minutes.

Les résultats des essais permettant de vérifier les effets du frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement attribuable à l’enfoncement du piston apparaissent à la figure A7.4. Celle-ci montre le couple mesuré par le couplemètre et la contrainte de cisaillement équivalente en fonction du déplacement angulaire pour les quatre positions testées. Chacune de ces courbes décrivent un pic et décroissent légèrement de la même façon jusqu’à la fin de l’essai. De façon générale, les courbes représentant la position « vide » et « dents » oscillent autour de valeurs de couple similaires. Les valeurs de couple autour desquelles oscillent les courbes des deux autres positions sont plus faibles avec l’enfoncement du piston. Pour des fins de comparaison, la moyenne du couple mesuré entre des déplacements angulaire de 2° et 8° a été calculée,

170

plage qui correspond à la plus petite plage représentative du signal commune à tous les essais de cette catégorie. Ces données sont consignées au tableau A7.1.

Plus le piston s’enfonce profondément dans la boîte de cisaillement, plus le couple mesuré par le couplemètre diminue. En effet, la contrainte associée au couple moyen mesuré passe d’un maximum de 1,01 kPa en position « vide » ou « dents » jusqu’à un minimum de 0,89 kPa en position « 2 mm » (tableau A7.1). La source principale de frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement provient de la rotation de la partie mobile de la boîte de cisaillement et se développe au niveau de l’interface entre les parties mobile et immobile. Il dépend de l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs, qui est fixée à 0,152 mm lors de cette série d’essai. Or, le piston s’enfonce dans la partie immobile de la boîte de cisaillement. L’enfoncement du piston engendre une surface de contact entre sa paroi et celle de la partie immobile de la boîte de cisaillement. Cette surface de contacte cherche en quelque sorte à retenir la partie immobile lorsqu’elle est entraînée par la rotation de la partie mobile. Cela génère donc un frottement opposé à celui généré par la rotation de la partie mobile. Plus cette surface de contact est importante, plus le frottement généré par l’enfoncement de piston est élevé et donc, plus la somme entre ces deux frottements opposés est faible. Il en résulte le phénomène observé, soit que plus le piston est enfoncé, plus le couple mesuré par le couplemètre est faible. De la même manière, le frottement appelé « side friction » par LaGatta (1970) se transfert lui aussi dans l’axe de la contrainte de cisaillement lorsque la boîte de cisaillement contient du sol. Il s’oppose donc de la même façon au frottement généré par la rotation de la partie mobile et contribue ainsi à réduire le couple mesuré lors d’un essai.

De plus, il est possible d’observer que la magnitude de l’effet de l’enfoncement du piston est proportionnelle à surface de contact entre le piston et les anneaux supérieurs de la boîte de cisaillement. En effet, la différence entre les valeurs moyennes du couple mesuré en position « vide » et « dents » est plus petite que celle entre les valeurs moyennes du couple mesuré en position « dents » et « 1 mm ». La différence entre les valeurs moyennes du couple mesuré en position « 1 mm » et « 2 mm » se situe entre les deux précédentes. Cela s’explique par le fait que le passage entre les positions « vide » et « dents » génère une surface de contact correspondante au produit de la hauteur et de l’épaisseur des dents, ce qui est minime, tandis que le passage entre les positions « dents » et « 1 mm » génère une surface de contact correspondante au produit de la profondeur enfoncé et de toute la circonférence des anneaux, qui est beaucoup plus importante. Le passage entre les positions « 1 mm » et « 2 mm » génère une surface de contact correspondante au produit de la profondeur précédente additionnée de 1 mm et de la circonférence des anneaux, ce qui engendre un écart un peu moins marqué que le précédent.

Effets de l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs Pour mesurer le frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement attribuable à l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs, l’essai décrit au paragraphe précédent est répété, mais cette fois-ci avec quatre valeurs d’ouverture différentes, soit 0,152 mm, 0,304 mm, 0,456 mm et 0,608 mm. La vitesse de rotation du moteur, fixée à 3600 RPM, et l’enfoncement du piston, fixée à 1 mm, ont été maintenues constantes lors de l’essai. La rotation du moteur a été stoppée après une période allant de 3 à 5 minutes.

Les résultats des essais permettant de vérifier les effets du frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement attribuable à l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs apparaissent à la figure A7.5. Celle-ci montre le couple mesuré par le couplemètre et la contrainte de cisaillement équivalente en fonction du déplacement angulaire pour les quatre ouvertures testées. Comme pour le cas précédent, chacune de ces courbes décrivent un pic et décroissent légèrement de la même façon jusqu’à la fin de l’essai. D’un point de vue global, plus l’ouverture est grande, plus les valeurs de couple autour desquelles oscillent la courbe est faible. Pour des fins de comparaison, la moyenne du couple mesuré entre des déplacements angulaire de 2° et 8° a été calculée. Ces données sont consignées au tableau A7.1.

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Plus l’ouverture de l’espacement augmente, plus le couple mesuré par le couplemètre diminue. En effet, la contrainte associée au couple moyen mesuré passe d’un maximum de 0,86 kPa à une ouverture de 0,152 mm jusqu’à un minimum de 0,79 kPa à une ouverture de 0,152 mm (tableau A7.1). Dans ce cas-ci, puisque le piston est enfoncé à une profondeur fixe de 1 mm, seul le frottement développé au niveau de l’interface entre les parties mobile et immobile de la boîte de cisaillement influence la variation de la valeur moyenne du couple mesuré pour les différentes ouvertures. Plus l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs est grande, plus ce frottement est faible. Il en résulte le phénomène observé, soit que plus l’ouverture est grande, plus le couple mesuré par le couplemètre est faible.

Effets de la vitesse de rotation du moteur Pour mesurer le frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement attribuable à l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs, l’essai décrit au paragraphe précédent est répété, mais cette fois-ci avec quatre valeurs de vitesse de rotation du moteur différentes, soit 9 RPM, 36 RPM, 360 RPM et 3600 RPM. Ce sont les quatre vitesses qui seront employées lors des essais de cisaillement annulaire du programme expérimental. L’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs, fixée à 0,152 mm, et l’enfoncement du piston, fixée à 1 mm, ont été maintenues constantes lors de l’essai. Comme il est très long d’effectuer une rotation du même ordre que lors des essais précédents aux vitesses les plus lentes, il n’a pas été possible d’obtenir d’atteindre des déplacements angulaires supérieurs à 0,9° et 1,8° pour les essais effectués à des vitesses de 36 RPM et 360 RPM respectivement dans le cadre de l’expérimentation sur le frottement dans l’appareil. L’essai réalisé à une vitesse de 9 RPM a été réalisé pendant la nuit, il a donc échappé à cette contrainte.

Les résultats des essais permettant de vérifier les effets du frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement attribuable à la vitesse de rotation du moteur apparaissent à la figure A7.6. Celle-ci montre le couple mesuré par le couplemètre et la contrainte de cisaillement équivalente en fonction du déplacement angulaire pour les quatre vitesses testées. Ces courbes décrivent un pic et se stabilise autour d’une valeur donnée jusqu’à la fin de l’essai. Le pic obtenu à l’essai réalisé à une vitesse de 3600 RPM est particulièrement prononcé. Il est difficile d’observer une tendance générale en ce qui a trait à l’effet de la vitesse sur la valeur du couple obtenue. Les valeurs de couple moyen apparaissent au tableau A7.1. Celles obtenues pour des vitesses 36 RPM et 360 RPM ont été calculées sur une plage de déplacements angulaires allant de 0,4° et 0,9°, tandis que les deux autres ont été calculées sur une plage de déplacements angulaires allant de 2° et 8°.

Contrairement aux précédents, l’effet de la vitesse de rotation du moteur n’est pas démontré de façon claire (figure A7.6). Aucune relation n’apparait évidente entre la vitesse de rotation et le couple moyen mesuré lors de ces essais. La contrainte associée au couple moyen le plus élevé a été mesurée à la vitesse de rotation la plus basse, soit 0,98 kPa à 9 RPM. La plus faible a quant à elle été mesurée à l’incrément de vitesse de rotation suivant, soit 0,75 kPa à 36 RPM. À l’incrément de vitesse suivant, la contrainte associée au couple moyen est très similaire au précédent, soit 0,77 kPa à 360 RPM. Puis, à la vitesse la plus élevée, soit 3600 RPM, elle augmente à une valeur de 0,88 kPa.

En théorie, plus la vitesse de rotation du moteur est grande, plus le frottement mesuré devrait être important. À la lumière de ces résultats, par contre, la relation entre les deux paramètres semble être aléatoire. Pourtant, les autres facteurs d’influence étudiés précédemment, soit l’enfoncement du piston et l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs, sont demeurés constants au fil de ces quatre essais. Le fait que les essais n’ont pas pu être menés jusqu’à un même déplacement angulaire n’apparaît pas non plus représenter un problème si l’on considère la constance du couple mesuré lors de tous les essais d’évaluation du frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement.

Deux schémas de la boîte de cisaillement contenant ou non du sol sont présentés aux figures A7.7 et A7.8. Ils illustrent les différents frottements dans l’axe de la contrainte de cisaillement.

172

Implications LaGatta (1970) avance que le fait d’ouvrir l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs, et donc de rompre le contact entre les parties mobile et immobiles de la boîte de cisaillement, a pour effet d’annuler le frottement généré entre le sol et les parois de la partie immobile. Puisque le frottement dû à l’enfoncement du piston s’applique de la même manière, celui-ci devrait lui aussi être annulé par l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs. Cette affirmation serait valide si l’ouverture de l’espacement éliminait complètement le frottement dû à la rotation de la partie mobile de la boîte de cisaillement, ce à quoi répondent le frottement dû à l’enfoncement du piston et que celui décrit par LaGatta (1970) impliquant le sol. Or, dans le cas présent, le frottement dû à la rotation de la partie mobile persiste pour l’ensemble des ouvertures testées. C’est pourquoi même si l’espacement entre les anneaux est ouvert, l’effet de l’enfoncement du piston sur frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement est observé.

En somme, le frottement résultant dans l’axe de la contrainte de cisaillement est, dans le cas des trois effets analysés, opposée au sens de la rotation du moteur. Il est donc du même signe que le couple mesuré par le couplemètre lors du cisaillement d’un échantillon. Cela signifie que la contrainte de cisaillement mesurée lors d’un essai comprend non seulement la contrainte de cisaillement réellement offerte par l’échantillon de sol, mais aussi la contrainte de cisaillement provenant du frottement résultant. La contrainte maximale associée au frottement parmi toutes celles déterminées lors de l’évaluation du frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement est de 1,01 kPa.

Les variations maximales des valeurs de contraintes associées au couple moyen mesuré sur la plage de positions, d’ouvertures et de vitesses considérées sont respectivement de 0,12 kPa, 0,07 kPa et 0,23 kPa. Comme dans le cas du frottement dans l’axe de la contrainte verticale, il est possible de réduire l’effet de l’enfoncement du piston sur le frottement dans l’axe de la contrainte de cisaillement en taillant un biseau dans celui-ci comme l’ont fait Meehan et al. (2007). Il en reste que parmi les trois paramètres, c’est la vitesse de rotation du moteur qui a la plus grande influence sur la contrainte associée au couple moyen mesuré.

A7.2 Localisation du plan de cisaillement

Un essai de cisaillement annulaire a été réalisé sur un échantillon taillé grossièrement dans lequel a été injecté des bandes de silicone. L’hypothèse émise quant à la localisation du plan de cisaillement est que celui-ci se situe au centre de l’échantillon, au niveau de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs de la boîte de cisaillement.

Le silicone utilisé est liquide au départ, si bien qu’il peut être prélevé à l’aide d’une seringue et injecté dans un trou préalablement aménagé dans l’échantillon. Une fois en place, il fige, mais demeure flexible. Ainsi, il suit le même mouvement que l’argile lors de l’essai, en particulier lors du cisaillement. Lorsque l’essai est terminé, l’échantillon est extirpé avec soin de la boîte de cisaillement et il est taillé de sorte à ce que les bandes de silicone soient mises en évidence. Il est ainsi possible d’observer la déformation ayant été subie par ces bandes lors de l’essai, ce qui indique celle ayant été subie du même coup par l’argile. De cette façon, la position du plan de cisaillement qui se crée lors de l’essai peut être localisée.

Comme les propriétés mécaniques du sol à l’essai sont influencées par la présence du silicone ainsi que par le remaniement causé par l’aménagement des trous et que, de ce fait, les données recueillies lors de cet essai n’ont pas de signification, il a été jugé inutile d’effectuer une découpe selon la procédure élaborée dans le cadre de ce mémoire. L’échantillon ayant fait l’objet de ce test, réalisé le 22 novembre 2016 par l’auteur de ce mémoire, a plutôt été taillé grossièrement, par l’enfoncement de la boîte de cisaillement préalablement assemblée dans un bloc d’argile provenant des retailles de la base de l’échantillon de grand diamètre TM4-C, situé à une profondeur de 10,32 m.

173

Une fois la découpe complétée, quatre trous ont été soigneusement aménagés dans l’échantillon. Ces trous ont la forme de bandes ayant la même hauteur et le même rayon que l’échantillon et une épaisseur d’environ 1 mm. Ils sont positionnés à chacun des quatre quadrants de l’anneau. Au terme de la taille de ces trous, le silicone a été injecté. La boîte de cisaillement a été ensuite enveloppée dans de la pellicule plastique et placée dans la chambre froide le temps que le silicone se fige.

Afin de minimiser le temps nécessaire à la réalisation de cet essai, la contrainte effective de consolidation utilisée a été fixée à 30 kPa et la vitesse de cisaillement utilisée a été fixée à 360 RPM, soit 305,9 µm/min. Le bassin a été remplie d’eau jusqu’à un niveau situé au-dessus du plan de cisaillement, mais sous la surface de l’échantillon et l’espacement entre les anneaux a été ouvert d’environ 0,2 mm. Le cisaillement de l’échantillon s’est déroulé pendant 13 minutes et a ainsi généré un déplacement angulaire de 5,5°, ce qui représente un déplacement tangentiel de 4 mm, soit 20% de déplacement par rapport à la hauteur de l’échantillon.

La figure A7.9 montre une photo de la boîte de cisaillement contenant l’échantillon et les bandes de silicone tout juste avant d’être installée dans l’appareil.

La figure A7.10 montre une photo de la boîte de cisaillement contenant l’échantillon et les bandes de silicone tout juste après la fin de l’essai.

La figure A7.11 présente une photo de l’un des côtés extérieurs de l’échantillon une fois que celui-ci ait été retiré de la boîte de cisaillement.

La figure A7.12 montre une photo du côté opposé de l’échantillon par rapport à la figure précédente, mais cette fois-ci vue depuis l’intérieur.

Les quatre figures précédentes témoignent de l’observation des déformations subies par les bandes de silicone lors de l’essai effectué afin de vérifier la localisation du plan de cisaillement. Elles permettent de faire la preuve qu’un plan de cisaillement se forme bel et bien au centre de l’échantillon, soit au niveau de l’interface entre les anneaux supérieurs et inférieurs de la boîte de cisaillement lors du cisaillement d’un échantillon d’argile. En comparant les photos prisent avant l’essai (figure A7.9) et tout juste après l’essai (figure A7.10), il est possible de remarquer que, mis à part les rainures engendrées par le piston de l’appareil, le patron dessiné par l’argile sur la surface de l’échantillon est le même et que les bandes de silicone sont toujours en place.

Or, la photo présentant une vue extérieur sur l’échantillon une fois que celui-ci ait été retiré de la boîte de cisaillement (figure A7.11) montre bien la déformation qu’a subie la bande de silicone lors de l’essai. Il est à noter que lors du cisaillement, les anneaux supérieurs de la boîte de cisaillement sont fixes tandis que les anneaux inférieurs effectuent une rotation en sens horaire. Sur la photo, on peut voir que la moitié supérieure de la bande de silicone est rectiligne comme à l’origine tandis que sa moitié inférieure est bombée dans le sens de la rotation. Ceci correspond bien à l’effet du mécanisme. Les anneaux inférieurs ont donc entrainé l’argile et le silicone de la moitié inférieure de l’échantillon dans leur rotation en sens horaire tandis que sont restés immobiles l’argile et le silicone de la moitié supérieure de l’échantillon. Le déplacement de la moitié inférieure de la bande de silicone par rapport à sa moitié supérieure est de magnitude similaire à celle mesuré par l’encodeur de position angulaire lors de l’essai, soit de près de 4 mm. Cela fait la preuve qu’un plan de cisaillement est défini entre la part en mouvement et la part fixe de l’échantillon. Ce plan est donc localisé au centre de ce dernier, au niveau de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs.

Sur la photo présentant une vue intérieure sur l’échantillon une fois que celui-ci ait été retiré de la boîte de cisaillement (figure A7.12), on remarque que la bande de silicone a subi une déformation de même direction et de même magnitude que celle située à l’opposé de la boîte de cisaillement. Ceci vient appuyer la preuve de la localisation du plan de cisaillement énoncée précédemment en montrant que le phénomène est observable

174

sur l’ensemble des bandes de silicone. Il n’est pas localisé en un endroit, mais s’applique bel et bien à l’ensemble de l’échantillon. De plus, une démarcation entre les moitiés supérieure et inférieure de l’échantillon d’argile est apparente sur cette photo. Celle-ci indique elle aussi la position du plan de cisaillement.

A7.3 Données de pression interstitielle

Les aiguilles connectées aux capteurs de pression interstitielle ont été systématiquement insérées dans l’échantillon dans le cadre des essais antérieurs à ceux décrits dans ce mémoire, réalisés dans le cadre des tests préliminaires de l’appareil (RSC01 à RSC04). Une autre tentative a été effectuée dans le cadre du programme expérimental, soit lors de l’essai RSC08. Les capteurs de pression n’ont en aucun cas été en mesure de fournir des données satisfaisantes. La préservation de la saturation de ces capteurs est pressentie comme étant le principal facteur à l’origine du mal fonctionnement de ces composantes.

En effet, la présence de bulles d’air dans les tuyaux reliant les aiguilles aux capteurs était notée à tout coup. Jamais il n’a été possible de saturer adéquatement les capteurs de pression, ou du moins, de conserver leur saturation pour toute la durée du cisaillement. Lors des essais RSC01 à RSC04, le bassin entourant la boîte de cisaillement n’était pas remplie d’eau. Les capteurs de pression perdaient donc rapidement leur saturation dès le moment où les pointes des aiguilles se retrouvaient en zones où l’échantillon était asséché. Pour ce qui est de l’essai RSC08, les bulles d’air ont dû se former au moment de l’installation des capteurs ou de la mise en place des aiguilles.

Pour ne pas affecter le sol situé à proximité de la zone de cisaillement, les aiguilles sont insérées à des profondeurs de l’ordre de 3 mm. Or, la boîte de cisaillement n’est pas étanche et l’eau peu s’échapper soit au niveau du plan de cisaillement, soit au niveau des canaux de drainage situés à la base de l’échantillon. La zone la plus susceptible de perdre sa saturation lors de l’essai est donc celle où se trouve les pointes des aiguilles. Il est important de s’assurer que le niveau d’eau du bassin soit maintenu au-dessus de la surface de l’échantillon pour que les aiguilles demeurent submergées en tout temps. Cependant, il peut arriver que l’eau niveau d’eau s’abaisse sous ce seuil pendant la nuit.

Il aurait été particulièrement intéressant d’obtenir des données de pression interstitielle lors des essais puisque celles-ci aurait permis de valider le fait qu’aucune pression interstitielle n’est générée dans l’échantillon lors du cisaillement. Ceci est nécessaire pour que les conditions créées par l’essai de cisaillement à volume constant soit considérées comme étant équivalentes à celles créées par un essai de cisaillement non-drainé.

175

Tableau A7.1 - Effets de trois facteurs sur le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement

Piston Ouverture Vitesse

Essai Cmoy (Nm)

τmoy (kPa)

Essai Cmoy (Nm)

τmoy (kPa)

Essai Cmoy (Nm)

τmoy (kPa)

vide 0.250 1.00 0.152 mm 0.216 0.86 9 RPM 0.245 0.98 dents 0.251 1.01 0.304 mm 0.207 0.83 36 RPM 0.187 0.75 1 mm 0.231 0.93 0.456 mm 0.203 0.81 360 RPM 0.193 0.77 2 mm 0.223 0.89 0.608 mm 0.198 0.79 3600 RPM 0.220 0.88

176

Figure A7.1 - Effet de l'enfoncement du piston sur le frottement dans l'axe verticale

177

Figure A7.2 - Schéma représentant le frottement dans l'axe vertical sur la boîte de cisaillement vide

Figure A7.3 - Schéma représentant le frottement dans l'axe vertical sur la boîte de cisaillement

contenant l'échantillon

178

Figure A7.4 - Effet de l'enfoncement du piston sur le frottement dans l'axe de la contrainte de

cisaillement

Figure A7.5 - Effet de l’ouverture de l’espacement entre les anneaux supérieurs et inférieurs sur le

frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement

Figure A7.6 - Effet de la vitesse de rotation du moteur sur le frottement dans l'axe de la contrainte de

cisaillement

179

Figure A7.7 - Schéma représentant le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement sur la boîte

de cisaillement vide

Figure A7.8 - Schéma représentant le frottement dans l'axe de la contrainte de cisaillement sur la boîte

de cisaillement contenant l'échantillon

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Figure A7.9 - Photographie de la boîte de cisaillement tout juste avant d’être installée dans l’appareil

Figure A7.10 - Photographie de la boîte de cisaillement tout juste après la fin de l’essai

181

Figure A7.11 - Photographie de l’un des côtés extérieurs de l’échantillon une fois que celui-ci ait été

retiré de la boîte de cisaillement

Figure A7.12 - Photographie de l’un des côtés intérieurs de l’échantillon une fois que celui-ci ait été

retiré de la boîte de cisaillement

182

Annexe 8 : Revue des trois mécanismes de cisaillement

Le schéma présenté à la figure A8.1 montre la distribution des contraintes lors de l’essai de compression triaxiale. Lors d’un essai de ce type, l’échantillon est contenu dans une cellule remplie d’eau sous pression. Celle-ci soumet l’échantillon à une contrainte de confinement σc. Un piston agissant dans l’axe vertical de l’échantillon permet d’appliquer sur celui-ci une contrainte axiale σa. La contrainte principale majeure σ1 est composée de la contrainte axiale additionnée à la contrainte de confinement. La contrainte principale mineure σ3 correspond quant à elle à la contrainte de confinement. La contrainte principale majeure est perpendiculaire à la contrainte principale mineure au début de l’essai. Lors de l’essai de compression triaxial, l’échantillon est libre soit de se briser selon un plan dont la position n’est pas prédéterminée ou soit de se déformer en forme de baril (La Rochelle et al., 1988). Ces deux modes de rupture sont illustrés à la figure A8.2. Le mode de rupture présenté en A est la rupture en baril. Il est généralement associé au cisaillement d’un échantillon dans le domaine normalement consolidé. Lorsque la contrainte de cisaillement atteint la résistance en pic, une multitude de plans de cisaillement se forment dans l’échantillon, ce qui engendre la forme de baril. Le mode de rupture présenté en B est la rupture en plan. Il est généralement associé au cisaillement d’un échantillon dans le domaine surconsolidé. Au moment où la contrainte de cisaillement atteint la résistance en pic, un plan de cisaillement faisant un angle de 45°+φ’/2 avec l’horizontale se forme dans l’échantillon. Dans les deux cas, la direction du plan de cisaillement n’est donc pas la même que celle de la contrainte principale et l’aire de la section du plan de cisaillement change au fur et à mesure que les déformations s’accumulent. Pour les essais de ce type, la déformation considérée est une déformation axiale ε qui est calculée à partir de la variation de la hauteur de l’échantillon (La Rochelle et al., 1988) :

ε =𝛥ℎ

ℎ𝑐

où : ε [%] : déformation axiale Δh [m] : variation de la hauteur de l’échantillon

hc [m] : hauteur après consolidation.

Le schéma présenté à la figure A8.3 montre la distribution des contraintes et le mode de rupture lors de l’essai de cisaillement simple. Lors d’un essai de ce type, l’échantillon est confiné radialement par une série d’anneaux de métal. Un système de masses permet l’application d’une contrainte verticale σv sur l’échantillon tandis que la contrainte radiale σr provenant du confinement de l’échantillon est inconnue. Un piston permet d’appliquer sur l’échantillon une contrainte de cisaillement horizontale τh. La hauteur de l’échantillon est maintenue constante tout au long de l’essai afin de garder le volume de l’échantillon constant. Compte tenu de la présence des anneaux, le sol ne peut donc se déplacer que dans une seule direction, soit celle de la contrainte de cisaillement horizontale. Lors d’un essai de cisaillement simple, la rupture ne se fait pas selon un plan bien défini, mais bien par la distorsion engendrée par la rotation des parois latérales de l’échantillon. Pour les essais de ce type, la déformation considérée est une mesure de déformation angulaire γ qui est calculée à partir de l’angle de rotation de ces parois latérales (DeGroot et al., 1992).

183

Avec l’approximation des petits angles, on obtient que :

γ =𝛥𝑑

ℎ𝑐

γ [%] : déformation angulaire Δd [m] : déplacement horizontal hc [m] : hauteur après la consolidation.

Le schéma présenté à la figure A8.4 montre la distribution des contraintes et le mode de rupture lors de l’essai de cisaillement annulaire. Lors d’un essai de ce type, l’échantillon est confiné par une boîte de cisaillement constituée d’une paire d’anneaux supérieurs et d’une paire d’anneaux inférieurs. Un vérin électrique permet l’application d’une contrainte verticale σv sur l’échantillon. Un servomoteur engendre la rotation de la moitié inférieure de la boîte de cisaillement, ce qui a pour effet d’appliquer une contrainte de cisaillement τ correspondante au couple mesuré au niveau de l’échantillon. Lors d’un essai de cisaillement annulaire, le plan de rupture est imposé sur un plan horizontal situé au centre de l’échantillon. À la manière d’un essai de cisaillement direct, la partie mobile de l’échantillon glisse sur la partie fixe de ce dernier tout au long du cisaillement. Or, contrairement à un essai de cisaillement direct, l’air de la section du plan de cisaillement demeure constante toute au long de l’essai. Le déplacement δ de la partie mobile de l’échantillon par rapport à sa partie fixe est mesuré au niveau du rayon moyen des anneaux de la boîte de cisaillement. Cependant, le concept de déformation ne s’applique pas pour l’essai de cisaillement annulaire à partir du moment où la rupture est atteinte puisqu’à partir de ce moment, l’essai n’entraîne qu’un déplacement de la partie mobile de l’échantillon sur sa partie fixe.

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Figure A8.1 - Schéma de la distribution des contraintes lors d'un essai de compression triaxiale (Rees, 2013)

Figure A8.2 - Schéma des modes de ruptures lors d'un essai de compression triaxiale (adaptée de LaRochelle et al., 1987)

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Figure A8.3 - Schéma du mode de rupture et de la distribution des contraintes lors d'un essai de

cisaillement simple (adaptée de DeGroot et al., 1992)

Figure A8.4 - Schéma du mode de rupture et de la distribution des contraintes lors d'un essai de

cisaillement annulaire (adaptée de Bishop et al., 1971)