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C, DANOP..T HICHER
Labaratoire de génie civilde .f{an fes Sain t'-'N aza,ire
Ecale centra,- o;{;ii1i44321Nanfes
Pierre r"::i;if:#
M, VARJABIE.DIANRéWe aut,onome
des transports parisiensBâtimént Le^Périastre
LAC P61, VdFz40 bis, rue Roger Salengro9 47 2 4 F onten ay - s ous-Bois
Mich eI e .V arj ab e di an @ratp. fr
Renforcementdes sols alluvionnairespar injection de coulisde ciment ultrafin
l.slIEl=lutl.SllÉ,
L'injection d'un coulis de ciment ultrafin dans un terrainalluvionnaire constitue un traitement de terrain efficacequi permet de construire un ouvrage souteruain sansporter préjudice à l'intégrité structurelle du bâti existant.Afin de prendre en compte, d'une manière rationnelle,l'amélioration des propriétés mécaniques des solsapportée par l'injection, on a conduit une campagned'essais triaxiaux sur des échantillons vierges de touttraitement puis sur des échantillons injectés enIaboratoire. On montre comment l'injection de coulisinflue sur le comportement mécanique des sols. Onpropose enfin des facteurs d'amélioration des paramètresdu modèle élastique plastique parfait et la façon dont ilspeuvent être intégrés dans les calculs d'ouvraçles.
Mots-clés : injection, coulis, alluvions, renforcement,essai triaxial.
Improvement of alluvial soilsby microfine cement grout injection
t+,lut(oILl+,lull-ot<
The injection of a microfine cement grout into alluvial deposits isan effective soil treatment in order to construct a tunnel withoutdamage for the surrounding structures. Triaxial tests onuncemented soils and on grouted soils injected in the laboratoryare carried out in order to rationally take into account theimprovement of mechanical properties of soils induced by theinjection. We also show the differences in the mechanicalbehaviour of soils due to the injection. Finally, we proposeimprovement ratios of the parameters of the elastic plasticmodel and the way to integrate them into structural design.
Key words: injection, grout, alluvial deposits, reinforcement,triaxial tests.
59REVUE FRANçAISE DE GEOTECHNIQUE
N" 1003e trimestre 9002
EIntroduction
En réEon parisienne ou dans d'autres grandes agglo-mérations à travers le monde, la Régne autonome des trans-ports parisiens (RATP) est impliquée dans des prograrrunesde construction d'infrastructures de transport. lJn grandnombre de ces infrastructures (stations, tunnels) et de leursouwages annexes (couloirs de correspondance, puits deventilatiory poste de redressement, ouwages d'épuisementdes eaux...) est implanté en souterrain, à des profondeurscomprises entre 0 et 30 mètres. Les contraintes de concep-tion des ouwages sont alors multiples :
- contraintes géométriques pour intégrer les nouveauxouwages dans le tissu dense des réseaux urbains (assai-nissement, eau potable, chauffage urbain, câbles enterréset canalisations diverses) et des obstacles (fondations desconstructions existantes) présents dans le sous-sol urbain;
- contraintes environnementales pour éviter en parti-culier de polluer les nappes phréatiques ;
- contraintes géologiques pour limiter les déformationsinduites par l'excavation et pour protéger le bâti edstant;
- contraintes inhérentes au système de transport (pentemaximale, rayon de courbure minimal, critères deconfort...).
Dans la plupart des cas, quand l'excavation doit êtreréalisée par des méthodes traditionnelles, un renforce-ment des sols est nécessaire. Le concepteur dispose d'unepalette assez large de techniques de traitement de terrain,parmi lesquelles f injection de coulis. La nette améliora-tion des caractéristiques mécaniques du sol gén érée parf injecticn de produits pérennes, qui se traduit par l'appa-
rition d'une cohésion et une forte augmentation de la rigi-dité (Biarez et al., 1998; Tailliez, 1998) n'est toutefois quetrop rarement prise en compte dans les calculs de concep-tion des ouwages : les ouwages de soutènement provi-soire ou définitif sont alors surdimensionnés, les délais demise en æuwe du soutènement sont donc allongés du faitd'une plus grande pénibilité (cintres plus lourds, pour-centage d'armatures plus important), ce qui augmente lerisque de décompression des terrains non injectés et lecout global des travaux. Avec le développement d'outilspermettant de mieux contrôler le processus d'injection entemps réel, les injecteurs sont aujourd'hui en mesure degarantir la qualité du traitement. Sur cette constatation, laRATP a engagé un vaste programme expérimental visantà définir des facteurs d'amélioration (rapport de la valeurd'une grandeur mécanique après injection sur sa valeuravant injection) en fonction du coulis utilisé. Dans cetarficle sont présentés les résultats d'essais de caractérisa-tion des alluvions de la vallée fluviale de la Seine, d'abordvierges de tout traitement, puis injectées par un coulis deciment ultrafin. La raison principale de ce choix est sonimplication immédiate pour la construction du proionge-ment de la ligne Météor (14" ligne du métro parisien) entrela station Madeleine et la gare Saint-L azare (Dano, 2001)
EDescription du site
L'insertion du tunnel Météor a été délicate en rai-son de Ia présence des lignes 3,9,12 et 13 du métro etdes lignes A (RATP) et E (SNCF) du RER dans le sous-sol du quartier concerné, le B" arrondissement de Paris(Fig. 1) (Selosse, 1992). Le tunnel est majoritairement
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Implantation du tunnel Météor.Lining of the Météor Tunnel.
I
ô0REVUE FRANÇAISE DE GEOTECHNIQUEN" 1003e trimestre 2002
implanté dans une couche de calcaire grossier et unecouche de marnes et caillasses. Toutefois, sa voûteaffleure dans un horizon d'alluvions anciennes dont lespropriétés mécaniques se sont avéré être insuffisantespour excaver le tunnel sans causer de désordre préju-diciable aux bâtiments sus-jacents. La vofrte du tunneleffleure également les fondations d'un établissementbancaire doté de dispositifs de sécurité extrêmementsensibles. Pour ce bâtiment, les prescriptions relativesaux soulèvements induits par le traitement du terrainet aux affaissements engendrés par l'excavation sontparticulièrement sévères (inférieures à 1 centimètre).
En raison de la nature du terrain et des conditionsde site, l'injection de coulis a été retenue comme tech-nique de consolidation de la couche d'alluvionsanciennes. L'injection s'effectue en deux phases. Dansun premier temps, les vides les plus importants, en par-ticulier à l'interface entre les alluvions anciennes et lesmarnes et caillasses, sont comblés par injection de cou-lis de bentonite-ciment. Les vides résiduels sont ensuiteremplis par injection de coulis de ciment ultrafin. Cetraitement est associé à un rabattement de la nappe duLutétien dont la surface libre se situe à dix mètres deprofondeur environ.
Le coulis de ciment ultrafin est préféré aux gelsorganiques qui avaient été jusqu'alors utilisés sur leschantiers RATP mais dont l'action ne s'est pas révéléepérenne : les gels de silice se décomposent en effet parsynérèse, libérant des matières polluantes pour lesnappes phréatiques.
L'excavation est finalement programmée un moisaprès l'injection. Le comportement des sols injectés unmois après la prise du coulis est qualifié de comporte-ment à court terme dans la suite de cet article.
ECa ra ctërisation géotech n iq uedes alluvions avant injection
ffiAna lys e gr an u lom,étrique
Des prélèvements d'alluvions anciennes ont étéeffectués sur l'emprise Anjou, au pied de la gare Saint-Lazare" Ces alluvions anciennes sont des matériauxsablo-graveleux, silico-calcaires, composés de grainssub-arrondis à sub-anguleux, dont la perméabilité enplace est comprise entre 10-3 et 1,0-5 m/s et dont l'étatde compacité est moyennement dense. Après séchage,elles ont été soumises à une analyse granulométriquequi a permis de distinguer deux classes d'alluvions : lesalluvions anciennes désignées par Type I et les allu-vions anciennes plus grossières désignées par Type II.Mais, pour respecter un rapport minimal de 10 entre lediamètre des échantillons d'alluvions reconstitués enlaboratoire et le diamètre maximal des grains du sol,leur granulométrie est écrêtée à 10 millimètres (Fig. z).on a vérifié, a posteriori, et uniquement pour les allu-vions de type I, que l'opération d'écrêtement n'a qu'uneinfluence négligeable sur leur comportement méca-nique.
Les alluvions anciennes de Type I sont alors carac-térisées par un coefficient d'uniformité C,, égal à 2,1 et
860(U
.9,E
Ê40
0.01 0.1 1
Ouverture du tamis (mm)
il*iir*ïi*x iïiiluiit'iiiffi i- Granulométrie des sols après écrêtement.Grading curves of soils after reduction of themaximal grain diameter.
un diamètre moyen des grains Dro égal à 410 pm, tandisque, pour les alluvions anciennei de Type II, Ie coeffi-cient d'uniformité et le diamètre moyen des grainsvalent respectivement 5,9 et 1 300 pm. Leurs poidsvolumiques minimâl T-in et maximal y_u", déterminésgrâce à un dispositif ccjnforme à la normâlisation fran-çaise (NF P 94-059) (Kim, 1995), valent respectivement14,9 kN/m3 et 17,9 kN /m3 pour les alluvions de Type I,16,4 kN/m3 et 19,4 kN /m3 pour les alluvions de Type II(Tableau I). Les données y,nin €t Tn-'u* permettent de cal-culer l'indice de densité relâtive I^ d'un sol :
Id(%)- T-u* * T-Ymrn x100y Y-u" - Tmin
*ii**ifïi#iiiiii,ï *fii*i caractéristiques des sols étudiés aprèsécrêtement.Characteristics of soils.
un sable de référence, en l'occurrence le sable deFontainebleau NE34, fin et siliceux, a également étéretenu. Disponible en grande quantité, contrairementaux alluvions, le sable de Fontainebleau a été utilisépour réaliser des campagnes d'essais plus approfon-dies sur les sols injectés pour mettre en évidence lesfacteurs prépondérants sur leur comportement méca-nique et pour établir des corrélations empiriques liantla résistance en compression simple à ces facteurs clés.
ffiffiEssais de caractérisation
Les sols pulvérulents ont ensuit e été soumis à desessais triaxiaux consolidés drainés (Normes françaisesP94-070, P 94-074) dans une cellule triaxiale. Les échan-tillons, de 100 mm de diamètre et de z}a mm de hau-
10
61REVUE FRANçAISE DE GÉOTECHNIQUE
N" 1003e trimestre 2002
SableFontainebleau NE 34
Alluvions
Sable de Fontainebleau NE34
Alluvions anciennes de Type I
Alluvions anciennes de Type II
25
20
Essai 1
Trait continu : _{f Alluvions Type
mesure par burette { ' o'. = 100 kPa
Symboles :
mesure sur GDS
Essai 2Alluvions Type I
o' = 200 kPa3
0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07t1
;i|iiiiiiiii|iii|ii|i1irii:iiiiiiii:iiiïÊrffii*tililii Équivalence de la mesure des variations devolume par lecture sur une burette graduéeou sur le contrôleur pression-volume.Equivalence of the measure of volumetricvariations by reading on a graduated burette oron the volume-pressure controller.
teur, sont reconstitués soit par pluviation dans le cas dusable de Fontainebleau, soit manuellement dans le casdes alluvions, la dimension des grains ne permettantune mise en place par pluviation. Le matériau alluvion-naire est ainsi déposé en cinq couches. Chacune de cescouches est compactée par 30 coups de dame. La repro-
ductibilité de ces deux méthodes (pluviation, remplis-sage manuel) est satisfaisante. Les indices des vides enfin de consolidation sont compris entre 0,46 et 0,49 pourles alluvions de Type I (soit un indice de densité relativeIo proche de 85 %), entre 0,37 et 0,40 pour les alluvionsde Type II (soit un indice de densité relative Io prochede B0 %) et entre 0,60 et0,62 pour le sable de Fontaine-bleau (soit un indice de densité relative Io de 85 %).
Les contraintes latérales o'3, appliquées grâce à uncontrôleur pression-volume GDS Standard, variententre 100 et 400 kPa. Les déformations volumiques sontmesurées soit à partir des variations de volume dansune burette graduée reliée à l'échantillon lorsque leséchantillons sont saturés, soit à partir des variations devolume enregistrées sur le contrôleur pression-volume,pourvu qu'elles soient corrigées de l'enfoncement dupiston de chargement. On montre expérimentalement,sur des échantillons de sable saturés, que ces deuxmesures sont équivalentes (Fig. 3). Les variations dehauteur de l'échantillon sont lues sur un comparateurextérieur à la cellule. Le capteur de force, d'une capa-cité de 5 kN, est immergé dans la cellule. Les échan-tillons sont cisaillés à une vitesse de déformation de1,28 x 10-5 s-1, pour des contraintes latérales succes-sives de 100, 200 et 400 kPa.
Les résultats des essais sont présentés sur la figure 4pour les alluvions de Type I, sur Ia figure 5 pour lesalluvions de Type II et sur la figure 6 pour le sable deFontainebleau.
15
(7)
s tuc)
-5
-10
lu 800u--Yu 600
1 400
1 200
1 000
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-e0
o'c
4T1.3= 0,460,
=400k4T1.4
= 0,469, o' = 400 kPc
ôA
A
o^l
oo t'ô-tl
4T1.2êo = 0,493, o'" = 200 kPa
(,'io aECCGltrE@
AT1.1êo = 0,480, O'" = 100 kPa
0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
Déformation axiale e.'
cood AT1-1i ./:
of, -.t- Iod l-- Io-f--tI t
AT1-2 t't'.r.t AT1-4
-a'.a
_a-)'\-- ---t'-.- --'-"
A
AT2-3 ÂAl z-3 a
= 0.368. o' = 400 kPa ^c
ôA
ÂA
A>< XOCæd,OOOOo€OO*
AT2-2e = 0.382. o' = 200 kPa0c
AT2-1êo = 0,399, o'" = 100 kPa
ôA
0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
Déformation axiale r.,
1 400
1 200
1 000
(d
g 8oo
u600
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0
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-0.005
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AT2-1 AT2_2
ffi-0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
Déformation axiale r'
itiiiii{ï.*i*ii$i:i*i*#iiiiffii* iidi Essais triaxiaux sur les alluvions de Type I.Triaxial tests on Type I alluvial deposits.
0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
Déformation axiale r.'
iiiîii;iiiiii|iiïïiliï|:irliiiilÏlriffiilçiiiiiii Essais triaxiaux sur les alluvions de Type II.Triaxial tests on Type II ailuvial deposits.
62REVUE FRANçAISE DE GEOTECHNIQUEN'1003e trimestre 9002
= 0,606, o'" = 400 kPa
MCSF.7êo=0,61 1, o'"=200kpa
m
MCSF-6êo = 0,618, O'" = 100 kPa
1 400
1 200
1 000
400
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0
0.05
0.04
0.03
0.02
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..)t 0
-0.01
Lt"/sinY- (o", apvrrr^
2+Lur/^ "'-1
/ Let
>0,4e,, >0 (3)
s 800IIJ(t 600
- la cohésion c' ;
- l'angle de frottement interne q'.
Ces deux derniers paramètres sont déterminés soitdans le plan de Mohr-Coulomb, soit dans le plan (p', q)à partir des relations (4a) et (4b) dans lesquèiles inter-viennent les paramètres Mo et C* dont la significationest donnée sur la figure 7 :'
0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08Déformation axiale r.,
so=Arc,'"[ffi)
c,=(s-sinq;)a -6 cos <p o
rrr
@a)
(4b)
MCSF-7
*r"r-ffi
MCSF-8
E,..(e=10-3)-* (1)Ât.t
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cooqoroL
=o(g
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oc0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08
Déformation axiale r.,
iiiii:iiÏiiiiiiïi iÏiïiiiliÏïiiiiffiffiili Essais rriaxiaux sur le sable deFontainebleau NE34.Triaxial tests on Fontainebleau Sand NE34.
ffitlnterprétation des essais
Le comportement des trois sols étudiés est caracté-ristique du comportement des sols pulvérulents. Onchoisit donc d'interpréter ces essais de manièreconventionnelle, en identifiant les cinq paramètres dumodèle élastique plastique parfait, en faisant l'hypo-thèse d'un critère de Mohr-Coulomb non associé. Cescinq paramètres sont successivement :
- le module sécant à l'origine de la courbe déviateurdes contraintes/déformation axiale pour une déforma-tion de 10- 3
:
Contrainte moyenne effective p'
iiîïiiiii;i*iiiiiiiïiiiliiiÏ'+iËffij iri|; Identification des paramètres derésistance maximale.Identification of the maximal shear strengthparameters.
ffiValeurs des paramètresdu modèle élastique plastique parfait
Les différences entre les deux types d'alluvionsanciennes sont relativement peu marquées (Tableau II).Ainsi, les valeurs du module sécant varient, en fonctionde la contrainte latéral e 6',, entre 46 MPa et 126 MPapour les alluvions de Type I, et entre 47 }/rPa et 110 MPapour les alluvions de Type II. Les valeurs obtenues pourle sable de Fontainebleau sont plus élevées et com-prises entre 64 et 222 MPa. L'augmentation du modulesécant en fonction de Ia contrainte 6'. e st presquelinéaire, ceci en raison du niveau de défoimation consi-déré pour la mesure de ce paramètre (e - 10- 3). Parailleurs, les valeurs du coefficient de Poisson sont clas-siquement proches de 0,2.
L'angle de dilatance semble être le paramètre leplus affecté par la nature et la granulométrie du sol étu-dié : plus le coefficient d'uniformité Cu des sols estimportant, plus les valeurs de l'angle de dilatance sontfaibles. Cette constatation expérimentale traduit Ia
- le coefficient de Poisson v déterminé à I'origine de lacourbe déformation volumique/déformation axiale,dans sa partie contractante :
1(, le )v=il 'l+=::-l Ae., >O,Âeu<0 e)2[ Lq) I
- l'angle de dilatance V calculé dans le domaine dila-tant au point d'inflexion de la courbe des déformationsvolumiques :
ô3REVUE FRANçAISE DE GÉoTEcHNIQUE
N.'1003e trimestre 2002
lliÏiiiiiiiiil***lÏi. iiiii Paramètres des sols avant injection.
capacité de désenchevêtrement moins importante pourun squelette granulaire contenant des particules deplus grand diamètre.
Les valeurs des angles de frottement interne pourles alluvions de Type I et de Type II sont respective-ment de 36,6 degrés (M" - 1,49) et de 37,8 degrés (Mo =1,,54). Pour le sable de Fontainebleau, l'angle de frotte-ment interne est de 39,1 degrés (Tableau II). La cohé-sion est nulle dans les trois cas.
-
Ca ra ctérisation géotech n iquedes alluvions après injection
On aurait pu étudier le comportement mécaniquedes sols injectés prélevés in situ. Cependant , la pré-sence de granulats de taille relativement importantepar rapport aux dimensions des éprouvettes pose unproblème évident de représentativité de ces échan-tillons. Les éprouvettes de sol injecté ont donc été pré-parées en laboratoire, à partir des matériaux dont lagranulométrie a été écrêtée. Ceci permet d'avoir uncontrôle sur les différentes étapes du processus d'injec-tion, depuis la mise en place du sol jusqu'à la réalisa-tion des essais triaxiaux.
mmffiil ."
Reconstitution en laboratoiredes éprouvettes de sol injecté,
Le dispositif d'injection se compose d'un tube enplexiglas, rigide et transparent, de 100 mm de diamètre
Vvrnpe hpistan
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r..lapteur de pressr+n
RÉguia[eur
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DISPTSITIF D' T\T.]ET TI{,}T
;iiiil|iiiiiïifiiiiiiiiiiliii:1i1iiiÏfiæli*'|iii| Dispositif d'injection en laboratoire.The injection device in the laboratorv.
Parameters of the elastic perfectly plastic model before injection.
tl+ntrûb dr-r
c+ulis en svrtre
ï'alanre*/-
Sable
J+ints en
ta,TEttliâuI
et de 900 mm de hauteur (Fig. B) (Tailhez, 1998 ; Dano,2001). Le sol est introduit par couches successives dedix centimètres d'épaisseur environ, compactées partrente coups de marteaux portés sur l'enveloppe enPlexiglas. L'indice de densité relative finalement obtenuest compris entre 90 et 100 o/o.En modifiant le nombreet l'intensité des coups de marteaux portés sur Iacolonne, on a pu obtenir des colonnes de sol de den-sité plus faible. Si l'homogénéité est globalement res-pectée, la reproductibilité,, par contre, dépend alors del'habileté de l'expérimentateur.
Le coulis, mélange de ciment ultrafin (le diamètremaximal des grains de ciment est inférieur à 12 pm),d'eau, d'une charge inerte et d'un adjuvant qui assu-rent la stabilité et la fluidité du coulis pendant l'injec-tion,, est préparé selon une procédure qui lui est propre.On mesure, à des fins de contrôle, sa densité et sa vis-cosité. Celles-ci dépendent du rapport massiqueciment/eau de gâchage noté C/8.
Maintenu constamment en agitation pour conser-ver son homogénéité, le coulis est injecté à débitconstant (6 cm3/s) dans la colonne. Pendant f injection,on enregistre l'évolution de la masse de coulis, de lapression d'injection et de la position du front d'injec-tion : ces trois quantités, lorsqu'elles évoluent demanière linéaire dans le temps, attestent de l'homogé-néité de la colonne de sol (Dano, 2001). L'injection estarrêtée lorsque suffisamment de coulis est recueilli à lasortie de Ia colonne.
Les colonnes sont alors stockées verticalement, pen-dant au moins 28 jours (durée correspondant aux plan-ning d'exécution des travaux in situ), en chambrehumide à température et hygrométrie contrôlées. Lesprofils de densité obtenus par gammadensimétrie(Fig. 9) confirment l'homogén éité des colonnes : la
Joint rn TJ Tarrrrr
'^.3Y
SF NE34
AA Type I
AA Type II
SF NE34
AA Type I
AA Type II
Bcr.irhcrr r;+ntqve
æn c*r.rxtthour
DEÏAÏt
64REVUE FRANçAIsE oe cÉorucrNreuEN" 1003e trimestre 9002
Sable de Fontainebleaulo = 95%
Coulis : Intra-JCIE = 0,172
T'oy = 2o'4 kN/mg
1.3
1.2
1.1
(d1È
=--- o.go^o(f,
o.B
60EgL
E40=(ET
20 0.7
0.6
0.5-1 -0.5 0 0.5 1.5
((v-Y*r)/Y,"*v)x1oo
Profil de densité sur une colonne de sablede Fontainebleau obtenu par gamma-densimétrie.Density profile on a sample of groutedFontainebieau sand by gammadensimetry.
variation du poids volumique rapporté au poids volu-mique moyen n'excède pas 4 % sur toute la hauteur dela colonne. Les irrégularités dans le profil sont liées aumode de dépôt du sol par couches de 10 cm.
Finalement, on découpe, par sciage, dans chaquecolonne, trois éprouvettes dont les faces sont ensuiterectifiées.
ffiEssais de caractérisation
Ces éprouvettes sont ensuite soumises à des essaisde caractérisation menés sous la forme de deux cam-pagnes d'essais distinctes :
- une première campagne d'essais de résistance encompression simple. Ce type d'essai est courammentutilisé pour évaluer l'efficacité du traitement d'injection.Le but principal est de proposer une corrélation empi-rique d'évolution de la résistance en compressionsimple R. en fonction du sol et du coulis ;
une seconde campagne d'essais triaxiaux pourcontrôler l'effet des facteurs clés sur une gamme plusimportante de contraintes et pour identifier les valeursdes paramètres du modèle élastique plastique parfait.
Sable de Fontainebleaulu=95%injecté
0.1 5 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4CIE
0.45 0.5
Évolution de la résistance en compressionsimple en fonction de I'indice de densitérelative pour les 3 sols étudiés.Evolution of the unconfined compressivestrength as a function of the relative densityindex for the 3 tested soils.
ffiPremi ère campagne d'essais :
essais de compression simple
Sur la base de publications relatives au comporte-ment des mélanges sable/liant, on constate que la résis-tance en compression simple de ces mélanges dépendde facteurs clés tels eu€ :
- la nature du liant et sa teneur en ciment (Dupas etPecker, 1979; Tailli ez, 1998) ;
- la granulométrie, la densité du sol et la morphologiedes particules (Clough et al., 1981 ; Zebovttz et al., 19Bg;Airey, 1993; Bennabi et Levacher, 1995; Baig et al.,1997 ; Huang et Airey, 1998) ;
- la minéralogie des grains du sol (Ismail ef aI., 2000);
- l'état de saturation initial du sol : les sols injectés à secprésentent une résistance plus élevée que les sols injec-tés préalablement saturés en eau (Bennabi et Levacher,1995 ; Perret et a1.,2000) ;
- le coefficient de remplissage des pores par le coulis(Schwarz et Krizek,1994a, b).
Parmi tous ces facteurs, certains ont un effet plusimportant que d'autres sur la résistance en compres-sion simple. Il en est ainsi de la teneur en liant et de la
20 30 40 50 80 90 10060 70lo(Yo)
I
7
6
lu6u-ë
o
Eo4
6(d(L
o(r3
10
SF NE34 injectélo=78 7"
SF
',{ Coulispur
NE34 injectélo=957o
\\
0.1 a.2 0.3 c|E 0.4
WffiW#ffi Évolution de la résistance en compression simple en fonction du rapport C/E et de l'indice Io.Evolution of the unconfined compressive strength as a function of the ratio C/E and the index I,.
Sable de FontainebleauNE34 t---'i-
- -'- t-
a-a--
Alluvions Alluvions
Anciennes Anciennes
Typel TYPell--'-tf
--tvl-'
o
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65REVUE FRANçAIsE oE cÉotEcHNteuE
N'1003e trimestre 2002
densité du squelette granulaire. Ceci s'explique par lefait qu'une compacité forte favorise la multiplicationdes contacts intergranulaires et une diminution de laporosité. Or les grains de ciment du coulis se déposentpréférentiellement aux points de contact entre lesgrains et sont piégés d'autant plus facilement que ladimension des pores est faible. La cimentation s'initieen ces points de contact et aboutit à un enrobage desgrains du sol d'autant meilleur que la quantité de liantintroduite est également plus importante (Arenz ana etaI., 19Bg) . La qualité de l'encastrement des particulesdans la matrice de liant conditionne la résistance finale(Bennabi et Levacher, 1995).
Un certain nombre d'essais de résistance en com-pression simple a alors permis de préciser l'effet durapportC/E du coulis, de I'étatde compacité du sol (parle biais de l'indice de densité relative Io), de la nature etde la granulométrie du sol. Le coefficient de remplis-sage des pores, estimé à partir du suivi de f injection(Dano , 2001), est, dans tous les cas, proche de 100 %.
On représente, sur la figure 10, l'évolution de larésistance en compression simple en fonction del'indice de densité relative Io pour les trois sols injectéspar le même coulis de rapporT C/E - 0,172. Pour cettevaleur, Ia résistance en compression simple du coulispur vaut 0,8 MPa. La résistance en compression simpledes éprouvettes de sol injecté croît,, en premièreapproximation, de manière linéaire en fonction deI'indice de densité relative du sol. Toutefois, les pentesd'évolution dépendent de la nature et de la granulomé-trie du sol. Kaga et Yonekura (1991) trouvent des résul-tats similaires pour différents sables injectés au gel desilice et précisent que la pente de la droite R. - f(Io) estfonction du coulis et de la surface spécifique du sol.
Les résistances les plus grandes, comme le laisseentrevoir la littérature (Saxena et Lastric o, L978 ; Zebo-vitz et al.,19Bg), sont obtenues pour le sable de Fontai-nebleau dont le diamètre moyen des particules est leplus faible . La résistance en compression simple croîtégalement lorsqu'on augmente le rapport C/E (Fig. 11).Mais son évolution n'est plus linéaire dans l'intervalledes valeurs étudiées, c'est-à-dire entre 0,17 et 0,44(Fig.11.). Sur cette figure, oD reporte les résultatsd'essais de compression simple réalisés sur des éprou-vettes de coulis pur, sur des éprouvettes de sable deFontainebleau d'indice de densité relative égal à 78%et sur des éprouvettes de sable de Fontainebleaud'indice de densité relative égal à 95 %. Les donnéesexpérimentales concernant le coulis ont été approchéespar une loi en puissance telle eue :
R... (MPa ) -
On suppose aussi que l'exposant N. qui caractérisela loi d'évolution de Ia résistance du sol injecté est reliéà l'indice de densité relative Io par la relation (Kaga etYonekura, 1991) :
N, = Nro - Nrr x Io (B)
Par identification avec Ie coulis pur (Io = 0), on établitQU€ :
Nro = N.D'où, finalement, la corrélation suivante :
Les essais de compression simple réalisés sur lesable de Fontainebleau d'indice de densité relatle 7\o/opuis 95 % conduisent ainsi aux corrélations suivantes :
- Id -78 "/o:
_T^d
R.,,i = (À. * Àn (sol,ro )) ,. [;]
Nç-N51r6 (9)
R.,,i (Io = 78 oÂ) = 4s,Bt[F] t't'
= 95 %r R.,ri (16 - 95 o/o) = 41,2t[9] ''t'LEI
ment. Pour le coulis étudié :
À. = 45,3 MPa et N. = 2,21,
On admet que la résistance en compression R..,, deséprouvettes de sol injecté suit également une loi enpuissance telle que :
I?t tc,si -
où R.,. est la résistance enexprimée en MPa, 1". et N.
où 1., dépend de la densitéphologiques des grains du
7," -)" +SC
compression du coulis purdeux constantes d'ajuste-
et des caractéristiques mor-sol. On propose la relation :
l,s (Id, sol)
Toutefois, les essais de résistance en compressionsimple ne sont en général pas suffisants pour avoir uneidée précise sur I'influence des facteurs clés. Les essaistriaxiaux présentés ci-dessous permettent de répondreà l'influence de la contrainte moyenne sur Ie comporte-ment des sols injectés.
ffiSeconde campagne d'essais : essais triaxiaux
Ces essais triaxiaux, consolidés et drainés, sanssaturation préalable des échantillons, ont été effectuésavec une vitesse de déformation de B,4x 10-6 s-1 sur deséprouvettes :
- de sable de Fontainebleau NE 34 (Id = 95 %) injectépar le coulis de rapport C/E = 0,172 puis 0,235(Fig .1,2a, b) ;
- d'alluvions anciennes de Type I (Io > 95 %) injectéespar le coulis de rapport C/E - 0,172 (Fig. 13) ;
- d'alluvions anciennes de Type II (lo > 95 %) injectéespar le coulis de rapport C/E - 0,172 (Fig. 14).
On compare sur la figure 15 le comportement desalluvions anciennes de Type I avant et après injection.Ces essais illustrent d'une manière générale l'effet del'injection sur le comportement des sols. On note ainsila nette amélioration apportée par le coulis tant sur larigidité initiale que sur la résistance maximale.
L'effet de la contrainte moyenne sur la rigidité ini-tiale semble par ailleurs plus faible dans le cas des solsinjectés que dans Ie cas des sols vierges de tout traite-ment. Par contre, I'évolution du déviateur maximal avecla contrainte appliquée signifie que le caractère frottantdu comportement, Iié au squelette granulaire, n'est paseffacé par l'injection.
Ces figures montrent également que le comporte-ment des sols injectés est de type contractant-dilatant.Une différence fondamentale apparaît cependant : letaux de dilatance est nettement plus élevé dans le casdes sols injectés. L'angle de dilatance mesuré lors d'unessai sur une éprouvette de sol inj ecté, comme on leverra plus loin, est toujours supérieur ou égal à l'anglede dilatance identifié à partir d'un essai sur le sol vierge
(5)^.(F)'
1,,(Id,sor,couris) t fS'f stto' sor' couris)
t'''rrr'^[E j (6)
66REVUE FRANçAISE DE GEOTECHNIQUEN" 1003e trimestre 2009
(7)
sF6-400
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3000
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0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035Déformation axiale r,
0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035
Déformation axiale r.,
(a)
0.005 0.01 0,015 0.02 0.025 0.03 0.035
Déformation axiale €'
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ffi(a)EssaistriaxiauxsurlesabledeFontainebleauinjectéparIecoulisderapportc/E=o,772.(b) Essais triaxiaux sur le sable de Fontainebleau injecté par le coulis de rapport C/E = 0,235.(a) Triaxial tests on the Fontainebleau Sand injected by the grout with a ratio C/E = 0.172.(b) Triaxial tests on the Fontainebleau Sand injected by the grout with a râtio C/E = 0.235.
sFc-100
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Déformation axiale e
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0.01 0.02 0.03Déformation axiale e
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1
Essais triaxiaux sur les alluvionsanciennes de Type I injectées.Triaxial tests on grouted Type I alluvial deposits.
0.01 0.02 0.03 0.04Déformation axiale e
0.0s
1
il.i:'i:iiiÏili:'iiliiiii'!.iiiiliii11;1[[l6i1ii!1,,,,
anciennes de Type II injectées.Triaxial tests on grouted Type II alluvial deposits.
61REVUE FRANÇAISE DE GEOTECHNIQUE
N"',I003e trimestre 2002
o'.=400kPaf
Alluvions Type I
o'- = 200 kPa injectées3
o' = 100 kPa3 o' = 400 kPa
tf ooêoôoooooË"î;il;'"î;;;;;r"'.- ^aoe- ,ooronûootrtrEÉErstrtrtrtrnn Vtgfggsf ^6oôô'--,r6qonEt7 - oe' _rElElH--
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Déformation axiale €
0.04 0.05
0.01 0.02 0.03 0.04 0.05
Déformation axiale r.,
Comparaison du comportement sur lesalluvions anciennes de Type I avant etaprès ir{ection.Comparison of the behaviour of Type I alluvialdeposits before and after grout injection.
ffiI nterprétation convention nelle
En reportant, dans le plan (p', q), les chemins decontraintes suivis au cours des différents essais, onconstate que les points figuratifs de la résistance maxi-male s'alignent suivant une droite de pente M. supé-rieure ou égale à la pente obtenue sur le sol vierfue. Lesvaleurs des pentes Mo sont données dans le Tableau III.Des augmentations de l'angle de frottement interne del'ordre de 1 à 2 degrés sont ainsi enregistrées pour leséprouvettes de sable de Fontainebleau (Tableau III).Ceci corrobore les observations expérimentalespubliées dans la littérature qui indiquent que l'angle defrottement interne n'est que peu modifié par l'impré-gnation du squelette granulaire par un coulis (Cambe-fort, 1967 ; Biarez et aL.,1998 ; Tailliez, 1998). Dans le casdes alluvions anciennes, l'augmentation de l'angle defrottement interne atteint des valeurs de l'ordre de 7 à9 degrés, qui s'expliquent en grande partie par la den-sité plus importante des alluvions mises en place dansla colonne.
Les enveloppes de résistance maximale étantapproximativement parallèles pour des échantillons desol vierge et de sol injecté, mis en place à un mêmeindice de densité relative, l'injection de coulis se traduitprincipalement par l'apparition d'une cohésion. Lavaleur de la cohésion dépend de (Tableau III) :
- la nature du sol : les essais réalisés ne permettent tou-tefois pas de proposer une loi d'évolution générale ;
- de son état de saturation initial : ure saturation du sol,préalablement à f injection, engendre une diminutionde la cohésion, toutes choses égales par ailleurs, del'ordre de 20 %. La saturation du sol engendre unedilution du coulis qui favorise son écoulement dans lespores et réduit la concentration de ciment dans unvolume du massif de sol ;
- de la teneur en ciment du coulis : une augmentationsubstantielle du rapport C/8, de 0,172 à 0,235, si ellegénère des pressions d'injection plus élevées qui peu-vent être préjudiciables aux ouvrages existants,engendre également un accroissement de la cohésionde 44 "/".
Les valeurs du coefficient de Poisson sont com-prises en général entre 0,2 et 0,3. Les valeurs dumodule sécant à l'origine de la courbe effort/déforma-
n2e,
de tout traitement. Cet angle diminue également avecla contrainte appliquée. De plus, alors que le taux dedilatance maximal coïncide avec le déviateur maximalpour un sol vierge, on s'aperçoit que, pour le solin3ecté, le comportement volumique est principalementcontractant jusqu'au déviateur maximal, la dilatancen'apparaissant qu'une fois ce déviateur maximal atteint.L'origine de ce comportement dilatant est probable-ment due à un mécanisme de dégradation progressivede la cimentation (comme semble le prouver le modede rupture par des fissures verticales) plutôt qu'à desdéplacements des grains les uns par rapport auxautres, par glissements et rotations.
tliiiiiiiii Paramètres des sols après injection.iiiiiliiiiiili:iiiliii|i'ffiffiffii{i''"""" ir;r^r;i.r, of the erasric perfectry piastic moder after injecrion.
SF+ C/E=0,1,72
SF+ C/E=0,235SF + eau + C/E -0,172AATI +C/E=0,172AATII+C/E=0,172
SF+ C/E=0,172SF+C/E-0,235SF+eau+ C/E=0.172AATI +C/E=0,172AATII +C/E=0,172
0,33
0,25
0,23
0,19
341
501
276
218
ô8REVUE FRANçAISE DE GÉOTECHNIQUEN'1003e trimestre 2002
313
tion, déterminées pour une déformation de l'ordre de10-3, sont considérablement accrues mais ne semblentpas être affectées par la contrainte latérale. Ceci laissepenser que le comportement des sols injectés, dans Iedomaine des faibles contraintes de cisaillement, estcontrôlé par le coulis. Au contraire, la dépendance dudéviateur maximal avec la contrainte appliquée montreque, dans le domaine des grandes déformations, le rôledu squelette granulaire, par le mécanisme de frotte-ment, ne peut être négligé.
-
Facteu rs d'a m éliorationA partir des essais triaxiaux présentés précédem-
ment, il devient possible de définir les facteurs d'amé-lioration des paramètres du modèle élastique plastiqueparfait. Les facteurs d'amélioration sont définis commele rapport R* :
D* _ R(injecté)If
R(vierge )
de la valeur du paramètre R pour le sol injecté sur iavaleur du même paramètre pour le sol vierge de touttraitement (Tableau IV).
On observe expérimentalement que le coefficient dePoisson des sols injectés ne diffère pas des valeurs cou-ramment considérées en mécanique des sols. Desvaleurs entre 0,2 et 0,3 sont tout à fait pertinentes à lafois pour le matériau vierge de tout traitement et pourle matériau injecté.
Par ailleurs, les lois d'évolution du module sécantE,".(r = 10- 3) (Tableau IV) en fonction de la contrainteappliquée étant différentes pour un sol vierge (loiapproximativement linéaire) et pour un sol injecté(quasi-indépendance du module en fonction de lacontrainte), le facteur d'amélioration sur le modulesécant Er..* diminue avec la contrainte appliquée. Desvaleurs comprises entre 2 (aux fortes contraintes) et B(aux faibles contraintes) sont déduites des essais réali-sés. Ceci signifie également que l'effet de l'injection sefait de moins en moins sentir pour des profondeurs deplus en plus grandes. Le facteur d'amélioration dépendégalement de la nature du traitement d'irljection et de lateneur en liant du coulis. Les facteurs d'améliorationdonnés ci-dessus sont valables pour un traitement deconsolidation des sols pour lequel du coulis à teneur enliant conséquente est injecté. Au contraire, les traite-ments visant à réduire la perméabilité d'un massif sefont souvent en injectant un coulis fortement dosé enbentonite et plus faiblement dosé en ciment. On retien-dra donc, pour un traitement de consolidation, qu'unfacteur d'amélioration minimal de 1,5 peut être consi-déré.
Cependant, en raison de la non-linéarité du com-portement des sols vierges ou injectés et des erreursliées à la méthode de mesure de la déformation axiale(erreur de planéité, de verticalité, déformabilité proprede la cellule), le module sécant E.^"(r - 10- 3) sous-estimele véritable module élastique, le"fiodule d'Young. Desmesures, par propagation d'ondes de compression lon-gitudinales, effectuées à la pression atmosphérique,donnent des valeurs du module d'Young de l'ordre dequelques gigapascals. Le facteur d'amélioration corres-pondant à de telles valeurs du module d'Young, dansle domaine des très petites déformations, serait donc
iiiiiiiiîi|Ïiiiiiiiiil:.ixffir,iil$iiiii F acteur s d' améliorati on.Improvement ratios.
AATypeI+ C/E-0,172(10) AA Type II + C/E = 0,172
au moins de 10. Des développements expérimentaux,,par suivi du module de cisaillement au cours d'un essaitriaxial au moyen de ben der elements par exemple, sontnécessaires pour confirmer d'une part le mécanisme dedéformation conduisant à la rupture et d'autre partpour avoir une idée plus précise sur le facteur d'amé-lioration du module en fonction du niveau de déforma-tion consid éré.
On peut admettre qu'un traitement par imprégna-tion de coulis ne modifie que peu l'angle de frottementinterne d'un sol. L'injection se traduit principalementpar l'apparition d'une cohésion qui peut se déduire soitdes essais triaxiaux, soit des relations (9) et (11).
n,1- sinrp' .À R.,ri2cos rp' (11)
REVUE FRANçAISE DE GEOTECHNIQUEN. 100
3e trimestre 2002
Dans le premier cas, les essais effectués montrentune dépendance de la cohésion vis-à-vis de la naturedu sol,, de son état de saturation, et surtout de la teneuren ciment du coulis. Dans le second cas, si l'on admetque l'angle de frotfement interne est maintenu constantau cours de l'injection, la valeur de la cohésion peut sedéduire des essais de résistance en compression simplesur le sol injecté et des essais triaxiaux sur le sol viergede tout traitement. Une marge de sécurité est toutefoisconsidérée : la cohésion introduite dans les calculsd'ouwages est réduite d'un facteur de sécurité 3 de tellesorte que, pour un sol ayant une cohésion initiale c'o^,
et pour lequel les essais donneraient une cohésio'ffmoyenne c'r,n après traitement, la cohésion de calculc'ru, vaut [c'rn' + (c'r,,., - c'rn/3)] à court terme. Un facteurréducteur de 6 peut être consid éré à long terme.
Enfin, on s'abstiendra de définir un facteur d'amé-Iioration sur l'angle de dilatance puisque les mé ca-nismes de déformation responsables de la dilatancesont différents.
69
SF + C/E - 0,172 22SF + C/E 2,6
AA Type I+C/E =0,172 2,4
AA Type II+CiE =0,172
SF+C/E=0,172SF+C/E=0,235
SF+C/E=0,172 + 341 kPa
SF+C/E=0.235 + 501 kPa
+ 218 kPa
+ 313 kPa
EConclusion
Cette étude démontre le bien-fondé d'une prise encompte systématique, dans les calculs d'ouvrages, del'amélioration des propriétés mécaniques des sols parune injection de coulis à base de ciment ultrafin. D'unepart, cette prise en compte de l'augmentation de la rigi-dité et de la résistance des sols injectés, moyennant laconsidération de facteurs de sécurité, peut se traduirepar des économies substantielles sur les ouvrages desoutènement à court terme (entre un à six mois, duréemoyenne des travaux d'excavation par piot d'injection),mais également à long terme, puisque la plupart descoulis de nouvelle génération ont un effet pérenne.D'autre part, les injections de coulis permettent dediminuer les risques sur le bâti existant par une réduc-tion de l'amplitude des déformations induites dans lesol lors de la construction des ouvrages.
Nous proposons des valeurs des facteurs d'amélio-ration des paramètres du modèle élastique plastiqueparfait. Ces valeurs ne s'appliquent, dans un premiertemps, qu'au comportement à court terme, notreconnaissance plus restreinte du comportement à longterme nous obligeant à une certaine prudence. Dansces conditions, on peut considérer les facteurs d'amé-lioration suivants pour un sable injecté à l'aide d'uncoulis à base de ciment ultrafin parfaitement mis enGUVTE :
- pas de prise en compte d'amélioration pour l'anglede frottement interr€ ;
Bibliographie
- amélioration de la cohésion c' fonction de Ia teneuren liant du coulis et du sol. La cohésion est réduite d'unfacteur de sécurité 3 à court terme et de 6 à long terme;
- module d'Young E : facteur d'amélioration de 1,5pour le court terme et 1 pour le long terme.
Ces propositions ne résultent bien évidemment quede I'analyse conservatrice des conclusions de cetteétude au travers de l'expérience acquise par la RATPsur les chantiers d'injection. Celle-ci doit être confor-tée et étendue à d'autres sites et à d'autres matériaux.En particulier, le facteur d'amélioration sur le moduletangent à l'origine des courbes effort-déformationsous-estime probablement la véritable amélioration dumodule d'Young et du module de cisaillement dans ledomaine des très petites déformations. Les perspec-tives de cette étude visent donc essentiellement à pro-poser des facteurs d'amélioration des propriétés élas-tiques des sols dans le domaine des petites et trèspetites déformations.
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