Stabilité des talus : 2. Déblais et remblais

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XR est un facteur correctif tenant compte de la vitesse d'essai. fi A est un facteur correctif tenant compte de l'anisotropie. Il est encore trop tôt pour donner des valeurs numériques de /JLR et p A, on se limitera à l'évocation de quelques données expérimentales. On notera, par ailleurs, que cela ne concerne pas le phénomène de rupture progressive. Concernant l'incidence de la vitesse d'essai, on observe qu'il y a une différence considérable entre les temps nécessaires pour mobiliser la résistance au cisaillement, d'une part au cours d'un essai scissométrique, d'autre part au cours d'une rupture, les facteurs d'échelle, apparents sur la figure 21, sont de l'ordre de 10" à 10 5 : on conçoit que cela ait quelque importance sur la valeur de la cohésion non drainée G. F 1,60 1,50 1,40 1,30 - Ruptures expérimentales Essai scissométrique en place PC Ci a, VA 1,20 1 10 io2 io' io4 io5 to6 Constructionscourantes )0 7 t (mn) 1 mois 4 mois 1 semaine 2 mois Fig. 21. — Représentation de l'échelle des temps de l'essai au scissomètre et de la construction des remblais. Les mesures de G, fonction du temps, indiquées dans la bibliographie proviennent essentiellement d'essais UU classiques à l'appareil triaxial. Elles sont assez dispersées mais donnent des valeurs d'autant plus faibles que le temps d'essai est plus long. Les réductions peuvent atteindre le tiers ou la moitié de la valeur initiale. Des résultats plus homogènes provenant d'essais consolidés anisotropes, non drainés (CAU), réalisés à l'Institut géotechnique norvégien, confirment nettement ce phénomène. L'anisotropie intervient à deux titres sur la valeur du coefficient de sécurité F : — compte tenu de son mode de formation le sol peut présenter une anisotropie naturelle, — selon sa forme, la courbe de rupture mettra plus ou moins en relief ce caractère anisotrope. Le second point étant essentiellement lié à une question de calcul, on se contentera d'en illustrer l'effet sur un exemple traité dans le cas du remblai de Lanester. La figure 22 montre une courbe non circulaire pour laquelle le coefficient de sécurité F calculé en fonction d'une cohésion isotrope est égal à 1,14; le graphique montre l'évolution de F lorsque l'on tient compte d'une anisotropie de G telle que : (G) venical fc(G) horizontal ; la loi de variation de G en fonction de l'inclinaison du segment courbe étant elliptique. On observe que l'influence de l'anisotropie est relativement importante, F passant de 1,14 à 0,94 lorsque k varie de 1 à 2, l'effet étant plus marqué aux petites valeurs de k (1 à 1,20). L'anisotropie de la cohésion G a été étudiée soit en place, avec des essais scissométriques et des essais de cisaillement directs, soit en laboratoire en exécutant des essais qui simulent les évolutions de contraintes en place (cf. § calculs en déplacements). Les recherches utilisant le 94 0,95. F 1 1 1,3» Fig. 22. — Influence de l'anisotropie de résistance au cisaillement sur le coefficient de sécurité. scissomètre en place visent à évaluer séparément, en pratiquant des essais spéciaux, la cohésion mobilisée horizontalement et verticalement. G. Aas (1965-67) utilise des moulinets d'élancement très divers (largeur des pales de 65 à 130 mm, hauteur de 65 à 260 mm) qui mobilisent, dans des proportions variées, chacune des deux valeurs de la cohésion. Ces conclusions, qui ne concernent que les argiles sensibles norvégiennes, (G)v montrent que le rapport "! v varie de 1 à 0,5. Ces (G)H résultats ont été confirmés par E. Di Biaggio et G. Aas (1967) qui ont exécuté des essais de cisaillement plans en place. Des résultats différents ont été trouvés en France par H. Lemasson (cf. article dans cet ouvrage). Il utilise un moulinet composé de trois éléments, l'élément central pouvant être entraîné séparément des éléments supérieur et inférieur, ce qui permet la mobilisation successive de la cohésion verticale et de la cohésion horizontale. Sur des sols normalement consolidés (au sens géologique), en Bretagne, et en retenant l'hypothèse d'une répartition uniforme de la cohésion sur les faces du cylindre découpé par le scissomètre, on trouve que : (G). (G)„ = 1,33. Calculs à la rupture en contraintes effectives Il est théoriquement possible d'exécuter les calculs de stabilité à la rupture, non seulement en contraintes totales, mais aussi en contraintes effectives. Dans ce cas, la résistance au cisaillement maximale s'exprime en fonction des paramètres effectifs c' et ip' : T* = c ' + (a - u ) tg
C A L C U L S PRÉLIMINAIRES A PARTIR DES V A L E U R S ESTIMÉES DE L A PRESSION INTERSTITIELLE L'évaluation des accroissements Au de la pression interstitielle peut s'effectuer soit à l'aide de méthode relativement simples (à partir des accroissements de contraintes totales calculées par la théorie de l'élasticité) soit par des méthodes plus complexes faisant appel aux lois de comportement des sols de fondation et à des traitements numériques sophistiqués. Méthodes simples Quatre formules classiques permettent l'évaluation de Au à partir des accroissements Acr¡, Aa 2, ACT 3 des contraintes principales totales (ou de Ao-„, contrainte verticale totale) : Aw=Ao-„ (1) (composante verticale de la contrainte), Au =|(Ao-, + Ao-2 + Ao-3) = Ao-oC, (2) (matériau élastique idéal), Au = Ao~i + A (AfTi — Ao~ 3) (formule de Skempton faisant intervenir le paramètre A à déterminer expérimentalement). Cette formule peut également s'écrire : Au = |(Ao-, + 2 A0-3) + "5) (ko-, - A0-3). Au = I (Ao-, + Ao-2 + ACT 3) + a V(Ao-, - Ao-2) 2 + (Ao-2 - Ao-,) 2 + (A
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