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REVUEFRANÇAISEDEGEOTECHNIQUE~Directeur de la Publication: P. HabibPrésident du Comité de Direction : B. HirschComité de Direction: J. Salençon - M. Panet - M. Rat - C. AzamComité de Rédaction :E. Absi - F. Bonnechère - C. Bordet - P. Duffaut - J. Kérisel -P. La Rochelle - G. L'Hériteau - P. Londe - L. Parez - F. SchlosserSecrétaire : B. MandagaranCommission paritaire nO 60855ISSN 0181 - 0529Revue trimestrielleAbonnement 1987 (numéros 38 à 41) franco: 435 FPrix au numéro franco : 124 F(valable également pour les numéros anciens)Sommaires des numéros anciens sur demande.La revue est expédiée par avion dans les D.O.M.-T.O.M. et à l'étranger.Presses de l'Ecole Nationale des Ponts et Chaussées28, rue des Saints-Pères, 75007 ParisLes articles publiés dans cette revue n'engagent que la responsabilité de leurs auteurs.Tous droits de reproduction, de traduction et d'adaptation réservés pour tous pays.© 1987re&Ses de récole nationale desanis et chaussées

REVUEFRANÇAISEDEGÉOTECHNIQUEN° 392 e TRIMESTRE 1987sommaireétude des mécanismes à l'origine de l'activité microsismique liée à des injections d'eaudans un massif granitique 5Sh. Talebi - F.H. Cornetsable d'Axios sous contraintes multiaxiales 17C.A. Demiris - I.A. Bakassis - C.A. Schinasanalyse de la sécurité des fondations superficielles vis-à-vis d'un' défaut de portance :effet de la variabilité spatiale des paramètres du sol 33J.L. Favre - B. Genevoisétude des propriétés d'une argile sensible au pressiomètre autoforeur 41M. Roy - T. le Chi Thienréalisation de la fouille de l'usine de Brégnier-Cordon 55M. Llopisbéton compacté ou remblai rigidifié 61E. Ledeuilinformations 67

étude des mécanismes à l'origine de l'activité microsismiqueliée à des injections d'eau dans un massif granitiqueanalysis of mechanism of microseismicity induced by waterinjections in a granitic rock massSh. TALEBI, F.H. CORNETLaboratoire de SismologieInstitut de Physique du Globe de Paris *RésuméUn essai d'injection d'eau a été réalisé dans le massif granitique du Mayet-de­Montagne (Allier) à 443 m de profondeur à un débit moyen de 1,2 m 3 /min pour unvolume total injecté de 115 m 3 . Au cours de cet essai seize stations d'observation,placées dans des forages situés à des distances du forage d'injectionvariant de 30 m à 550 m et ayant des profondeurs variant de 23 m à 250 m, ontété utilisées pour étudier l'activité microsismique (10-2000 Hz) liée à ces injections.Des signaux ont été observés sur l'ensemble des stations du réseau. t.a projection,dans le plan horizontal, des hypocentres des événements à l'origine de cessignaux se distribue dans une zone allongée, d'orientation approximative nordsud.Les mécanismes au foyer de ces événements ont été déterminés à partir dessens du premier mouvement des ondes P, ainsi que du diagramme de polarisationdes ondes S. Ils sont caractéristiques de mouvements de cisaillement. Deuxfamilles de plans nodaux ont été obtenues: N 48° ± 8° E de pendage 85° ± 5°et N 140° ± 10° E de pendage 60° ± 8°. Ces plans sont inclinés par rapport àla direction d'écoulement dans le massif. Cette observation permet de conclureque les événements microsismiques observés sont liés à des microglissementsle long de fractures préexistants recoupant la fracture principale dans laquelleintervient l'écoulement. L'analyse spectrale des signaux a montré l'incertitudequi affecte la détermination des paramètres caractérisant la source, du fait del'atténuation des signaux intervenue lors de la propagation dans le massif.AbstractThe microseismic activity (10-2000 Hz) induced by a water injection realised in thegranitic rock mass of Le Mayet-de-Montagne in central France was monitored by asixteen stations network. 3-0 seismometers were lowered at the bottom of boreholeswith depths ranging from 23 m to 250 m, set at various distances from theinjection weil (from 30 m to 550 m).* 4, place Jussieu, 75230 Paris Cedex 05, tour 14, 4 e étage.The projection on a horizontal plane of the hypocenters of the events observed onnearly ail the stations shows a zone elongated in the North-South direction.The focal mechanisms of these events were determined from the sens of firstmotion of P-waves and from the polarization direction of S-waves. They are caracteristicof shear events. The following nodal planes were obtained : N 48 ° ± 8 ° Edipping 85° ± 5° and N 140° ± 10° dipping 60° ± 8°. These planes are inclinedwith respect to the flow direction in the rock mass. We concluded from this observationthat the microseismic events were generated by shear failures along thepreexisting fractures intersecting the fracture in which the main flow occured. Thespectral analysis of the signaIs outlined the difficulty for determining the sourceparameters because of attenuation effects affecting the signaIs.

6 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE1. INTRODUCTION • Station 3 composantesL'injection de fluide dans un massif rocheux peu perméablepeut donner lieu à une activité microsismiquede haute fréquence. La localisation de la source decette activité fournit des informations concernantl'écoulement du fluide dans le massif car elle est causéepar des variations de pression interstitielle dans lemassif.Le but des essais décrits ci-après était de préciser lasource de ces événements : ouverture d'une fracturehydraulique ou glissements suivant des fractures naturellespréexistantes. Ces essais ont été conduits sur lesite du Mayet-de-Montagne situé à 25 km au sud-estde Vichy dans l'Allier (fig. la). Ce site a été initialementchoisi pour effectuer des mesures de flux de chaleurpar l'Institut National des Sciences de l'Univers. Il a étéconsacré par la suite à des essais de faisabilité quant àl'extraction de la chaleur des roches chaudes et sèches.• Station à corrposante verticale'::-'::-.:."'::::'.\.,>....",",3.:.:",': 2 ,~,../,'. ,.:.,'le 1 U :.~• • \\...}. PUITS D'INJECTION(III-B)IQOm>-----

ÉTUDE DES MÉCANISMES A L'ORIGINE DE L'ACTIVITÉ MICROSISMIQUE LIÉE A DES INJECTIONS D'EAU 7If).-lCl..2:1VlwI-()RLOGEEnregis \reur-Lec teurMul tiflexeur 14 Pistes101 Tra ceu r]812 PistesMultiplexeur2 G ou L 0Mu1tiplexeu rO·3:LCl:f--l LL«Multiplexeur14111- 2Multiplexeur5Fig. 2. -Schéma du système d'acquisition des données.DE BI T( m 3 /mln)z0~ 1,2Cf)Cf)w PRESSION(MRJ)0,8a:0- 16,5........ 13,0l- 110mEVI EV2 EV3'l:5(1)13h45 14h00 14 hl5 14h::D 14h 45 TEMPSZ 3 (2)01,4 m/fnlntBw8: 18,5 MPot:CD'W EV4 EV5 EV6017h00 17h 1519h4531,4 m/fnln19,0 MPo20h00(3 )Fig. 3. -Variations en fonction du temps de la pression en tête de puits et du débit d'injectionpendant les trois périodes d'injection 1, 2 et 3.L'instant d'apparition des six événements (EV1 à EV6) est également indiqué.

8REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE1 600 Bpi. Durant l'enregistrement sur le terrain, lesonze composantes verticales des sismomètres étaienttracées sur papier, ce qui a permis de suivre en tempsréel le bon déroulement des opérations. Pour les stationslointaines à une seule composante, l'enregistrementdes données ainsi que celui du temps codé émispar voie hertzienne vers toutes les stations se faisaienten mode F.M. sur un magnétophone installé à côté dechaque station.Pendant le deuxième essai d'injection décrit ci-après,en plus du réseau déjà mentionné, une sonde troiscomposantes développée par l'Institut Français duPétrole (I.F.P.) était ancrée à 173 m de profondeurdans le forage III-2, situé à une trentaine de mètres dupuits d'injection. La particularité de cette sonde provientdu fait que les capteurs sont des accéléromètresayant une réponse uniforme jusqu'à 4 000 Hz. Lessignaux de cette sonde ont été numérisés à unecadence de 9616 mots/(voie.sec.) puis multiplexésavant l'enregistrement en mode direct sur une piste del'enregistreur magnétique.(Ol3. LES ESSAIS D'INJECTIONDeux essais d'injection ont été réalisés: le premier delongue durée à faible débit et le deuxième de courtedurée à fort débit.Lors du premier essai d'injection réalisé à 317 m deprofondeur un volume total de 40 m 3 sous des pressionsde 7 à 9 MPa a été injecté avec un débit constantde 1,4 m 3 /h. De très faibles signaux ont été reçus surle seul sismomètre à 250 m de profondeur. L'originede ces signaux n'a pas encore été élucidée, mais leurforme semble indiquer qu'ils ne sont probablement pasde même origine que les signaux décrits ci-après.Le deuxième essai d'mjection a été réalisé à 443 m deprofondeur et s'est déroulé en trois étapes: des volumesde 61 m" 28 m 3 et 26 m 3 d'eau ont été injectéssous des pressions moyennes en tête de puits de 13,5,18,5 et 19,0 MPa respectivement, pour des débits de1,0 et 1,4 m 3 /min (fig. 3).Lors de cet essai, un ensemble de six événementsmicrosismiques a été ressenti. Malheureusement lepremier événement est intervenu lors d'un changementde bande magnétique et n'a de ce fait pu êtreenregistré que sur les quatre stations autonomes.Cependant, les cinq autres événements ont été correctementenregistrés : ils ont été ressentis par un trèsgrand nombre de stations.La figure 4 représente des exemples de signaux enregistréspour différentes stations pour les événements 5et 6. On y constate des arrivées nettes pour les ondes Psur pratiquement toutes les stations et des arrivées plusou moins nettes des ondes S sur un certain nombred'entre elles. L'amplitude des phases S dépasse généralementcelle des phases P.4. LOCALISATION DES ÉVÉNEMENTSLa localisation d'un événement consiste à déterminerles coordonnées X, Y, Z du foyer et le temps t auquell'événement est intervenu. La précision de la déterminationdépend du nombre de données disponibles, unFig. 4. - Exemples des trois composantes (Z, L et T)des signaux observés: a) sur la station ///-4 à 250 mde profondeur pour l'événement 6, b) sur les stations4 à 10, à 23 m de profondeur, pour l'événement 5.Pet S indiquent les temps d'arrivée des ondes Pet Ssur chaque station.minimum de quatre valeurs indépendantes étant indispensable.Cette localisation a été obtenue par une méthode itérativebasée sur la détermination des temps d'arrivée desondes P et S. A partir des lectures des temps d'arrivéeon choisit a priori un foyer et un temps approximatifpour un événement donné. Etant donné les vitessesdes ondes P et S dans le milieu, ce choix conduit à calculerle temps d'arrivée de ces ondes sur chaque station.On cherche alors la solution x, y, z et t qui minimisela somme des carrés des erreurs entre les tempsobservés et les temps calculés pour les stations.Nous avons modifié la méthode des premiers tempsd'arrivées pour tenir compte de l'anisotropie de vitessedes ondes P et S dans le milieu. La méthode consiste àmesurer les vitesses suivant des trajets voisins de ceuxdes signaux des sources attendues et à inclure ces vitessesdans les itérations. Pour ce faire, un tir de15 grammes de dynamite a été effectué à 480 m deprofondeur dans le forage d'injection, côte qui avait étéinitialement choisie pour l'injection à fort débit. Lessignaux émis ont été enregistrés par toutes les stationsdu réseau, l'instant du tir étant déterminé par un détonateurde surface branché en série avec le circuitd'amorçage de l'explosif. Ainsi la connaissance destemps de parcours et des distances parcourues a permisde déterminer les vitesses des ondes P et S pourdifférentes directions source-station. Les événementsattendus devant être peu éloignés du point de tir, cettedétermination du champ des vitesses était supposéebien approcher les vitesses réellement intervenues lorsde la propagation des signaux.

ÉTUDE DES MÉCANISMES A L'ORIGINE DE L'ACTIVITÉ MICROSISMIQUE LIÉE A DES INJECTIONS D'EAU 9Toutefois, un problème technique a compliqué cesdéterminations: le détonateur de surface s'est révélélégèrement asynchrone vis-à-vis de celui de l'explosif etdes erreurs de quelques millisecondes sont apparuesdans la détermination de l'instant du tir (ta).Pour résoudre ce problème, nous avons utilisé un diagrammede « Wadati». Il s'agit de reporter sur l'axe desabscisses le temps de parcours de l'onde P (tp;) et surl'axe des ordonnées l'écart entre les temps de parcoursde l'onde S et de l'onde P (ts;-tp;) pour différentes stations.L'intersection de la droite qui passe par cespoints avec l'axe des abscisses donne le temps dedéclenchement du tir. La pente de cette droite est unefonction du coefficient de Poisson dans le milieu. Nousavons obtenu ainsi un décalage de trois millisecondessur l'instant du tir initial déterminé à partir du détonateurde surface et un coefficient de Poisson égal à 0,27pour le massif.Plon Horizonto lr;N10mev2ev 3 xxPlan"ev3l" ev2Vertico lev4Fig. 5. - Projection des hypocentresdes événements: a) dans un planhorizontal, b) dans un plan verticalorienté nord-sud.(/) est le point d'injection.Les vitesses des ondes P et S ont pu être déterminéesavec précision. Celles-ci varient de 5440 mis à5 740 mis pour les ondes P et de 3 070 mis à3 260 mis pour les ondes S (TALEBI, 1986).La figure 5 montre la projection sur des plans horizontauxet verticaux des hypocentres des événements 2 à6. Les résultats indiqués sur cette figure suggèrent quel'écoulement est intervenu dans une zone d'orientationapproximativement nord-sud. Ce résultat est à rapprocherdu fait que les diagraphies thermiques et électriquesainsi que l'analyse de la géochimie des eaux duforage avaient mis en évidence à 472 m de profondeurune fracture sub-verticale, d'orientation N 173° E,siège d'une circulation naturelle d'eau.Il paraît donc probable que les fractures engendrées àla paroi du forage (quatre fractures ont été mises enévidence au moyen d'un obturateur d'impression: troisfractures de pendage compris entre 27° et Il° et unefracture sub-verticale (87°) d'orientation N 73° E) ontrapidement recoupé cette fracture majeure qui a alorsagi comme drain principal de l'écoulement.5. DÉTERMINATION DE L'ORIENTATIONDES SISMOMÈTRESComme nous l'avons déjà mentionné les sismomètresutilisés lors de ces essais comportent chacun trois géophonesdans trois directions orthogonales entre elles :une dans la direction verticale (Z) et les deux autresdans deux directions horizontales (L et T). Si la directionverticale est la même pour tous les sismomètres àquelques degrés près (les sismomètres cylindriques ontun diamètre de 80 mm et une longueur de 25 cm, lediamètre des forages étant lui de 100 mm) il n'en estpas de même pour les directions horizontales. En effet,lorsqu'un sismomètre est descendu dans un forage,aucune information sur l'orientation de ses composantesL et T n'est disponible étant donné que celui-ci necomporte pas de boussole incorporée. Or, la connaissancede l'orientation de directions L et T des sismomètress'impose pour l'étude de la polarisation dessignaux.L'orientation des composantes Let T de chaque sismomètrea été déterminée par la méthode des hodogrammesqui permet de définir la direction de polarisationdes ondes P de signaux engendrés par des tirs de dynamiteeffectués dans différents forages du site. Parmi lesneuf tirs étudiés, cinq ont été réalisés dans un ensemblede forages distants l'un de l'autre de moins de 30 m etles quatre autres dans des forages situés à plus de200 m du forage d'injection ceci dans le but d'obtenirdes ondes P arrivant dans différentes directions.L'angle que fait la composante L d'un sismomètre avecle nord géographique peut être déterminé à partir dechaque hodogramme étant donné que la position de lastation et du point de tir sont connues. La précision desdéterminations s'est révélée être de quelques degrés(TALEBI, 1986).6. SOURCES POSSIBLES D'ACTIVITÉMICROSISMIQUEL'injection d'eau dans un massif rocheux peut provoquerdeux types de ruptures susceptibles de donner

10 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEnaissance à des événements microsismiques : la propagationsaccadée d'un front de fracture hydrauliquesous l'effet de la pression de fluide ou la rupture parcisaillement le long de fractures préexistantes du faitdes augmentations locales de pression interstitielle(fig. 6). Pour le premier mécanisme, la fracture se propageperpendiculairement à la contrainte principaleminimum, suivant la théorie classique de la fracturationhydraulique. Le deuxième mécanisme est lié à la diminutionde contrainte normale effective supportée par leplan de fracture. Ce phénomène est illustré sur la figure6 par le glissement du cercle de Mohr vers la gauche,du fait de l'augmentation de pression interstitielle. II y arupture pour les plans de faiblesse tels que l'extrémitédu vecteur contrainte supporté par ces plans se trouveà gauche de la courbe caractéristique du critère de rupture(une droite dans le cas d'un critère de Coulomb).Les signaux émis par ces deux types de mécanismessont différents tant dans leur nature que dans leurforme. Nous allons présenter les résultats théoriquesconcernant chaque type de mécanisme afin de dégagerdes critères permettant de les distinguer.6.1. Propagation d'une fracture hydrauliqueAKI et al. (1977) ont étudié l'émission de l'énergie sismiquepour une fracture se propageant du fait d'unepression de fluide. Ils considèrent que cette propagationne peut pas libérer d'énergie sismique dans unmilieu parfaitement homogène car ils supposent que lefluide ne pénètre pas jusqu'au fond de la fracture etdonc qu'un gradient de pression négatif existe dès quela fracture se propage. Ce gradient négatif a pour effetde stopper la propagation, laquelle se fait en conséquencede façon quasi-statique, donc asismique. Toutefois,ce mécanisme peut créer des événementsmicrosismiques, d'après les mêmes auteurs, en présenced'hétérogénéités de résistance ou quand il existe unedifférence entre le facteur d'intensité de contrainte stati-Mécanisme 1\M éconisme '2ocCritère dePLAN DE.FAILLE Coulomb~6ï....--: *.0-1 4' \ "']Fig. 6. - Description schématique des mécanismessusceptibles d'engendrer des événementsmicrosismiques.que et le facteur d'intensité de contrainte dynamiquedans le milieu.Des résultats récents obtenus au laboratoire ont montréqu'une fracture hydraulique se propage de façon saccadéedans du plexiglass, matériau parfaitementhomogène (RUMMEL, 1985). II semble donc acquisque la propagation d'une fracture hydraulique soit unesource possible d'émission microsismique.La conclusion principale de l'étude de AKI et al. (1977)concerne la forme du spectre des événements émis. Eneffet, cette étude montre que la propagation saccadéedu front de fracture hydraulique induit des signauxdont l'énergie est concentrée autour d'une ou plusieursfréquences qui dépendent de la longueur de la fracture.Lorsque ces événements sont suffisamment rapprochésdans le temps, ils seraient susceptibles d'êtresource de «tremor}), phénomène vibratoire continuobservé notamment lors des éruptions volcaniques.CHOUET (1981) a proposé un modèle de propagationde fracture par ouverture de mode 1(selon la classificationd'IRWIN, 1957) et montré que pour ce type derupture le sens du premier mouvement de l'onde Pestune compression dans toutes les directions de l'espace.Ceci semble être en accord avec les résultats obtenusau laboratoire par SAVAGE et MANSINHA (1963)pour ce type de mécanisme.6.2. Rupture par cisaillement le longd'une fracture naturelleCaractéristiques spectrales des signaux émisLa deuxième source possible de vibrations du fait del'injection de fluide dans un massif rocheux provientdes microglissements induits par les variations de pressioninterstitielle (RALEIGH et al., 1972; BLAIR et al.,1976; PEARSON, 1981). Depuis longtemps les sismologuesétudient le champ des vibrations associées àun relâchement de la contrainte de cisaillement le longde surfaces planes. De nombreuses informations sontmaintenant disponibles à ce sujet, notamment en cequi concerne le spectre de Fourier de l'amplitude desdéplacements pour les ondes P et pour les ondes S(KEILIS-BOROK, 1960; BRUNE, 1970; MADA­RIAGA, 1983). Nous nous contenterons de rappelerun certain nombre de résultats sans fournir les démonstrationscorrespondantes.Dans le domaine des basses fréquences, l'amplitudedes spectres de déplacement, tant pour les ondes Pque pour les ondes S, est constante, proportionnelleau moment sismique Mo et inversement proportion-·nelle au module de cisaillement dynamique du matériauf1.. Rappelons que le moment sismique associé àun déplacement instantané u, uniforme, le long d'unesurface plane d'aire A est égal à f1. uA; il caractérisel'intensité de l'événement. Considérant le spectre desondes S, si Do(s) est l'amplitude du plateau observé,KEILIS-BOROK (1960) a montré que:où:pdfJRS0 (s)3 Do(s)(s)Mo = 4 npdfJ RS0(1)est la densité du matériau;est la distance source-capteur;est la vitesse des ondes S ;est un scalaire qui reflète le diagramme deradiation de l'onde S.

ÉTUDE DES MÉCANISMES A L'ORIGINE DE L'ACTIVITÉ MICROSISMIQUE LIÉE A DES INJECTIONS D'EAU 11Cf'o...J\\[0(5) fo(P)1 11 1---J~h­1 13 11 1IlLog frequenceFig. 7. - Spectres de déplacements théoriquespour ronde P et pour ronde S selon le modèlede dislocation de Brune (d'après Hanks et Wyss, 1972).Dans le domaine des hautes fréquences, l'amplitudedu spectre oscille, les maxima décroissant selon unepuissance négative de la fréquence.BRUNE (1970) a montré que pour ce type de rupture,la fréquence à partir de laquelle apparaît la décroissancede l'amplitude, appelée fréquence-coin, dépenddes dimensions de la source et de l'orientation de ladislocation vis-à-vis du point d'observation. HANKS etWYSS (1972) ont montré que pour ce modèle, desrésultats comparables pouvaient être obtenus pourl'onde P (fig. 7).sHzDepuis, de nombreux auteurs (voir par exempleSAVAGE, 1974; MADARIAGA, 1976; HARTZELLet BRUNE, 1977) se sont intéressés à la relation quiexiste entre les dimensions de la source et la fréquencecoin. Ils ont ainsi mis en évidence la dépendance decette relation vis-à-vis du modèle interprétatif. BRUNEet al. (1979) dans une étude comparée des différentsmodèles concluent que cette relation peut s'exprimerpar:(2)où :r est le rayon de la source supposée circulaire;f e est la fréquence-coin pour le spectre des ondes S ;K est un facteur de proportionnalité.K dépend du type de rupture et de la position du pointd'observation vis-à-vis de la dislocation. Ces auteursconcluent que K peut varier de 0,2 à 0,5. Ils proposentde retenir la valeur moyenne de 0,33 indépendammentdu modèle retenu et de la position de la station.Un dernier paramètre important peut être calculé àpartir de la connaissance du moment sismique et de lagéométrie de la source à savoir la chute de contrainteassociée à la rupture. L'estimation de ce dernier paramètredépend lui aussi des hypothèses faites sur lasource (voir par exemple MADARIAGA, 1979). Dansle cas d'une fracture circulaire donnant lieu à une ruptureuniforme sur toute sa surface, MADARIAGA(1979) propose la relation suivante:Mo6.a = (3)0,73 rrr 3Il est donc possible de définir trois scalaires caractérisantapproximativement la source :- le moment sismique Mo calculé à partir du plateaubasse-fréquence du spectre des déplacements;- le rayon moyen de la source calculé à partir de lafréquence-coin du spectre de l'amplitude des déplacements;- la chute de contrainte moyenne associée à la dislocationcalculée à partir du moment sismique et durayon de la source.Normale à la faillePlan auxiliaireNormale à la faillePlan auxiliairePlan .de faillePlan dl'! f" ille--f''7-~r,-~Vecteurde glisserrent\ /• f'P: A:

12REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEOn remarquera que le rayon de la source n'est connuqu'à un facteur deux près étant donné la grandedépendance de la fréquence-coin vis-à-vis du modèlede source retenu. De ce fait la détermination de lachute de contrainte, qui en elle-même représente déjàune valeur moyennée sur la surface de glissement,n'est que très approximative. Elle fournit néanmoinsun ordre de grandeur intéressant.Diagramme de radiation des ondes P et SNous allons rappeler ici quelques aspects de la radiationde l'énergie sismique libérée par une rupture deglissement. La figure 8 résume les caractéristiques decette radiation pour les ondes P et S dans toutes lesdirections de l'espace.Le sens du premier mouvement pour l'onde P est unepropriété importante (voir fig. 8a). L'espace est divisépar rapport au sens de premier mouvement en quatrequadrants: deux de compression et deux de dilatation.Ils sont séparés par deux plans nodaux dont un correspondau plan de rupture. L'amplitude du premiermouvement est nul sur les plans nodaux et maximumsur les deux axes P (compression) et T (dilatation).Sur la figure 8b la direction de polarisation de la composantehorizontale de l'onde S est représentée parune flèche : elle varie avec la direction des rais sismiquesdans l'espace. Sur ce diagramme, il n'existe pasde plan nodaux mais des axes nodaux qui coïncidentavec les axes P et T du diagramme précédant. Les flèchesdivergent de l'axe P, convergent vers l'axe T etsont perpendiculaires aux deux plans nodaux du diagrammede l'onde P.Le diagramme de radiation de l'onde P et, en présenced'ondes S claires, le diagramme de polarisation decelles-ci sont utilisés pour déterminer les plans nodauxet le vecteur de glissement associé à un séisme. Notonsque ces diagrammes ne permettent pas de déterminerlequel des deux plans nodaux est le plan de rupture.Pour les séismes, la détermination de ce dernier faitintervenir d'autres données telles que la trace de lafaille de glissement à la surface ou la localisation desrépliques.7. RÉSULTATS OBTENUSAU MAYET-DE-MONTAGNE7.1. Les mécanismes au foyerLa série de tirs de dynamite effectuée pour déterminerla loi de vitesse, a également permis de vérifier quepour ces sources des ondes de compression étaientobservées sur toutes les stations du réseau. Ce résultatpermet de conclure que les sens des premiers mouvementsobservés sont bien représentatifs des mouvementsdu terrain.Le mécanisme au foyer établi pour l'événement 5d'après le sens du premier mouvement de l'onde Pestindiqué sur la figure 9a. On y distingue deux plansnodaux: N 53° E de pendage 85° et N 145° E dependage 68°.La figure 9b montre, pour le même événement, le diagrammede polarisation de la composante horizontalede l'onde S pour des sismomètres trois composantesdu réseau. On retrouve assez bien le diagramme prévupar les modèles de rupture par glissement : des flèchesdivergentes de l'axe de pression, convergentes versl'axe de tension et approximativement perpendiculairesaux plans nodaux au voisinage de ces deux plans.La précision de la détermination de ces deux plans estinférieure à 10° pour cet événement. En effet, des stationssont présentes au voisinage de ces deux plans cequi permet de bien les définir. D'autre part, les directionsde polarisation de l'onde S semblent assez préciseset les erreurs ne devraient pas excéder 10°.Les cinq mécanismes obtenus sont semblables entreeux, surtout pour les événements 2, 3, 5 et 6. Lesplans nodaux de ces mécanismes peuvent être résumésde la façon suivante: N 48° ± 8° E de pendage85° ± 5° et N 140° ± 10° E de pendage 60° ± 8°.Lorsque l'on compare les traces des signaux obtenuspour les événements 2 et 3, ces dernières sont quasimentsuperposables, ce qui laisse supposer qu'ils ontété causés par des glissements le long du même plande fracture. Le vecteur reliant la projection horizontaledes hypocentres de ces deux événements s'orienteN 137° E. Ceci suggère que pour ces deux événementsc'est le plan N 140° ± 10° E de pendage60° ± 8° qui était le plan de glissement. Si l'on retientcette hypothèse, le vecteur de glissement apparaît alorscomme sub-horizontal. Les plans nodaux pour l'événement4 sont N 15° E de pendage 48° et N 125° E dependage 69°.Ces plans appartiennent à quelques degrés près auxfamilles de fractures naturelles du massif. Les plansnodaux pour les événements 2, 3, 5 et 6 sont bien définisà partir des données concernant les ondes P et S, cequi n'est pas le cas pour l'événement 4 dont le mécanismeest moins fiable que les autres.7.2. Analyse spectrale des signauxUne étude systématique des spectres de déplacementdes signaux des ondes P et S ainsi que le bruit observéavant l'arrivée des signaux a été entreprise pour les différentsévénements et pour les différentes stations. Lesfigures 10a et lOb montrent, respectivement, desexemples de spectre non-corrigés et corrigés pour leseffets d'atténuation des signaux dans le massif. Laforme des spectres des ondes P et S est représentativede mécanismes de glissement. On remarque un plateauen basses fréquences et une partie descendanteen hautes fréquences.La fréquence-coin obtenue à partir des spectres noncorrigés diminue quand la distance source-station augmente(tableau I), ce qui montre que cette fréquencecoinest affectée par l'atténuation du signal au cours desa propagation dans le massif. Cette observation soulignedonc la nécessité de corriger les spectres pour leseffets d'atténuation des signaux si l'on désire endéduire les paramètres caractéristiques de la source.Des mesures d'atténuation ont été entreprises à partirdes signaux engendrés par les tirs de dynamite effectuésdans différents forages du site. Deux méthodes

ÉTUDE DES MÉCANISMES A L'ORIGINE DE L'ACTIVITÉ MICROSISMIQUE LIÉE A DES INJECTIONS D'EAU 13NN•COMPI~ESSION• P .pN 53° E0DILATATION00010E W \1"--pTAxe de CanpressionAxe de Dilatation0SN 145° E N 145°EPen 68°Pen 68°SFig. 9. - Mécanisme au foyer observé pour l'événement 5 : a) sens de premier mouvement de l'onde P,b) direction de polarisation de la composante horizontale de l'onde S.( a)ow 00­:>.>-' _ 0..J -~:'" 0zf~ T~ B '~""1i1i a- -'-"""-rrT"l"I---w-,-rr-,.,-nl-'-'-'--'''''110' 10' 1 u' 1 Ilfit ,·:

14 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUETableau 1. - Fréquences-coin déterminées à partir des spectres de déplacement des signaux des ondes Sdes événements 2, 3 et 5 sur différentes stations. (d) est la distance source-station en mètres, (fcn) et (fcc)sont les fréquences-coins (en Hz) obtenues respectivement à partir des spectres non corrigés et corrigéspour les effets d'atténuation des signaux dans le massif. (n.i.) veut dire non identifié.Station 111-4 7 8 6 5 4 1 10d 209 453 460 464 481 503 505 548Event 2 fen 325 220 135 120 140 220 170 95fee 325 235 180 185 180 265 195 265d 209 453 460 462 478 504 509 543Event 3 fen 360 225 n.i. 130 170 170 150 105fee 325 270 245 200 215 280 185 165d 186 448 448 456 459 468 477 540Event 5 fen n.i. 230 160 200 155 200 160 190fee n.i. 255 180 345 190 240 150 230ont été utilisées: la méthode du rapport spectral et laméthode du temps de montée du signal (GLADWIN etSTACEY, 1974). La première méthode donne desfacteurs de qualité pour les ondes P et S de l'ordre deQp ~ Qs ~ 20 à 40. La deuxième méthode donneQp ~ 50 ± 4 et Qs ~ 59 ± 13 (TALEBI, 1986). Lesspectres ont donc été corrigés pour les effets d'atténuationdans la bande de fréquence où ils étaient significatifs(fig. lOb).Nous avons déterminés à partir de ces spectres lesparamètres caractérisant la source, à savoir le momentsismique (Mo), la fréquence coin (fc) , le rayon de lasource (r) et la chute de contrainte (~o"). Les résultatssont présentés dans le tableau II pour les événements2 à 6. Le calcul des coefficients R S0 (s) de l'équation (1)a été effectué à partir des formules explicitées par AKIet RICHARDS (1980) :..!!..SV (x, t) F SV flA ~ (t - ~) P (4)4 np(J3 d u (J -U SH (x, t) pH flA ~ (t - ~) 0 (5)4 np(J3 d u (J -où :.!d..sv (x, t) est l'amplitude de la composante SV del'onde S observée au point x à l'intant 1. U SH (x, t)concerne la composante SH de l'onde S. -F SV et F SH sont les facteurs de radiation faisant intervenirl'orientation de la dislocation à l'origine de l'événementpar rapport aux coordonnées géographiquesainsi que l'orientation du rai sismique considéré.A est l'aire de la rupture.o est un vecteur unitaire horizontal dans le plan perpendiculaireà la direction du rai sismique direct (composanteSH).P est un vecteur unitaire perpendiculaire à 0 dans leplan perpendiculaire à la direction du rai sismiquedirect (composante SV).Si l'on connaît l'orientation des composantes L et T dusismomètre au point X, il est possible de calculer lescoefficients de radiation pour les signaux observés surles géophones orientés dans le repère géographique.Les valeurs obtenues pour les paramètres de source(tableau II) doivent être considérées comme des ordresde grandeur possibles. Elles sont indiquées ici pour, mettre en évidence la difficulté rencontrée lors de ladétermination de ces paramètres du fait de l'influencede l'atténuation pour le domaine de fréquence considéré.Citons pour mémoire les ordres de grandeur suivants:moment sismique: 10 7 à 5.10 7 Nm ;fréquence-coin: 220 à 310 Hz;rayon de source circulaire .: 4 à 8 m ;chute de contrainte: 0,01 à 0,1 MPa.8. DISCUSSIONLe champ de contrainte régionale a été déterminé pardes essais de stimulation hydraulique sur des plans defracture préexistant dans le massif (CORNET, 1986).D'après ces résultats, les contraintes principales à443 m de profondeur où l'injection a eu lieu peuventêtre résumées comme suit : O"h = 6,8 MPa,O"H = Il,9 MPa et O"v = Il,7 MPa, où O"h et O"H sont lescontraintes principales horizontales et O"v représente lacontrainte principale verticale. La direction de O"h à cetteprofondeur est N 75° E dans le plan horizontal.La localisation des événements a suggéré que l'écoulementest intervenu principalement le long de la fracturesub-vertical d'orientation N 173° E située à 472 m deprofondeur, . c'est-à-dire approximativement dans ladirection de la contrainte principale maximum horizontale.Autun des plans nodaux déterminés à partir desmécanismes au foyer ne coïncide avec cette direction,ce qui permet de conclure que les événements microsismiquesobservés ont été engendrés par la percolationde l'eau dans des fractures naturelles recoupant lafracture où l'écoulement a eu lieu. Cette observationest à rapprocher du fait que cette fracture n'est supposéesupporter aucune composante de cisaillementétant donnée qu'elle est orientée pratiquement dans ladirection de la contrainte principale maximum (O"H)'

ÉTUDE DES MÉCANISMES A L'ORIGINE DE L'ACTIVITÉ MICROSISMIQUE LIÉE A DES INJECTIONS D'EAU15Tableau /1. - Résultats récapitulatifs des mesures de paramètres à la source d'après les études de spectresdes signaux des ondes P et S (Mo: moment sismique ,. fc : fréquence-coin,.r : rayon moyen d'une source circulaire,. /:1Œ : chute de contrainte).Mo X 10- 7 (Nm) f e (Hz) r(m) /:1Œ (.MPa)Événement P S P S P S P S2 3.2 1.5 247 229 7.6 4.6 0.03 0.073 3.4 1.1 224 235 8.4 4.5 0.03 0.054 0.9 1.0 266 287 7.1 3.7 0.01 0.095 5.7 2.7 307 228 6.1 4.6 0.11 0.126 1.5 0.8 310 253 6.1 4.2 0.03 0.059. CONCLUSIONUne première injection réalisée à 317 m de profondeurà l'aide d'un double obturateur gonflable, à un débit de1,4 m 3 /h pour une pression en tête de puits de l'ordrede 8 MPa et un volume total injecté de 40 m 3 n'adonné lieu à aucune activité microsismique notoire.Lors du deuxième essai d'injection intervenant à 443 mde profondeur avec un débit d'injection de l'ordre de1,2 m 3 /min, une pression en tête de puits de l'ordre de16 MPa et un volume total injecté de 115 m 3 , six événementsont été ressentis sur l'ensemble des stations duréseau d'observation (seize stations dont douze à troiscomposantes). Les mécanismes au foyer et les spectresen fréquence des déplacements observés indiquentque ces signaux résultent de mouvements de cisaillementet non de rupture en traction.Il est permis de conclure que l'activité microsismiqueest induite par des augmentations locales de pressioninterstitielles qui ont pour effet de modifier les contrainteseffectives sur les surfaces de fractures naturelles dumilieu. Cependant, les plans nodaux des mécanismesau foyer ne coïncident pas avec la direction générale depercolation telle qu'elle peut être estimée d'après lalocalisation des événements. Cette direction généraleest par contre tout à fait comparable à celle de la fractureobservée à 472 m de profondeur dans le foraged'injection, laquelle est en outre à peu près parallèle àla direction de la contrainte principale maximum horizontale.Il semble donc probable que l'écoulement soitintervenu le long de cette fracture et que les événementsobservés ne reflètent que le mouvement le longde fractures préexistants recoupant les épontes de cettezone d'écoulement.REMERCIEMENTSCe travail a été effectué dans le cadre du programme({ Géothermie Profonde Généralisée» çofinancé parl'Agence Française pour la Maîtrise de l'Energie, l'InstitutNational des Sciences de l'Univers et le PIRSEM.Sh. TALEBI a bénéficié au cours de ce travail d'unebourse de l'Institut Français du Pétrole. Nous remercionsB. BERT, L. MARTEL et Ph. JULIEN pour leurparticipation aux essais in-situ et R. MADARIAGApour des discussions utiles.BIBLIOGRAPHIE1. AKI K., M. FEHLER and S. DAS (1977), Sourcemechanism of volcanic tremor : fluid driven crackmodels and their application to the 1963 Kilaueaeruption. J. volcan. and Geotherm. Res., vol. 2,pp. 259-287.2. AKI K. and P.G. RICHARDS (1980)" QuantitativeSeismology, vol. 1, W.H. Freeman and Company,San Francisco.3. BLAIR A.G., J.W. TESTER and J.J. MORTEN­SEN (1976), Hot dry rock geothermal project.Rep. LA 6525, Los Alamos Scientific laboratories,New Mexico, U.S.A.4. BRUNE J.N. (1970), Tectonic stress and thespectra of seismic shear waves from earthquakes.J. Geophys. Res., vol. 75 nb 26, pp. 4997-5009.5. BRUNE J.N., R.J. ARCHULETA and S. HART­ZELL (1979), Far field S-wave spectra, corner frequenciesand pulse shapes. J. Geophys. Res.,vol. 84, nb B5, pp. 2262-2272.6. CHOUET B. (1981), Ground motion in the nearfield of a fluid driven crack and its interpretation inthe study of shallow volcanic tremor. J. Geophys.Res., vol. 86, nb B7, pp. 5985-6016.7. CORNET F.H. (1986), Stress determination Jromhydraulic tests on preexisting fractures. - TheH. T.P.F. method, Int. Symp. Rock Stress andRock Stress Measurements, Stockholm, Stephansoneditor, Center publication, Lulea.8. HANKS T'.C., M. WYSS (1972), The use of bodywave spectra in the determination of seismicsource parameters. Bull. Seism. Soc. Am.,vol. 62, nO 2, pp. 561-589.9. GLADWIN M.T., STACEY F.O. (1974), Anelasticdegradati0n of acoustic pulses in rock. Phys.Earth. Planet. Int., vol. 8, pp. 332-336.10. HARTZELL S.H., J.N. BRUNE (1977), Sourceparameters for the january 1975, Brawley ImperialValley earthquake swarn. Pure and Appl.Geophys., vol. 115, pp. 333-335.Il. IRWIN G.R. (1957), Analysis of stresses andstrains near the end of a crack traversing a plate.J. App. Mech., vol. 24, p. 361.

16REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE12. KEILIS-BOROK V.l. (1960), Investigation of theMechanism of Earthquakes. Sov. Res. Geophys.4 (Engl. Tr. Geofiz. Inst., vol. 40,1957),201 pp.,Am. Geophys. Union, Consultants Bureau, N.Y.13. MADARIAGA R. (1976), Dynamics ofan expandingcircular fault. Bull. Seism. Soc. Am., vol. 66,pp. 636-666.14. MADARIAGA R. (1979), On the relation betweenSeismic Moment and Stress drop in the presenceof stress and strength heterogeneity.J. Geophys. Res., vol. 84, nb B5, pp. 2243­2250.15. MADARIAGA R. (1983), Earthquake Sourcetheory, a review « earthquakes : observation,theory and interpretation », LXXXV Corso, Soc.Italiana di Fisica, pp. 1-44, Bologna, Italy.16. PEARSON C. (1981), The relationship betweenMicroseismicity and High Pore Pressures duringhydraulic stimulation experiments in low permeabilitygranitic rocks. J. Geophys. Res., vol. 86, nbB9, pp. 7855-7864.17. RALEIGH C.B., J.H. HEALY and J.O. BREDE­HOEFT (1972), Faulting and crustal stress at Ran-gely, Colorado. Flow and fracture of rocks,Geophysical Monograph 16, Am. Geophys.Union, Washington D.C.18. RUMMEL F. (1985), Fracture MechanicsApproach to Hydraulic Fracturing Stress Measurements.Rock Fracture Mechanics (B. Atkinsoned.), Academie Press, London.19. SAVAGEJ.C. (1974),RelationbetweenPandSwavecorner frequencies in the seismic spectrum.Bull. Seis. Soc. Am., vol. 64, pp. 1621-1627.20. SAVAGE J.C., L. MANSINHA (1963), Radiationfrom a tensile fracture. J. Geophys. Res.,vol. 68, nO 23, pp. 6345-6358.21. TALEBI Sh. (1986), Source et Propagation desémissions acoustiques engendrées par des injectioY}sde fluide dans un massif rocheux. Thèse del'Université Pierre et Marie Curie (Paris 6 e ), Institutde Physique du Globe de Paris, 178 pp.22. TALEBI Sh., F.H. CORNET (1985), Étude del'activité sismo-acoustique liée à une injection defluide dans un massif granitique. Rev. Françaisede Géotech., nO 33, pp. 37-47.

sable cl'Axios sous contraintes multiaxialesAxios river sand under multiaxial stressesC.A. DEMIRISI.A. BAKASSISC.A. SCHINASLaboratoire de Géologie du Génie Civilde l'Université Aristote de Thessalonique *RésuméDes éprouvettes de sable d'Axios ont été soumises à quatre trajets de chargementstriaxaux et multiaxiaux.L'analyse des résultats fournit plusieurs conclusions en ce qui concerne les relationsentre la contrainte principale 0"1, la déformation axiale E 1 , la déformationvolumique Ev et les déformations latérales E2, E3' En outre, les variations du raoport~ en fonction de la déformation déviatorique E q , ont été étudiées, de mêmepque les relations entre Ev et E q et entre ~ et Ev.pAbstractSamples ofAxios river sand have been subjected ta four stress oaths under triaxialand multiaxial loading conditions. Analysis of the results yields several cane/usionsregarding the interelations between axial stress (CJ1)J axial strain (E1), volumetriestrain (Ev) and lateral strains E2J E3' Also, the variations of the!l ratio as a funetion ofpthe deviatoric strain (E o) and the E/ s E q and ~ vs Ev relations have been investigated.Département de Génie Civil, Laboratoire de Géologie de l'Ingénieur, Thessalonique. Grèce.

SABLE D'AXIOS SOUS CONTRAINTES MULTIAXIALES 193. PROCÉDURE EXPÉRIMENTALELes essais multiaxiaux ont été effectués en suivantquatre trajets de chargement différents :1. trajet triaxial à confinement constant, sous contrainteslatérales (152 = (53) constantes;2, trajet multiaxial à confinement constant, souscontraintes latérales (152 :;t:. (53) constantes;3. trajet à contrainte moyenne p constante souscontraintes latérales 152 = 153;4. trajet à contrainte moyenne p constante sous condi­15 1tions - constant (152 :;t:. (53)'15 2Fig. 2. - La cellule utilisée avec deux vérinshydrauliques pour l'application de la contrainte 15/.niveau déviatorique 7] = -.9.-pdéformation volumique Ev = El + E2 + E3déformation volumique maximale Ev maxdéformation de distorsion:E q = V; V(E1-E2)2+(E2-E3)2+(E3-E1)~Soulignons que 151, 152, 153 sont les trois contraintes principalesappliquées et El, E2, E3 respectivement, les troisdéformations axiales mesurées.Pour les quatre trajets, les essais ont été réalisés dansles conditions suivantes :- dans le cas du premier trajet, les valeurs de 152 = 153couvrent l'amplitude des contraintes latérales entre 5 et15 MPa;- dans le cas du deuxième trajet, ou 152 :;t; 153, lacontrainte principale minimale 153 a été de la MPa et lerapport 15 2 a été 1,0; 1,5 et 2,0;15 3- dans le cas du troisième trajet, les essais triaxiauxrépondaient aux valeurs de la contrainte moyenne pégales à 5, la et 15 MPa, Les essais ont été réaliséspar une augmentation continue de la contrainte 151 etpar une diminution respective des autres contraintesprincipales 152 et 153 sous la condition 152 = 153.- Enfin dans le cas du quatrième trajet, tous les essaisont été effectués sous une contrainte moyenne p égaleà la MPa et avec des relations fixées entre les contraintes151 et 152. Les relations entre les contraintes 151 et 152se réfèrent à leurs variations après le chargementisotrope,La figure 3 se réfère au mode de sollicitation deséprouvettes dans l'espace représentatif (151, 152, (53), quia été adopté pour chacun des quatre trajets de chargementdéjà décrits (1), (2), (3), (4) respectivement,t 01°1f'/\\, ,- -'-....'~~j/\ \

20 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEPour tous les essais des quatre trajets, ont été étudiées:- La variation de la contrainte principale 01 et de ladéformation volumique Even fonction de la déformationaxiale El de l'éprouvette;- La variation des déformations axiales transversalesEz et E3 en fonction de la déformation axiale El del'éprouvette.- D'une parr, la variation du niveau déviatorique Ti enfonction de la déformation volumique Ev et de la déformationde disrorsion E q et, d'autre part, la variation deces deux dernières entre elles.4. COMPRESSION TRIAXIALEA CONFINEMENT CONSTANT a2= a3'Les figures 4, 5 et 6 qui se réfèrent au comportementdu sable soumis à une compression triaxiale à confinementconstant (oz = 03, fig. 3 (1)), permettent deconfirmer ce que LUaNG et TOUATI avaient précédemmentdéterminé [6] et, plus précisément d'affirmerque:50(J1(MPa)40a.30b.c.(J2:(J3MPa20 a10oL- ...L.... -'- __'__ ._.l....! --' ~._ __'__ -'--__....J4 8 12 16Or-----,------r---r----~--4Fig. 4. - Évolution de la contrainte principale °1 et de la variation du volume Ev du sable d'Axiosen fonction de la déformation axiale El' sous des conditions de contraintes latérales02 et 03 constantes et a2 = 03'

SABLE D'AXIOS SOUS CONTRAINTES MULTIAXIALES 21161612121~1l8 0'2 :0'31ia. 54 1 4b. 10f:2%MPac. 150 08 4 0 4 0 -4 -8Fig. 5. - Relations entre les déformations axiales E" E 2 , E 3 du sable, sous des conditions de sollicitations02 et 03 constantes et 02 = 03'- Pour la même déformation axiale El d'éprouvette,l'augmentation des contraintes latérales o"z et 0"3 provoquel'augmentation de la contrainte principale 0"1.- Au cours d'un chargement isotrope, la variation duvolume (contraction) Ev est intense. Ensuite et quandles contraintes o"z et 0"3 se stabilisent à la valeur prédéterdEminée, le taux de la variation du volume -dv diminueElsensiblement avec une tendance à la plus grande diminution.- Pour les petites valeurs de contraintes égales Oz etdE03, le taux _v diminue de manière continue, s'annuledEIà une certaine valeur de la déformation El (point dedilatance nulle) pour commencer ensuite à augmenterprogressivement.- Plus les valeurs des contraintes Oz et 03 augmentent,plus le point de changement de signe correspond à degrandes valeurs de la déformation El, Ce qui a été ditplus haut est aussi confirmé par les relations entre ladéformation volumique Ev et la déformation de distorsionE q de la figure 6.- En effet, les variations des déformations Ez et E3 enfonction de la déformation El permettent de constaterque, pendant le chargement isotrope, le taux de variadEzdE3tion (contraction) -d et-d est assez grand et qu'aprèsEl Ella stabilisation des contraintes principales Oz et 0"3, ildiminue brusquement. Ainsi, si l'on augmente la défordEzdE3mation El, les valeurs des taux -d et -d s'annulentet augmentent progressivement avec leur signe inversé.- La variation du niveau déviatorique 7) (= -.9.-) enpfonction de la déformation volumique Ev permet devérifier [6] que les points de dilatance nulle correspondentà peu près à une même valeur du niveau déviatorique7).5. COMPRESSION MULTIAXIALEA CONFINEMENT CONSTANT 0"2 ;z!: 03'Les figures 7, 8 et 9 se réfèrent aux résultats d'une séried'essais avec des rapports de contraintes latéralesOz = 1,0; 1,5 et 2,0 et avec la contrainte 03 égale à°3 la MPa. Au cours de ces essais le trajet de chargementa été fait comme l'indique la figure 3 (2).L'élaboration des résultats de ces essais et, la comparaisonavec les résultats d'autres essais réalisés sous desconditions Oz = 03 à confinement constant, permettentde formuler ce qui suit :ElEl

22 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE1.6a1.6a1.2c0.4 0.4EQ% E y %004 8 12 16 0 4 80'2 :0'3MPaa. 5b. 10b c. 15. E v % C0 4 8 16EQ%Fig. 6. -Relations entre le niveau dévia torique 7), la déformation volumique Ev et la déformation de distorsion E qdu sable, sous des conditions de sollicitations a 2 et a 3 constantes et a 2 = a 3 •

SABLE D'AXIOS SOUS CONTRAINTES MULTIAXIALES 2340b30a2010o---.l...-----'-----'--.--~-----'-----___:_::-------'----___:_::------'4 8 12 161.01.52.0- ...-!b ac20Fig. 7. - Évolution de la contrainte principale (J 1 et de la variation du volume Ev du sable d'Axiosen fonction de la déformation axiale El' sous des conditions de contraintes latérales(J2 et (J3 constantes (J2 ;t:. (J3 et (J3 = 10 MPa.

24 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEa16 b 16E1% C E1%112 f- 121l-I118~1·r0~ :lE2% t3%8 4 0 -4 4 oj1-j118cr2/cr3a. lOb. 1.5c. 2.0-4 -8Fig. 8. - Relations entre les déformations axiales El, E2, E3 du sable, sous des conditions de sollicitationsŒ 2 et Œ3 constantes, Œ2 ::;t:. Œ3 et Œ3 = 10 MPa.- Dans le cas où ŒZ ::;t:. Œ3 comme dans le cas où ŒZ = Œ3pour la même déformation El, l'augmentation descontraintes ŒZ et Œ3 provoque l'augmentation de lacontrainte principale Œl' Il apparaît que l'augmentationde la contrainte Œl ne dépend pas du rapport ŒZ maisŒ3qu'elle dépend de la somme des contraintes latéralesŒZ + Œ3·- L'augmentation du rapport ŒZ provoque l'augmen­Œ3tation de la variation du volume Ev des éprouvettes. EnŒZoutre, plus le rapport - augmente, plus la valeur deŒ3déformation axiale El à laquelle correspond le point dedilatance nulle est petite (fig. 7).- En ce qui concerne les déformations Ez et E3 parrapport à la déformation El (fig. 8) et particulièrementpour la déformation E3, dans ce cas-là, on observeaprès le chargement hydrostatique, une brusque diminutionde variation de E 3 dont le signe s'inverse. Lechangement de signe se fait d'autant plus tôt que leŒzrapport - est grand. Après ce changement, le tauxŒ3de variation de E3 en fonction de la déformation El augmentede manière continue et s'accroît d'autant plusque le rapport ŒZ est grand. La déformation axiale Ez,Œ3après le chargement hydrostatique et pendant que lacontrainte principale ŒZ varie encore (la contrainte Œ3 eststable), continue d'augmenter (raccourcissement) avecun taux ddEZElqui est un petit peu plus grand. Après lastabilisation de la contrainte ŒZ à la valeur prédéterminée,les valeurs de déformation Ez diminuent brusquementet tendent progressivement à changer le signe dutaux -. dEz Ct' on ralrement,. a ce qUl se passe pour 1adEIdéformation E3, le changement de signe de la déformationEz se fait à une plus grande valeur respective de El,ŒZquand le rapport - est plus grand. La même chose seŒ3dpasse avec la variation du taux d Ez , après le change­Elment de signe, laquelle variation diminue (en valeursabsolues) quand le rapport ŒZ devient plus petit, tandisd Œ3que la variation du taux d E3augmente.ElPour la variation du niveau déviatorique IJ en fonctionde la déformation Ev et de la déformation E q , sur lafigure 9, on constate, que - contrairement au cas desessais triaxiaux conventionnels, où indépendammentde la valeur des contraintes égales latérales, les pointsde dilatance nulle correspondent à un même niveaudéviatorique IJ - ici plus le rapport ŒZ est grand, plusŒ3la valeur de IJ (au point de dilatance nulle) est petite.

SABLE O'AXIOS SOUS CONTRAINTES MULTIAXIALES 25TlII1.6 1.6a bc1.2 1.20.80.80.4Or---...----.---,--,--,--.-----,-----r---,.---,oa(J2/(J3a. 1.0b. 1.5c. 2.0o 4 8 1 2 1 6Fig. 9. -Relations entre le niveau déviatorique rj, la déformation volumique Ev et la déformation de distorsion E qdu sable, sous des conditions de sollicitations (52 et (53 constantes (52 :;te (53 et (53 = 10 MPa.

26 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEc20b10ao L..- -'-- -'--- ..L-_--i.. ----' ------,-,L--4 8 12 16P(MPa)a. 5b. 10b c. 15Co 4 8 12 16Fig. 10. - Évolution de la contrainte principale °1 de la variation du volume Ev du sable d'Axiosen fonction de la déformation axiale El' sous des conditions de sollicitations à contrainte moyenne p constanteet où 02 = 03'16c1612128 84 4{;3%P(MPa)a. 5b. 10c. 154 -4 4 -4-8Fig. 11. - Relations entre les déformations axiales El' E 2 , E 3 du sable, sous des conditions de sollicitationsà contrainte moyenne p constante et où 02 = 03'

•SABLE D'AXIOS SOUS CONTRAINTES MULTIAXIALES276. COMPRESSION TRIAXIALEA CONTRAINTE MOYENNE CONSTANTELes figures 10, 11 et 12 se réfèrent à une série d'essaissous conditions de contraintes moyennes constantesp = 5; 10 et 15 MPa. Le trajet de chargement de cesessais est indiqué sur la figure 3 (3). De ces essais, onconstate que :- La contrainte principale al augmente au cours desessais et elle est proportionnelle à la contraintemoyenne p. Après le chargement isotrope, le taux dedEla variation de volume -dv diminue sensiblement deElmanière continue, s'annule (point de dilatance nulle)pour commencer ensuite une augmentation (envaleurs absolues) progressive.dE- Cette augmentation (dilatation) de la variation _v dEItend vers une valeur constante. Cette constatation estconfirmée, tant par la variation de Even fonction de E q ,que par les variations des déformations transversalesen fonction de la déformation El de la figure lI.- En effet, les courbes de cette figure qui évoluentvers des droites, permettent d'expliquer la linéarité dela relation entre Ev et El' La valeur constante du tauxdE v-d dépend de la contrainte moyenne p et plus elle estElgrande plus la contrainte moyenne p est petite. Souli-gnons que si dEI dEZ! + ! dEI dE3! > 1 il existe un pointde dilatance nulle.1a11c1.20.8004004Ey%oOr---------::;o".e...---------------I4Ey %8Eq%P(MPa)a. 5b. 10c. 158Fig. 12. - Relations entre le niveau déviatorique 7), la déformation volumique Ev et la déformation de distorsion Edu sable, sous des conditions de sollicitations à contrainte moyenne p constante et où a 2 = a3' q

28 N° 39 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE1 1 1 1 1 1f-(f1(MPa)-20 - -b c -a10 -01 1 1 1 1 1 1 14 8 12 160E1%-(f1!(f248a. 1.00b. 1.72c. 3.70Ey %E1%12 L- L..-__--.JL-__--.J ---l ---l ---l ---l'--__---'__---'o 4 8 12 16Fig. 13. - Évolution de la contrainte principale 17 7 et de la variation du volume Ev du sable d'Axios en fonctionde la déformation axiale E7, sous des conditions de sollicitations à contrainte moyenne p constante (p = 10 MPa)et où 17 2 =;t:. rh16 16E1 % {,1%12 12(f1/(f2a. 1.00b. 1.72C. 3.708844ao L..-..._...1.-_.....I..-_-L..._--L_---L_--.::30L..-.._.L...-----'Fig.0 L-.-_..L...-----:~--L...---L---I.----.J':---..L...----'8 4 0 -4 0 -4 -814. - Relations entre les déformations axiales E 7 , E 2 , E 3 du sable, sous des conditions de sollicitationsà contrainte moyenne p constante (p = 10 MPa) et où 17 2 =;t:. 173'

SABLE O'AXIOS SOUS CONTRAINTES MULTIAXIALES 29- En ce qui concerne les variations des niveauxdéviatoriques TJ en fonction de Ev et de E q de la figure 12,elles permettent de constater que tous les points dedilatance nulle du sable correspondent ici au mêmeniveau déviatorique.7. COMPRESSION MULTIAXIALEA CONTRAINTE MOYENNE CONSTANTELes résultats de ces essais sont représentés sur les figures13, 14, 15 et 16. Il s'agit d'une série d'essais qui aété effectuée sous la contrainte moyenne p = 10 MPaet sous différents rapports entre les contraintes al et a2.Les rapports utilisés pour ces deux contraintes après lechargement isotrope sont~ = 1,0; 1,72 et 3,7 (fig. 16).a2Au cours de ces essais, on a suivi le trajet de chargement,indiqué sur la figure 3 (4), en augmentant al, a2avec la proportion choisie après le chargement isotropeet en diminuant a3.Les résultats de ces essais amènent à formuler ce quisuit:- Pour la même déformation El, la contrainte princialpale al a la plus petite valeur quand le rapport - = 1,0a211 111.6 1.6C1.2 1.2a0.8 0.80.4 0.4EQ% t y%0 04 8 12 16 0 4 8C48t y %4 8 12 16tQ%a.cr1/cr21.00b. 1.72c. 3.70Fig. 15. - Relations entre le niveau dévia torique 7), la déformation volumique Ev et la déformation de distorsion E qdu sable, sous des conditions de sollicitations à contrainte moyenne p constante (p = 10 MPa) et où a 2 :;t:. a3'

30 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE0"1axiale correspondante, dépend du rapport -. Et plus0"2précisément, plus le rapport est grand, plus la valeurE~ax est petite et plus la valeur de la déformation El estgrande.CJ1/CJ23. 1.00b. 1.72c. 3.70Fig. 16. - Position des vecteurs de déformationincrémentale par rapport à la surface de rupture (1)et à la surface de dilatance nulle (1/)sous des conditions de sollicitations à contraintemoyenne p constante (p = 10 MPa).et plus elle augmente, plus le rapport augmente luiaussi.- Au cours de ces essais, et comme pour les autresessais, déjà décrits, la variation de volume, après lechargement isotrope, diminue de manière continue,dEjusqu'à ce que le taux de variation -dv s'annule. AprèsE]dE vle point de dilatance nulle, le taux -d augmente avecElson signe inversé jusqu'à ce qu'il atteigne une valeurlimite.- Cette valeur limite est aussi confirmée par la courbe(Ev, E q ) de la figure 15 et par les courbes de la figure 14.En effet, les variations des déformations E2, E3 en fonctionde la déformation E] permettent de constaterqu'après le chargement isotrope, alors que la déformationE2 continue d'augmenter (raccourcissement axial),1 d 'f t· . 1· d t dE3 • ,a e arma Ion E3 vane avec e signe u aux-d Inverse.E]Les courbes (a), (b) et (c) de la figure 14 tendent versdes lignes droites avec des pentes qui sont inversement0"]proportionnelles au rapport -.0"2En ce qui concerne le point de dilatance nulle où ladéformation volumique de l'éprouvette a la plusgrande valeur de contraction, il apparaît que cettevaleur E~ax comme d'ailleurs la valeur de la déformation- La variation du niveau déviatorique en fonction dela déformation Ev, sur la figure 15 permet de constaterque - contrairement au cas des essais triaxiaux(0"2 = 0"3) à contrainte moyenne p constante, où tousles points de dilatance nulle correspondent à un mêmeniveau déviatorique - ici plus le rapport ~ est grand,0"2plus la valeur du niveau déviatorique TJ devient grande.- La figure 16 se réfère aux positions de vecteurs dedéformation incrémenta!e par rapport à la surface dedilatance nulle, dans le plan déviatorique. Les directionsdes vecteurs ont été déterminées à partir de lav'3 (dE2 - dE3)relation tan e = . Sur cette(2 dEl - dE2 - dE3)figure et pour la contrainte moyenne p égale à 10 MPa,il apparaît que les vecteurs de déformation incrémentalesont presque perpendiculaires à la surface de rupture.Par contre, les vecteurs de déformation incrémentaleprésentent une légère déviation par rapport àla normale à la surface de dilatance nulle. Cette déviationest d'autant plus petite que les valeurs absolues durapport -0"10"2augmentent.8. CONCLUSIONSLes résultats des essais effectués, qui ont été commentésdans les paragraphes précédents, pour la déterminationdu comportement du sable d'Axios soumis à desefforts en compression multiaxiale aussi bien sous desconditions de contraintes 0"2 et 0"3 constantes et avec desvaleurs allant jusqu'à 15 MPa, que sous des conditionsde contrainte moyenne p constante, autorisent à formulerles conclusions suivantes:1. Sous des conditions de contraintes 0"2 et 0"3 constantes,pour la même déformation axiale E] du sable, lavariation de la contrainte principale 0"] est proportionnelleà la somme 0"2 + 0"3 et indépendante du rapport~ et lui est proportionnelle.0"22. Sous des conditions de sollicitations à contraintemoyenne p constante dans le cas où 0"2 = 0"3, pour lamême déformation E] du sable, la variation de lacontrainte principale 0"] est proportionnelle à p, tandis, , 1 0"]que dans le cas ou 0"2 ::,t; 0"3 et ou e rapport - est cons­0"2tant, la variation correspondante de 0"1 dépend du rapport!:l. et lui est proportionnelle.0"23. La variation du volume Ev du sable en fonction de ladéformation El présente une valeur maximale contractanteE~ax (point de dilatance nulle) au-delà de laquellele taux de variation change de signe et augmente, envaleurs absolues, de manière continue. La grandeur deEv et la valeur correspondante de El dépendent des

SABLE D'AXIOS SOUS CONTRAINTES MULTIAXIALES31'valeurs des contraintes principales 0"1,0"2,0"3 et du modede sollicitation du sable. Et plus précisément, dans lecas où la sollicitation se fait sous contraintes latérales 0"2et 0"3 constantes, la variation de la valeur de E~ax est proportionnelleaux valeurs de contraintes 0"2 et 0"3 et aurapport de ces contraintes tandis que la variation de lavaleur de déformation correspondante El est d'une partproportionnelle aux valeurs des contraintes 0"2 et 0"3 etde l'autre, inversement proportionnelle au rapport 0"2.0"3Dans le cas où la sollicitation du sable se fait souscontrainte moyenne p constante, les variations desdéformations E~ax et des déformations correspondantessont proportionnelles à la valeur de la contrainte p tandisque dans le cas où (J2 ;t:. 0"2 et où le rapport ~ est0"2constant, la valeur de El est proportionnelle à la déformationE~ax et inversement proportionnelle au rapport(JI0"24. Sous des conditions de sollicitations à contraintedEymoyenne p constante, la valeur du taux -d du sable,Elaprès le changement de signe, augmente de manièrecontinue (en valeurs absolues) jusqu'à une valeur audelàde laquelle elle demeure stable. La grandeur de ladEyvaleur du taux-d dépend de la contrainte moyenne pEl(et p lui est inversement proportionnelle) et du rapport0"10"25. Sous des conditions de sollicitations triaxialesconventionnelles (0"2 = 0"3) et constantes, les pointsdEyd'inversion du signe du taux -d correspondent auElmême niveau déviatorique 1] = ~ indépendammentpdes valeurs des contraintes principales 0"2 et 0"3' Lamême chose se passe sous des conditions de sollicitationdu sable à contrainte moyenne p constante et dansle cas où (J2 = 0"3'6. Sous des conditions de sollicitations multiaxiales àconfinement constant (0"2 ;t:. 0"3), les points de contractionmaximale correspondent à des niveaux déviatoriquesdifférents entre eux, qui sont inversement proportionnelsau rapport 0"2 . La même chose est valable sous(J3des conditions de sollicitations multiaxiales à contraintemoyenne p constante, à cette différence près que lesvaleurs du niveau déviatorique 1] sont proportionnelles(JIau rapport -.(J2BIBLIOGRAPHIE1. DEMIRIS C. (1985), Surfaces de rupture et delimite de dilatance du marbre de Thassos soumis àdes efforts de compression tYlultiaxiaux. C.R.Acad. Sc. Paris 1. 301, série II, nO 17, 1985.2. HABIB P. et LUONG M.P. (1974), Comportementmécanique des sols à forts recouvrements.3 e Congrès International de Mécanique desRoches, Denver Colorado, U.S.A.3. HABIB P. et LUONG M.P. (1986), Comportementdu milieu pulvffirulent, in «Génie Parasismique». Presses de l'Ecole Nationale des Ponts etChaussées.4. LUONG M.P. (1978), État caractéristique du sol.C.R. Acad. Sc. Paris, 1. 287, nov. 1978, série B,pp. 305-307.5. LUONG M.P. (1980), Phénomènes cycliques dansles sols pulvérulents. Revue Française de Géotechnique,10, pp. 39-53.6. LUONG M.P. et TOUATI A. (1984), Sols grenussous fortes contraintes. Revue Française de Géotechnique,23, pp. 51-63.7. MICHELIS P., DEMIRIS C., Conception et constructiond'une vraie cellule triaxiale. C.R. Acad. Sc.Paris, 1. 299, série II, nO 8, 1984, pp. 375-378.

oITAlAITESInternational TunneUing AssociationAssociation Internationale des Travaux en SouterrainCONGRÈS INTERNATIONALDES TUNNELS ET L'EAUESPAGNE 1988101I=1ElusAETOSAsocia"ci6n Espafiola de Tunelesy Obras SubterraneasPROGRAMMEL'eau dans le dessinL'eau dans la constructionLes tunnels sous l'eauLes tunnels hydrauliquesSecrétariat du Congrè_s :ASOCIACION ESPANOLA DE TUNELESy OBRAS SUBTERRANEAS (AETOS)APPEL AUX COMMUNICATIONSDes communications libres seront admisesconcernant chaque thème du programme.Un résumé devra être adressé au Comitéorganisateur du Congrès avant le 31 juillet 1987dans une des langues officielles du Congrès :espagnol, français, anglais.Congreso internacional «Espana-88» Calle Martfnez Izquierdo, 53,2.°,3 - 28028 MADRID (Espana)

CONGRÈS INTERNATIONALDES TUNNELS ET L'EAUESPAGNE 1988oIIA/AITESInternational Tunnelling AssociationAssociation Internationale des Travaux en Souterrain101~ElusAETOSAsocia'ci6n Espafiola de Tunelesy Obras SubterraneasPROGRAMMEL'eau dans le dessinL'eau dans la constructionLes tunnels sous l'eauLes tunnels hydrauliquesSecrétariat du Congrè_s :ASOCIACION ESPANOLA DE TUNELESy OBRAS SUBTERRANEAS (AETOS)APPEL AUX COMMUNICATIONSDes communications libres seront admisesconcernant chaque thème du programme.Un résumé devra être adressé au Comitéorganisateur du Congrès avant le 31 juillet 1987dans une des langues officielles du Congrès :espagnol, français, anglais.Congreso internacional « Espana-88» Calle Martfnez Izquierdo, 53, 2.°, 3 - 28028 MADRID (Espana)

analyse de la sécurité des fondations superficiellesvis-à-vis d'un défaut de portance :effet de la variabilité spatiale des paramètres du solsafety analysis of shallow foundationstowards the bearing capacity:effect of the soil parameters spatial variabilityJean-Louis FAVREProfesseur, Laboratoire de Mécanique des Sols-Structures, C. N. R. S. UA 850 *Bernard GENEVOISAssistant-Professeur, Département de Génie Civil * *RésuméLa prise en compte de la variabilité spatiale des paramètres du sol conduit à desdispersions de la charge ultime dix à cent fois plus faibles que celles trouvéespar le calcul classique de fiabilité appliqué à l'équation de portance. Les probabilitésde ruine calculées se trouvent ainsi ramenées dans un domaine réaliste.On utilise un code de calcul par Éléments Finis avec une loi élastoplastique etune procédure simplifiée de simulation. On mène une étude de sensibilité enfonction des moyennes, variances, autocorrélations et corrélations de deuxparamètres: l'angle de frottement interne et le module d'élasticité.AbstractThe coefficient of variation of the bearing capacity is very large using the classicalreliability theory applied to the bearing capacity equation. Taking into account thespatial variability of soif properties we find a coefficient of variation ten to one hundredtimes smaller. The probabilities of failure are thus reduced to realistic values.We have used a Finite Elements code with an elastoplastic law and a simplifiedsimulation procedure. A sensitivity study is run in regard to the means, variances,autocorrelations and correlations of two parameters: the internaI friction angle andthe elastic modulus.* École Centrale de Paris, 92295 Chatenay-Malabry Cedex, France.* * Université de Permanbuco, 50000 Recife, PE, Brésil.

34REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE1. INTRODUCTIONL'analyse de la sécurité en géotechnique se mène traditionnellementde façon déterministe à l'aide d'un paramètreunique, le facteur de sécurité. Celui-ci prend encompte un grand nombre d'incertitudes et d'aléas surles actions, les propriétés mécaniques, les modèles deloi de comportement et calcul, l'exécution, l'évolutionde la structure avec le temps, etc., sans pouvoir lesséparer et les quantifier. MEYERHOF (1977) a proposédes coefficients de sécurité partiels pour pallier àcet inconvénient, mais leur usage est peu répandu.Les méthodes probabilistes ont connu un développementfaible malgré les travaux de recherche menésdepuis les années 70, travaux dont rendent compte,pour l'essentiel, les différentes conférences internationalessur les «Applications des Statistiques et des Probabilitésà l'Ingénierie des Sols et des Structures»(I.C.A.S.P., 1971, 1975, 1979, 1983). D'autre part,MAGNAN et BAGHERY (1982) ont publié unesynthèse des différentes avancées obtenues grâce à cesméthodes.Celles-ci se fondent sur la -théorie de la fiabilité développéedans le domaine des structures et dont on rappellele principe très succinctement ci-après afin dedégager les concepts essentiels à l'éclairage de nosrésultats.2. PRINCIPE DE LA THÉORIEDE LA FIABILITÉ POUR LES STRUCTURESSoit S, la sollicitation agissante transmise à un élémentd'une structure soumise aux actions A.Soit R, la sollicitation résistante de cet élément de structure.S et R sont des variables aléatoires représentant lesmoments et les efforts dàns une section de l'élément.La probabilité de ruine de l'élément est alors définiepar:Pf = Prob tR - S ~ ol (1)ou encore, si les variables R et S sont indépendantes etde lois de distribution et de répartition f R, fs, F R, F sconnues:Pt = J::F R (x) f s (x) dx. (2)De façon plus générale, soient Xi les variables aléatoiresou variables de base entrant dans le calcul de R et Sde loi de distribution conjointe fx (Xl, ... x n ) et g(X) =R - S la fonction de performance, avec X le vecteurdes variables Xi' Alors:Pt= J_fX(Xl, ... xn)dxl ... dxn (3)oD = {Xi 1g(x i ) ~olo :domaine de ruine dans l'espace des variables Xi'HASOFER et LINO (1974) ont défini l'indice de sécuritéfJ, invariant vis-à-vis de la forme de l'équation deperformance, comme la plus courte distance de l'origineà l'équation de performance g(X) = 0 dansl'espace des variables transform,ées (elles sont alorsgaussiennes et indépendantes).fJ est une mesure exacte de la probabilité de ruine si latransformée de l'équation de performance est linéaire :pf=cD(-fJ) (5)cD : fonction de répartition de la variable gaussienned'espérance nulle et de variance 1.BENJAMIN et CORNELL (1970) avaient précédemmentdéfini un indice approché de sécurité :E [g (X) 1 =IRnde la fonction g(X).a~(X) = VAR [g(X) 1 = J(3 = E [g(X) 1 (6)O"g(x)J g (X) f x dX; espérance mathématique19(X) - E [g(X) lF f x dXIRnvariance de la fonction g(X).Cet indice correspond exactement à celui deHASOFER-LIND si les variables Xi sont gaussiennes etindépendantes.3. UTILISATION DE L'INDICE DE SÉCURITÉDANS LE CAS DES FONDATIONSSUPERFICIELLESSCHULTZE (1977) a éclairé le problème de la sécuritéà la portance des fondations superficielles grâce à uneutilisation simplifiée de l'indice fJ qui permet de relierdirectement ce dernier au coefficient de sécurité F.Soit q L, la résistance au mètre linéaire sous une semellefilante de largeur B.q L = ~ y B 2 N r + B q 0 N q + BeN c (7)y : poids volumique du sol.qo : charge additive au mètre linéaire de part et d'autrede la fondation.N Y' N q' Ne: facteurs de portance dépendant de l'anglede frottement interne 0 du sol.C : cohésion du sol.SCHULTZE se place dans le cas où la sollicitationappliquée q, due seulement au poids propre et auxcharges permanentes, est de dispersion négligeabledevant la dispersion de la résistance ultime. En effet, ladispersion de la cohésion est souvent très importante(CV c de 30 à 40 % 1) ; d'autre part celle de l'angle defrottement, plus faible (de l'ordre de 15 à 20 %), introduit,par le calcul, une forte dispersion des facteurs deportance (de l'ordre de 30 à 40 %). Il est donc communémentadmis que la dispersion de la résistanceultime est de l'ordre de 40 à 50 %.L'hypothèse d'une sollicitation appliquée déterministen'est donc a priori pas très forte et nous place dans un1. CV x = o"x/ E[X] : coefficient de variation de X, rapportde l'écart-type et de l'espérance. On rappelle que l'espérancemathématique est estimée par la moyenne empirique- 1 nX = - L Xi' Xi les réalisations de X, et la variance par lan 1. ., 2() 1 ~ 2 2variance estlmee Se X =-- ( L..J Xi - n X ).n -1 1

ANALYSE DE LA SÉCURITÉ DES fONDATIONS SUPERfiCIELLES VIS-A-VIS D'UN DÉfAUT DE PORTANCE 35cas non conservatif, la probabilité de ruine ainsi calculéese trouvant plus faible.Alors:g = qL - q(8)q déterministe, soit E[q] = q et (J q = 0fJ = E[qd - q(9)(J qLSoit, avec classiquement Fsécurité,fJ = 1 - 1/F (10)CV qLE[qL] 1 ff" t d -- e coe lClen eqSi on prend les valeurs couramment admises F =3 etCV qL = 40 %, on trouve: fJ = 1,67 Pf = 4,75 ra·Une semelle sur vingt subirait donc des désordres dus àdes défauts de portance.Cette probabilité de ruine, beaucoup trop forte parrapport à celle observée, et qui est obtenue avec deshypothèses non conservatrices (q déterministe, pasd'accidents locaux dans le sol de fondation) a conduitquelques auteurs (ATHANASIOU-GRIVAS et HARR,1977; BOISSIER, 1982; MC ANALLY, 1983;MOIGN, 1983) à améliorer la connaissance de lavariance de q L en calculant celle-ci à partir de lois dedistributions normales, log-normales, Beta pour lesparamètres du sol et en procédant soit analytiquementpar développements en série de Taylor au deuxième etquatrième ordre, soit par simulation de l'équation (7),sans pour autant obtenir une réduction sensible ducoefficient de variation de q L'4. PRISE EN COMPTE DE LA VARIABILITÉSPATIALEDe fait, comrne la rupture des fondations superficiellesintéresse de grands volumes de sol, la dispersion ponctuelledes paramètres se trouve «lissée» à l'échelle duvolume concerné. FAVRE, dès 1972, posait le problèmede la probabilité de rupture en terme de probabilitépour que n volumes élémentaires entrent en plasticitésous la fondation.La variabilité spatiale, depuis les premiers travaux deVANMARCKE et FULEIHAN (1975), a été prise encompte par de nombreux auteurs pour des problèmesde tassements et stabilité à l'aide de champs stochastiqueset en utilisant soit la méthode des éléments finisavec linéarisation, soit la simulation, soit les méthodesclassiques de calcul lorsqu'elles n'occultaient pasl'espace. En France, il faut citer les travaux de CAM­BOU (1977), de AUBRY et FROU (1979), de BAG­HERY et MAGNAN (1983), de MADHAVI (1985) etde BOULEFKHAD (1986).Seul GENEVOIS (1984) a traité le problème des fondationssuperficielles, qui présente des difficultés particulières:- on ne peut définir une surface matérialisée de cisaillement;- le passage des enfoncements d'une fondationsuperficielle aux états de contraintes limites est unetransformation fortement non linéaire à cause desgrandes déformations qui se manifestent au momentde la rupture;- la simulation classique dans une procédure decalcul par éléments finis utilisant une loi élastoplastiquepour le sol est extrêmement coûteuse, vu la nécessitéde simuler tout le chargement jusqu'à la rupture.On a donc défini une méthode simplifiée de simulationutilisant un calcul en éléments finis, seul capable, àl'heure actuelle, de prendre en compte les champs stochastiquesdans les problèmes de portance des fonda­"tions superficielles. L'étude montre qu'on obtient descoefficients de variation dix à cent fois plus faiblesqu'en traitant directement l'équation (7) de la capacitéportante.5. PROBLÈME ÉTUDIÉ ET PROCÉDURESL'étude porte sur une semelle filante, non encastrée,reposant sur un massif de sable sec.On a utilisé le code de calcul par élément,? finis «Aubry­Des Croix-Hujeux» du laboratoire de l'Ecole Centralede Paris, avec une loi de Drucker-Prager à potentielassocié pour prendre en compte la dilatance.DES CROIX (1980) a montré que l'on retrouvait lecoude de la courbe «charge-enfoncement» entre lacharge limite donnée par le calcul de Terzaghi et celledonnée par le calcul de Prandtl-Caquot dès que lesrapports de la hauteur H et de la longueur L du maillageà la largeur B de la fondation étaient respectivementde six et onze.La nécessité d'avoir un nombre suffisant d'élémentspour prendre en compte l'hétérogénéité du sol et desdimensions de maillage suffisantes pour retrouver lecoude de la courbe «charge-enfoncement» entrait encontradiction avec la nécessité d'avoir des temps depassage courts, ces passages étant en grand nombre.On a donc adopté la procédure suivante :a. le chargement se fait en enfoncements imposés suivantun pas régulier, la charge étant définie par intégrationdes composantes verticales de la contrainte sous lafondation;b. un carré de quatre-vingt-un éléments égaux de côtéB/3, appelé noyau, est placé sous la fondation. Lesdimensions du maillage sont agrandies (H/B = 15,LIB = 24) mais le noyau est complété avec de grandséléments. On obtient ainsi cent-soixante--neuf éléments(fig. 1) ;T15 B1-- 12 B1Fig. 1. -1"' noyau des 81 élémentsà paramètres aléatoires-- -----Maillage du problème.

36 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEc. la charge limite est celle à partir de laquelle les incrémentsde charge changent de domaine de variationpour devenir faibles.De nombreux tests ont été exécutés pour trouver uncompromis entre le coût du passage et une bonnecaractérisation du coude de la courbe « charge-enfoncement».6. ESTIMATION DES PARAMÈTRESDE CHARGE LIMITE ET SIMULATIONDE LA VARIABILITÉ SPATIALEPour éviter des temps de calcul trop longs lors de lasimulation de la variabilité spatiale des paramètres, laprocédure suivante en trois étapes a été utilisée (fig. 2) :- avec les valeurs moyennes des paramètres de soldans tout le maillage (étape 1), on détermine l'intervalledes enfoncements correspondant à la chargelimite, à l'aide d'un pas moyen d'enfoncement (pouro = 30° ~e =' 1 cm), puis:- (étape 2) on détermine l'enfoncement correspondantà la charge critique, avec un grand pas ~e = 2,5 cm,jusqu'à la borne inférieure de l'intervalle précédentpuis, à l'aide d'un petit pas (~e = 0,1 cm). Cetteétape, faite avec beaucoup d'itérations pour éviter leseffets de décompression du maillage (fig. 3), est trèscoûteuse;- avec les valeurs simulées des paramètres de solaffectées aux éléments du maillage, (étape 3) on vajusqu'à l'enfoncement limite en deux ou trois pas avecpeu d'itérations. On détermine la charge correspondante,qui sera une réalisation de la charge limite.On répète l'étape 3 autant de fois qu'on veut de réalisationsde la charge limite.Cette procédure objective ne nécessite qu'un passagecoûteux par cas étudié. Elle introduit un léger biais surl'estimation de la moyenne de la charge limite qL, maisle but poursuivi est de montrer que sa variance est bienplus petite que celle trouvée par des calculs classiques.Toujours dans le but de diminuer les coût de calcul,nous avons testé la sensibilité de la charge limite à defaibles valeurs des paramètres du sol dans des élémentsles plus proches de la semelle. On obtient les résultatssuivants présentés dans le tableau 1.2~345•(e m)o24681012141618(cm) •0Oc- ---'1.:;coo"----- ---'2=.o:o"'-o .=..:3o~O'- q (KPa)Fig. 3. -Fig. 2. -~,200.~.~ ",,30'qL ,232.15 KP,fi :~.Étapes du chargement.400600 q (KP,)Effet de décompression du maillage.-qL - q Lélément 0 q L(kPa)S~L1 10° 231,79 - 0,2212 10° 230,62 -0,8373 10° 231,91 - 0,1584 0° 231,94 -0,1421 /14 312 1;1111avec 0 = 30°, E = 20 MPA, CV el = 20 %: qL = 231,21 KPa, S~L = 1,899 KPa.Tableau 1. - Sensibilité de q L à de faibles valeurs dans des éléments de sUrfa~e.

ANALYSE DE LA SÉCURITÉ DES FONDATIONS SUPERFICIELLES VIS-A-VIS D'UN DÉFAUT DE PORTANCE 377. CAS ÉTUDIÉS ET CARACTÉRISATIONDES VARIABLES SIMULÉESL'étude s'est faite avec B = 1,5 m; les éléments dunoyau sont des carrés de 50 cm de côté.Les caractéristiques prises par un champ de moyennelocale sur le pas d'espace 50 cm x 50 cm sont prochesde celles du champ «ponctuel», le «point» ayant lataille des échantillons 10 cm x 20 cm sur lesquels sontmesurés classiquement les paramètres mécaniques dessables. Ainsi, on a adopté pour les deux paramètresaléatoires du modèle E : module d'élasticité, 0 : anglede frottement interne de plasticité, des caractéristiquesconformes à la littérature internationale. On se placedonc dans un cas conservatif ne tenant pas compte dela fonction de variance qui mesure la réduction de lavariance ponctuelle (définie ici sur un espace d'environ10 cm x 20 cm) par moyenne locale (ici sur un espace50 cm x 50 cm).Plusieurs auteurs ont proposé des plages de valeursmoyennes et de coefficients de variation pour l'anglede frottement et le module d'élasticité des sables.FAVRE (1980) et MAGNAN (1982) en ont dressé unrépertoire assez complet.Par contre, il existe très peu d'études sur la corrélationentre E et 0 et sur leur autocorrélation (ALONSO etKRIZEK, 1975; LUMB, 1975; VANMARCKE, 1977).Nous avons adopté, pour le coefficient d'autocorrélation,le modèle exponentiel simple:p[E(x), E(x + ~x)] (11)Er!E(x + ~x) E (x + ~x)! iE(x) E (x) IlVARI/2 [E(x + ~x)]VAR I /2 [E(x)]COV [E(x), E(x + ~x)](J E(x) (J E(x + ~x)(on note abusivement E (x) = E[E(x)] pour allégerl'écriture, avec E(x) le module d'élasticité dépendantde la coordonnée d'espace x).= p(~x) = e -a 1 ~x 1 (champ homogène indépendantde x).(11 bis)pour lequel e, échelle de fluctuation, est égale à 2/a,et procédé à une étude de sensibilité en examinantvingt-cinq cas couvrant les plages suivantes:o de 30 à 40°, CV 0 de 10 à 20 %,E = 20 MPa, CV Ede 0 à 30 %o et E sont gaussiens.Premier groupe de cas: 0 aléatoire, E déterministe,o non corrélé et corrélé verticalement et horizontalementd'un élément à l'autre avec, comme échelles defluctuation :eh = 1, 2 et 7 m et ev = 1 - 1,6 et 2 mDeuxième groupe de cas: 0 aléaoire, E aléatoire,pas d'autocorrélation d'un élément à l'autre e = 1 mcorrélation entre 0 et E : p = 0 - 0,3 et 0,7.- On a contrôlé, par analyse statistique multivariable,que les huit tirages des quatre-vingt-une valeurs aléatoiresdu noyau étaient bien indépendants : généralement70 % des coefficients de corrélations entretirages étaient inférieurs à 10 % et les autres étaientinférieurs à 20 %.- Les valeurs des paramètres tirées dans les lois dedistribution continues ont été ramenées à sept valeurstypes: x, x(l ± CV/2), x(l ± CV), x(l ± 3CV/2),par classes de largeur X.CV/2.Les valeurs 1XI> 1,75 (J ont été ramenées à ± 1,5 (J :on a environ trois éléments dans ce cas par tirage etl'on a vu que leur poids était faible sur la variation de qlhormis pour un seul élément (tabl. l).On a donc jugé que cette simplification n'avait pas derôle significatif sur les réalisations de la charge limite.8. RÉSULTATSLe tableau II regroupe des valeurs de l'écart-type de lacharge ultime pour les vingt-cinq cas étudiés.Les figures 4, 5 et 6 indiquent les variations du coefficientde variation de la charge ultime en fonction desdifférents paramètres statistiques.On constate que :- la dispersion des charges CVql est peu sensible auxvariations de la moyenne de 0 (fig. 4) ;- l'autocorrélation ne joue pas un rôle aussi sensiblequ'on aurait pu le penser; pour a = 0,3, qui correspondà une corrélation de 0,63 entre les extrémités dela semelle, on ne fait que doubler la dispersion descharges (fig. 5) ;- l'introduction d'une deuxième variable joue un rôleprépondérant: CVql est multiplié par huit quand onpasse d'une dispersion nulle à une dispersion de 30 %de E et la corrélation joue un rôle faible (fig. 6).0,5o.~.303540Fig. 4. - Sensibilité de CV qLà un seul paramètrealéatoire: l'angle de frottement interne 0.

38 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEq '" 235 KPa q", 527 KPa q", 1275 KPa

ANALYSE DE LA SÉCURITÉ DES FONDATIONS SUPERFICIELLES VIS-A-VIS D'UN DÉFAUT DE PORTANCE 399. REPRÉSENTATIVITÉ DES RÉSULTATSOBTENUSxi-a, n -1 : valeur que la variable du X2, à n - 1 degrés deliberté, a 1 - a chance de dépasser,la théorie de l'estimation nous permet d'écrire:P(A) = a; P(B) = a. (15)L'équation (l0) nous donne, avec F = 3 :2fJ = 3 E[q Ll 1() qL' (16)2Soit le seuil fJ min = 3 qL min/s e max.La probabilité d'avoir fJ < fJ min peut être représentéepar la probabilité que le point de coordonnées (E[q L],() qL) soit dans le domaine D (graphique a).La probabilité d'avoir les événements A ou B (on noteL'estimation de l'espérance et de l'écart-type de lacharge ultime à l'aide de huit valeurs seulement pose leproblème majeur de la confiance que l'on peut avoirdans les résultats trouvés et dans l'indice de sécuritéestimé.Nous donnant un seuil inférieur pour l'indice de sécurité(la probabilité de ruine augmente quand celui-cidiminue), nous avons calculé une borne supérieure à laprobabilité que fJ a de lui être inférieur.La normalité de q La été vérifiée par test de Shapiro­Wilk.En notant désormais Se = Se (qJ, l'écart-type estimé,pour alléger l'écriture,- soit A, l'événement «E[qLl ~ q min »,avec q min = CIL - t a . n - 1 se/vn (13)t an - 1 : valeur que la variable de Student, à n - 1 degrésde liberté, a a chance de dépasser,- soit B, l'événement «()qL > Se max»,avec Se max = se[(n-1)!xI-a.n_d I/2 (14)AU B) peut être représentée par le domaine !J. (graphiqueb).D'où, Prob!fJ < fJ min 1< P(AUB) (17)D'après la théorie des probabilités, on peut écrire:P(AUB) = P(A) + P(B) - p(AnB), (18)AnB est l'événement «avoir A et B».P(A) = P(B) = a, p(AnB) ~ 0, (19)donc P(AUB) ~ 2a, (20)Prob !fJ < fJ min 1 < 2a (21)Soit, avec a = 0,10 n = 8 t 10 %.7 = 1,415X§0%.7 = 2,833,fJ min = (11 CVqL - 0,500) 0,424 (22)pour CV qL = 0,22 % (0 = 40°, CV 0 = 10 %,8 0 . h = 8 0 . v = 1 m, E = 20 MPaProb lfJ ~ 1921 < 0,20pour CV qL = 2,30 % (0 = 30°, CV 0 10 %,8 0 ,h = 7m, 8 0v = 2m, E = 20 MPa)Prob l fJ ~ 18,21 < 0,20pour CV qL = 5,53 %QL = 30°, CV 0 = 10 %, 8 0 . v = 1 mE = 20 MPa, CV E = 30 %, 8 E,h = 8 E.v = 1 mP0.E = 0,7Prob lfJ ~ 7,461 < 0,20Pour CV qL 10 %, notre cas extrême extrapolé, onobtient:o de30à35°, CV 0 = 20 %, 8 0.h = 7m, 8 0 ,v = 1,6mE = 20 MPa, CV E = 30 %, 8 u = 8 E ,v = 1 mProb lfJ ~ 4,031 < 0,20

40REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEnéité locale, la variabilité dans le temps, le rôle del'eau, etc.Notre but n'était pas de calculer la probabilité de ruine,mais de montrer que la prise en compte de la variabilitéspatiale des paramètres du sol induit des dispersionsplus faibles de la capacité portante que celles trouvéespar des calculs directs.Cette moindre dispersion induit des probabilités deruine beaucoup plus petites et nous ramènerait dans ledomaine des phénomènes observés, en prenant encompte toutes les autres incertitudes.Le coût ordinateur de la mise au point des procédureset des vingt-cinq cas étudiés a été environ de50 000 francs.BIBLIOGRAPHIE1. ALONSO E., KRIZEK R. (1975), Stochastic formulationof soil properties. Proc. 2 nd I.C.A.S.P.vol. II, pp. 9-33, Aachen.2. ATHANASIOU-GRIVAS D., HARR M. (1977),Reliability with respect to bearing capacity failuresof structures on ground. g e C.I.M.S.T.F., T9kyo1977, C.R. 6e session spéciale, 25 p. éd. EcoleCentrale de Paris.3. AUBRY D. et FROU P. (1983), Finite elementanalysis of the stochastic elastodynamic equationwith special reference to earthquake loading.Proc. 3rd I.C.AS.P., vol. II, pp. 748-755,Sydney.4. BAGHERY S., MAGNAN J.P. (1983), Analyseprobabiliste de la stabilité et des tassements desremblais du site expérimental de Cubzac-Les­Ponts. L.c.P.C. Paris. Rapport de RecherchesL.P.C., nO 122,69 p.5. BENJAMIN J.R., CORNELL C.A (1970), Probability,Statistics and Decision for Civil Engineers.Mc Graw-Hill, New York.6. BOISSIER D. (1982), Contribution à la prise encompte des interactions Sols-Fondations-Bâtidans la conception des bâtiments. Approche Probabilistede la Sécurité ". Thèse D. Es. Sces.I.N.S.A, Lyon.7. BOULEFKHAD T. (1986), Influence de la variabilitédes propriétés des sols sur le calcul des tassementsdes fondations superficielles. Thèse D. Ing.Univ. Clermont II.8. CAMBOU B. (1977), L'incertitude sur les résultatsd'un problème de mécanique des sols ou desroches traité par la méthode des éléments finis.Revue Française de Géotechnique, juillet 1977,nO 1, pp. 55-64.9. DES CROIX Ph. (1980), Intégration numériqued'une loi de comporter;nent élastoplastique à deuxseuils. Thèse D. Ing. Ecole Centrale de Paris.10. FAVRE J.L. (1972), Pour un traitement par lecalcul de probabilité et statistiques des problèmesde mécanique des sols. Thèse D. 3 e cycle, univ.de Grenoble.11. FAVRE J.L. (1980), Milieu continu et milieu discontinu:Mesure statistique indirecte des paramètresrhéologiques et approche probabiliste de lasécurité. Thèse D. Es Sces., univ. P. et M. Curie,Paris.12. GENEVOIS B. (1984), Rôle de la variabilité spatialedes paramètres de sol sur la capacité porJantedes fondations superficielles. Thèse D. Ing. EcoleCentrale de Paris.13. HASOFER A et LIND N. (1974), An exact andinvariant first order reliability format. Journal ofEng. Mech. Div. AS.C.E., New York, 100,E.M.I., pp. 111-121.14. LUMB P. (1975), Spatial variability of soilsproperties. Proc. 2 nd I.C.A.S.P., vol. II,pp. 397-422, Aachen.15. MC ANALLY P. (1983), Reliability of the bearingcapacity desing of shallow footing in the sands.Proc. 4 th I.C.AS.P., vol. II, pp. 1545-1557,Firenze.16. MAHDAVI C. (1985), Analyse probabiliste ducomportement des sols et des ouvrages. Évaluationdes risques dans les études géotechniques detracés de remblais sur sols mous. Thèse D. Ing.E.N.P.C., Paris.17. MAGNAN J.P. (1982), Les méthodes statistiqueset probabilistes en mécanique des sols. PressesE.N.P.C., Paris.18. MAGNAN J.P. et BAGHERY S. (1982), Statistiqueset probabilités en mécanique des sols - Étatdes connaissances. L.C.P.C. Paris. Rapport deRecherches L.P.C. nO 109, 191 p.19. MEYERHOF G.G. (1977), Partial and total safetyfactors. Rapport des organisateurs. Session spécialenO 6 : L'approche probabiliste dans les étudesde Mécanique des Sols. g e C.I.M.S.T.F.,Tokyo, 1977, vol. 3. pp. 503-505.20. MOIGN H. (1983), La méthode des momentspour le calcul de la force portante des fondations.Rapport de D.E.A, Ecole Centrale de Paris.21. SCHULTZE E. (1977), L'approche probabilistedans les études de Mécanique des Sols. Rapportdes organisateurs. Session spéciale nO 6, g eC.I.M.S.T.F., Tokyo, vol. 3, pp. 501-503.22. VANMARCKE E. et FULEIHAN N. (1975), Probabilisticprediction of levee settlements. Proc. 2 ndI.C.AS.P., vol. II, pp. 175-190, Aachen.23. VANMARCKE E. (1977), Probabilistic Modelingof Soils Profiles. Journal of Geotech. Eng. Div.AS.C.E. GT II, pp. 1227-1246.

étude des propriétés d'une argile sensibleau pressiomètre autoforeurstudy of the properties of a sensitive claywith the selfboring pressuremeterMarius ROYProfesseur au département de Génie Civil, Université Laval *Trinh le CHI THIENIngénieur, Hydra - Québec * *RésuméLe pressiomètre autoforeur, modèle français, a été utilisé pour étudier les propriétésde l'argile sensible du site de Saint-Alban. Dans cette étude on a examinéle fonctionnement de l'autoforage dans une argile sensible et évalué l'influencede certaines données de la procédure d'essais sur les paramètres mesurés.L'essai au pressiomètre autoforeur permet de recueillir des informations reliéesà la phase de mise en place de la sonde, comme la pression horizontale dans lesol et le coefficient k o et à la phase de mise en charge, cornme les modules pressiométriques,la résistance au cisaillement non-drainé et la pression limite parl'intermédiaire de la courbe pression déformation.Les résultats obtenus montrent que les propriétés mesurées au pressiomètreautoforeur sont en général différentes de celles mesurées au pressiomètreMénard à cause de la technique de l'autoforage qui préserve les propriétés naturellesde l'argile.AbstractThe French type selfboring pressuremeter has been used ta study the properties ofthe sensitive Saint-Alban clay. In this study, one has examinated the workingaction of the selfboring in a sensitive clay and evaluated the influence of particulatedata of the test procedure on the measured properties.The selfboring pressuremeter test allows to collect data during the selfboring phaseas the horizontal pressure and the coefficient ko' During the loading phase, it ispossible ta get from the pressure deformation curve the pressuremeter modulus,the undrained shear strength and the limit pressure of the clay.The results obtained indicate that the properties measured with the selfboring pressuremeter,in general are different from those measured with the Ménard pressuremeterbecause the selfboring technique preserves the natural properties of theclay.* Cité universitaire, Québec, Canada, GIK-7P4.* * 855 Est Sainte-Catherine, Montréal, Québec, Canada, H2L-4P5.

42REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE1. INTRODUCTIONLa détermination in situ des caractéristiques des argilessensibles a fait l'objet de plusieurs travaux réalisés parl'université Laval, Québec, et c'est dans ce cadre que lepressiomètre autoforeur a été expérimenté sur le sitebien connu de Saint-Alban.La réalisation d'essais d'expansion cylindrique dans leso.1. a débuté avec les., travaux préliminaires deKOGLER (1933) et de MENARD (1957). Sur le planthéorique, les travaux de GIBSON et ANDERSON(1961), L.,ADANYI (1963, 1972), SALENÇON(1966), VESIC (1972), BAGUELIN et al. (1972),PALMER (1972), PREVOST et HOEG (1975),DENBY et CLOUGH (1980) ont contribué au développementde cet essai et à populariser son usage. Surle plan pratique, les problèmes associés à la mise enplace de la sonde ont fait l'objet de certaine§ préoccupationscomme le montrent les travaux de JEZEQUELet al. (1968), réalisés dans divers types de sols enFrance, et de ROY et al. (1975) dans l'argile molle etsensible de Saint-Alban, Canada. Afin de surmonterles difficultés liées à la mise en place de la sonde,BAGUELIN et al. (1972) et WROTH et HUGHES(1973) ont présenté un nouvel outil de mesure connusous le nom de pressiomètre autoforeur. Dans lamesure où cet outil s'annonçait prometteur, en limitantle remaniement que provoquait la mise en place traditionnellede la sonde classique, nous avons poursuivinos travaux en expérimentant le pressiomètre autoforeurmis au point en France au début des années 1970.Les paramètres pressiométriques mesurés par autoforageont donc fait l'objet d'une étude dont les résultatssont discutés dans le présent article. Il s'agissait d'examinerle fonctionnement de l'autoforage dans uneargile molle et sensible, en modifiant la longueur de lasonde, le fluide du forage et la pression d'injectiond'une part et certaines données de la procédured'essais d'autre part, tels le temps de relaxation et lavitesse de mise en charge, afin d'en évaluer l'influencesur les paramètres mesurés. L'étude réalisée sur lemême site au moyen du pressiomètre Ménard (ROY etal., 1975) nous a permis de comparer les résultats et dejuger des avantages de l'autoforage.2. RAPPEL DU PRINCIPELe principe du procédé d'aut.pfqrage étant maintenantbien connu (BAGUELIN et JEZEQUEL, 1973; AMARet al., 1981), on se limitera à en faire un rappel simple.Un carottier à paroi mince, portant la cellule demesure, est enfoncé dans le sol par autoforage, c'est-àdirequ'il fait lui-même son trou. La carotte est détruiteau fur et à mesure de la pénétration dans le terraingrâce à un outil désagrégateur et à l'injection d'unfluide sous pression. Une trousse coupante, biseautéevers l'intérieur, découpe le sol destiné à l'essqi sansdéplacement extérieur. Le sol intérieur est d'abordcomprimé, remanié et entraîné par le liquide de forage,de l'intérieur de l'appareil jusqu'à la surface du terrain.Le sol extérieur, durant la phase de mise en place, estuniquement soumis aux frottements latéraux le longdes flancs de la sonde. Pour respecter cette condition,la membrane constituant la cellule de mesure est situéedans le prolongement de la trousse coupante. Contrai-rement à ce que nous retrouvons sur la sonde Ménard,la cellule de mesure ne comporte pas de cellules degarde.3. PROGRAMME D'ESSAIS3.1. AppareillageLe pressiomètre autoforeur utilisé est de la premièregénération développée en France et est constituéessentiellement d'une sonde autoforeuse, d'un contrôleurpression volume (C.P.V.) relié à la sonde par destubulures et d'un bâti de fonçage. Une description relativementdétaillée en a été donnée par BAGUELIN etJÉZÉQUEL (1973). On fera le rappel des quelquesdétails technologiques suivants :- le corps de la sonde est formé d'un carottier à paroimince de 89 mm de diamètre et de 81 cm de longueur,dans lequel on retrouve la cellule de mesure, de longueurégale à 2,2 diamètres, et l'outil désagrégateur etd'injection. Une sonde de même diamètre et de 108 cmde longueur a également fait l'objet d'essais dans troissondages;- la membrane constituant la cellule de mesure estsituée dans le prolongement de la trousse coupantebiseautée vers l'intérieur. Aucune mesure de pressioninterstitielle était disponible au niveau de la membrane;- le contrôleur pression-volume (C.P.V.) comprendun ensemble cylindre-piston d'une capacité de 200 cm 3et un tableau de raccordement et de mesure;- le bâti de fonçage est équipé d'une tête de rotationet d'injection du fluide de forage.3.2. Site d'essaiLes essais au pressiomètre autoforeur ont été réaliséssur le site expérimental de la Section de géotechniquede l'université Laval, situé dans la localité de Saint­Alban, à 80 km à l'ouest de la ville de Québec, sur larive nord du fleuve Saint-Laurent.Le profil type du sol de Saint-Alban est présenté sur lafigure 1. Il se compose d'une croûte d'argile raide altéréede 1,5 m d'épaisseur, de 8,2 m d'argile silteusemolle et sensible, d'orgine marine, de 3,7 m de silt argileuxmou et d'une couche profonde de sable, quis'étend de 13,4 à 25 m de profondeur. L'argile molleet sensible possède une résistance au cisaillement nondrainé,mesurée au scissomètre, qui varie de 10 KPa à2 m jusqu'à 30 KPa à une profondeur de 10 m. Lesrésultats des études antérieures (LAROCHELLE et al.,1974; TAVENAS et al., 1975) montrent que le dépôtest relativement homogène et que l'argile a subi unequasi-préconsolidation due à la consolidation secondaireet au vieillissement du dépôt. Ceci explique pourquoil'on retrouve un degré de surconsolidation del'ordre de 2,2.Afin de permettre une comparaison avec les résultatsobtenus au pressiomètre Ménard, les essais ont étéeffectués dans une zone rectangulaire de 15 m x 7,5 madjacente à la zone dite Ménard (ROY et al., 1975).

ÉTUDE DES PROPRIÉTÉS D'UNE ARGILE SENSIBLE AU PRESSIOMÈTRE AUTOFOREUR 43descriptiony gronulome1rie0/0 IL teneur en eau 0/0 risistance au ciaoiltement non-dralnl pressions effective.) k Poktt~ sable sllt IŒgile 20 40 60 80 100 102O(kPa} 3040 20 40 60 80 100-0 terre viaitale~ ' 'V J nappe d'eaucroOte19.20.51 argileuse 7 41 52 k>-t_L-. +~17.6\"TT16.01.4 °rYr e:---~....'V/-- ------ o p\7Vi15.2 1 27 72~/argile sil~eUS62.6 ~~ ( °02 14.4se changeant3.1 ..-- ~ oPe\\\. \ ~~ 015.2en silt argileux2.7 ~~1 18 81 2.1~o ~ ~3 avec la proton 16.0 +""'0 \deur, molle ,~ dr,~b16.02 42 56 2.5 1..- 0°,trés sensible I..-~ o~o ~+~ o~~4 5 52 43 2.5------ 17.6f--t~ ,~° \\\ \ (plus silteux 1017.652 38 2.6 "H o

44 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE4.1. Phase de mise en placeLa phase de mise en place de la sonde par autoforages'effectue à volume constant, ce qui permet d'observerla pression dans la cellule de mesure pendant l'autoforage.Au niveau de l'essai, après l'arrêt de l'autoforage,on observe à volume constant, la variation de lapression en fonction du temps pour établir la courbe derelaxation, comme indiqué sur la figure 2.Cette courbe type indique une diminution rapide de lapression durant la première heure qui suit l'arrêt del'autoforage et, en général, une stabilisation complètede la pression après 2 heures de relaxation. Cettephase de relaxation permet la dissipation des pressionsinterstitielles qui peuvent être générées lors de l'autoforage.Bien que la durée noqnaJe soit de l'ordre d'unedemi-heure à une heure (JEZEQUEL, 1982), nouscroyons que la mise en œuvre de la sonde dans notreargile a pu nécessiter une période plus longue spécialementavec la sonde courte. Beaucoup d'essais ont étépoursuivis jusqu'à plus de 10 heures afin de s'assurerde la stabilisation complète de la pression à volumeconstant. La valeur finale de cette pression, sansaucune autre interprétation et ou correction(LACASSE et LUNNE, 1982), correspond à la pressiontotale horizontale des terres au repos.Pression horizontaleLa figure 3 représente les profils minimum, moyen etmaximum de la pression horizontale obtenue aumoyen d'une technique d'autoforage similaire. Il s'agitd'un autoforage à la boue réalisé avec la sonde courte,activée au moyen d'une pompe centrifuge, accompagnéd'une période de relaxation de 2 heures et plus.On observe une zone relativement étroite qui montrebien que le dépôt est assez homogène et que P oh croîtquasi linéairement avec la profondeur. La valeurmoyenne de P oh croît de 32 KPa à 191 KPa respectivemententre 1,45 et 9,45 m de profondeur. La dispersiondes résultats indique des écarts de 4 à 13 % entreles valeurs minimale ou maximale et la moyenne.Comme ces résultats proviennent de six sondages, onpeut en déduire que cette technique est relativementbonne et efficace pour assurer une reproductibilité desrésultats.1007525o o~62050100150200 250Temps, min.300Fig. 2. - Courbe type de relaxation,argile de Saint-Alban.350 400° 0Pression horizontale, kPa50 100 150 2001,41----+----+-1\.\ moyenne et écarts,0,21-----1---1 t> 2 h0,4~~~.\\1~-._ ~\ CM 1 • t > 2h- \.~ C M 2 • t > 2 ht,~\~~Q \ ..."\ • \ \_ L{\ CG 4 • t = 10 min0,6t---\:..:~ ..~ (Sonde de 81 cm de lonoueur)E 0,81-------+--\~\~+__-_+_--+__-___lj "Ot---+--\~\----t_--j---i~ 1,2 ~~-\..-+-----+----1l~\ h"\\"_,_t1,6t-----+---t--,- t"~,,-"'rçô1,8t----J-----f-----_f_ .. 1 =-,---1, ,-.-- 025012,0'------l----..i-----l---...J....__....-.JFig. 3. - Pression horizontale des terres au reposmesurée par autoforage : sonde courte.Dans le but de mesurer l'influence de la durée de lapériode de relaxation sur les propriétés mesurées del'argile, le profil CG4 a été réalisé après une période derelaxation de seulement 10 minutes. Comme le montrentles résultats présentés sur la figure 3, on distingue,dans ce cas, une nette différence dans les valeurs deP oh mesurées, soit une augmentation moyenne de34 % définie par le rapport P oh (10 min) IPoh (2 h). Siles valeurs mesurées après 10 minutes sont maintenantcomparées aux P oh mesurés après 10 heures, l'augmentationpasse à 35 %. Ceci montre bien qu'en généra!la période de relaxation pour cette argile estapproximativement de 2 heures, comme représentésur la courbe type de la figure 2.Les résultats des deux profils obtenus par un autoforageà !a boue activée par une pompe manuelle sontégalement comparés aux résultats précédents sur lafigure 3. On observe que les résultats sont influencéspar le débit d'injection du fluide de forage. Suite auxobservations faites sur le terrain et à l'analyse des résultats,on peut en déduire qu'une mauvaise circulationdu fluide de forage peut créer des surpressions au fonddu forage, ce qui peut avoir pour conséquence unrefoulement et un remaniement du sol extérieur. Ilapparaît, tout au moins, que ces deux profils contribuentà élargir très nettement la zone des résultats précédents,ce qui montre qu'une certaine inefficacité se

ÉTUDE DES PROPRIÉTÉS D'UNE ARGILE SENSIBLE AU PRESSIOMÈTRE AUTOFOREUR 45dégage à l'usage d'un débit d'injection trop faible etprobablement irrégulier.Les résultats du profil C.G.E. obtenus en utilisant l'eaucomme fluide de forage, indiquent que l'eau rendl'autoforage moins performant, les valeurs de la pressionhorizontale étant erratiquement distribuées tant àl'intérieur qu'à l'extérieur de la zone établie à l'aide del'autoforage à la boue légère.Les résultats obtenus avec la sonde longue sontmontrés sur la figure 4 et comparés avec les résultatsprécédents obtenus avec la sonde courte. A faible profondeurles résultats sont relativement voisins alorsqu'au-delà de 4 mètres une nette différence distingueles deux séries de résultats. Compte tenu du fait que laprocédure de mise en place de la sonde a été identiquedans tous les cas, il faut retenir que c'est un effet longueurde sonde qui influence les résultats. Retenantque le motif justifiant ce changement de géométrievisait à réduire la vibration au niveau de la sonde parune plus grande surface au contact avec la paroi duforage, il y a lieu de croire que ce phénomène a uneinfluence sur la mesure des conditions initiales du sol.Les vibrations causent certainement une générationplus importante des pressions interstitielles, ce quiexplique que le temps de relaxation nécessaire à stabiliserla pression après l'arrêt de l'autoforage ~es! beaucoupplus long que celui obtenu par JEZEQUEL(1982) .00Pression horlzontole. kPa50 100 150200250La figure 5 représente, pour le site de Saint-Alban, lesvaleurs des pressions horizontales obtenues en pressiomètreautoforeur et au pressiomètre Ménard. Lesessais au pressiomètre Ménard (RaYet al., 1975) ontété réalisés dans un forage spécialement préparé àl'aide d'une tarière motorisée à injection de boue. Onconstate que les résultats d'essais provenant de la techniqued'autoforage avec la sonde courte sont nettementdifférents de la technique d'autoforage avec lasonde longue ou de la tarière motorisée. Pour ces deuxtechniques, la densité de la boue était la même. Onobserve que les pressions horizontales mesurées avecle pressiomètre Ménard sont inférieures d'environ 15 à20 % par rapport à celles obtenues par autoforageavec la sonde courte et tout à fait comparables aveccelles obtenues avec la sonde longue. Il apparaît doncque la sonde courte accompagnée de vibrations nonnégligeablesinfluencent grandement les résultats de lapression horizontale. Les valeurs élevées obtenuesavec la sonde courte semblent inacceptables et nousanalyserons cette conséquence sur l'évaluation ducoefficient ka.Coefficient k oLa mesure de la pression horizontale des terres permetde passer au calcul du coefficient ka par le rapport P'oh/p'ov' Pour le site de Saint-Alban, les valeurs de P'ov ontété déterminées d'après le profil des poids volumiques50Pression horizontale. kPa100 150 200250234.. ­:::l~ 5c:oë0..601\~\o~~o \~AutoforaQe:\\Sonde courtev OG5!• OG6 Sonde lonQueo OG7\.o.;~1-~234: 1Pressiamètre autofooreur 1sonde 100000ue) l-a Pressiolnètre Ménard,0 Roy et al ,1975001---.-0Q~0a a'1 0000Vo0.0077o~8~\I~~\89910Fig. 4. - Pression horizontale des terres au reposmesurée par autoforage : sonde courte vssonde longue.110Fig. 5. - Pression horizontale des terres au repos:pressiomètre autoforeur (sonde longue)et pressiomètre Ménard.

46 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEreprésenté sur la figure 1, en tenant compte du niveaude la nappe située à 0,6 m de profondeur, et du gradienthydraulique ascendant de 0,2. Les coefficientska, calculés pour les essais réalisés avec la sonde courteet à la boue légère activée par pompe centrifuge variententre 1,3 et 1,7 avec une moyenne d'environ 1,5.Comme'il fallait s'y attendre, ces valeurs de ka sont nettementtrop élevées et démontrent que cette séried'essais n'était pas adéquate pour mesurer la pressionhorizontale du sol en place.Quant aux résultats de ka calculés des poussées horizontalesmesurées avec la sonde longue, ils sont présentéssur la figure 6. Pour fin de comparaison lesvaleurs de ka obtenues sur le site de Saint-Alban aumoyen du pressiomètre Ménard (ROY et al., 1975),par fracturation hydraulique et au moyen de cellules decontrainte totale (TAVENAS et al., 1975) sont égalementreprésentées sur la figure 6. Dans la partie supérieuredu dépôt, c'est-à-dire entre 1,5 et 5 m de profondeur,les valeurs de ka, calculés par ces différentestechniques de mesure sont en général du même ordrede grandeur, bien que la limite inférieure soit constammentobtenue pour le pressiomètre Ménard. Entre 5 et7,5 m de profondeur, les résultats obtenus par autoforageet au pressiomètre Ménard sont systématiquementplus faibles que ceux obtenus au moyen desautres techniques. Dans l'ensemble les valeurs de kasont voisines de l'unité immédiatement sous la croûteet décroissent graduellement à une valeur moyenne de0,6 à la profondeur de 7,5 m.4.2. Phase de mise en chargeLorsque la pression horizontale des terres au repos estatteinte, suite a la période de relaxation, on est enmesure d'effectuer l'essai d'expansion non drainée àdéformation contrôlée, De cette seconde phase del'essai on est en mesure de déduire, à partir de la23Ei~ 4.2 oci:5678Fig. 6.0,5o·60•~ ~o.6 0 • 0 00~DdtâF• J6 OlID M0 • 0 0• • o Pressiomètre Ménard(Roy et 01 , 1975 )o-.-~+=0 00Coefficient Ko1,0 1,5 2,0 2,5â Fracturation hydraulique -( Tovenos et 01 ,1.975)o Cellule de contrainte totJIE(Tovenos et 01, 1975)-" 1Autofor0ge~ i: sonde lonQueCoefficient Ka obtenu par différentesméthodes.courbe pression-déformation, les modules pressiométriques,la résistance au cisaillement non drainé ainsique la pression limite de l'argile.Dans nos essais à déformation contrôlée, la vitessed'expansion standard a été fixée à 20 cm 3 /min.Cependant, comme la vitesse peut influencer le résultatexpérimental, trois profils ont été réalisés avec lasonde courte à des vitesses de 6, 12 et 36 cm 3 /min,respectivement (voir tableau 1).Tableeau 1. - Liste des caractéristiques de forage et d'essai retenues pour chacun des forages.ForageFin Fluide Mode Temps Vitesse d'essaidu forage (m) de forage d'injection de relaxation (cm 3 /min)CM1 7,45 bentonite manuel > 2 heures 20CG1 9,45 bentonite centrifuge > 2 heures 20AG 9,45 bentonite centrifuge > 2 heures 6CG2 9,45 bentonite centrifuge > 2 heures 20CG3 9,45 bentonite centrifuge > 2 heures 20BG 9,45 bentonite centrifuge > 2 heures 12CM2 9,45 bentonite manuel > 2 heures 20DG 8,45 bentonite centrifuge > 2 heures 36CGE 8,45 eau centrifuge > 2 heures 20CG4 8,45 bentonite centrifuge 10 minutes 20DG5 5,40 bentonite centrifuge > 2 heures 36DG6 6,10 bentonite centrifuge > 2 heures 36DG7 6,40 bentonite centrifuge > 2 heures 36Légende: Les indices A, B, C, D désignent respectivement les vitesses d'essai de 6, 12,20 et 36 cm 3 / min.Les indices M et G désignent respectivement la pompe manuelle et la pompe centrifuge électrique.L'indice E désigne l'eau comme fluide de forage.

ÉTUDE DES PROPRIÉTÉS D'UNE ARGILE SENSIBLE AU PRESSIOMÉTRE AUTOFOREUR 47Courbe pression-déformationUne courbe type d'expansion non drainée obtenuedans l'argile de Saint-Alban est présentée sur la figure 7.On observe le point de départ, correspondant à la pressionhorizontale des terres au repos, suivi d'une courbeconcave sans partie linéaire qui se termine, en principe,par la mesure de la pression limite. Les courbesd'expansion qui ne font apparaître aucun pointd'inflexion, indiquent raisonnablement bien que lepoint de départ de la courbe correspond à la pressionhorizontale discutée précédemment.Modules pressL0rYJétriques : Selon les travaux deBAGUELIN, JEZEQUEL et SHIELDS (1978), deuxmodules de cisaillement sont définis sur la courbed'expansion, soit ~o, le module initial tangent, et G ps,le module sécant. Ce dernier module est calculé à partirdu point représentant la rupture (déviateur maximum),comme on le montre sur la figure 7. Les modulesde déformation pressiométriques E o et Es sont alorscalculés à l'aide de la relationE = 2(1 + À) G poù À est le coefficient de Poisson.- Résistance au cisaillement : Les données de lacourbe d'expansion (pression-déformation), permettentpar différenciation de retrouver la loi de cisaillement:T = f(co) = co(dF / dE 0) (1 + co) (1 + co/2)où Co est la déformation circonférentielle au contact dela sonde et F l'équation de la courbe d'expansion. Laméthode de dérivation retenue pour notre interprétationest celle qui utilise cinq points (BAGUELIN et al.,1972). La loi de cisaillement dérivée de la courbed'expansion (fig. 7) est montrée sur la figure 8 commeun exemple type tiré de nos essais.765o~ 4~. ..c.2i 3~2-Cb,4Fig. 7. -Saint - AlbonSondage DG7Essai no 2Z'2,5mP.A.F-----Of>j,..........,~ 1/~P~Gpo0,6 0,7 0,8Pres.ion. bar.~. iCourbe type pression-déformation mesuréeau pressiomètre autoforeur.0,9f11,07650:::~ 4~"IIIc:.S!ë E 3~.QiCl2•\.~\ --:1\\L.J-~----o o 0,05 0, 10 0,15 0,20Résistance au cisaillement, ,barsSaint - AI bonSondoqe DG7 :-Essoi no 2Z= 2,5mFig. 8. - Courbe type contrainte déformationdérivée de la courbe d'expansion.0,25- Pression limite : La pression limite est la pressionexercée sur la paroi de la cavité lorsque l'expansiontend vers l'infini. A cause des limitations de l'expansion,lors de la réalisation des essais, la valeurde la pression limite peut être déterminée par l'unedes quatre méthodes suivantes : la méthode semilogarithmique(GIBSON et ANDERSON, 1961), laméthode conventionnelle de Ménard, la méthode bilogarithmique(LEMÉE, 1973) ainsi que la méthode dela courbe inverse (VAN WANBEKE et d'ENRICOURT,1971). Selon les résultats de JUNEAU (1975), cesméthodes conduisent à déterminer la pression limiteavec un écart de 12 %, la méthode de Ménard (lorsquele volume initial est doublé) fournissant la valeurminimale et GIBSON et ANDERSON la valeur maximale.Modules pressiométriquesLe module initial tangent E o et le module sécant Es aupoint de rupture sont représentés sur la figure 9. Dansla mesure où l'effet de la vitesse de déformation n'a pasété perçu dans les calculs des modules, probablement àcause du petit domaine de variation étudié (de 6 à36 cm 3 /min), les résultats obtenus dans les forages à laboue activée par une pompe centrifuge sont regroupéspour définir les profils de modules calculés des résultatsd'essais obtenus des sondes courte et longue. On montrequ'avec la sonde courte la moyenne du module initialtangent E o varie de 8 à 39 MPa entre les profondeursde 2 et 9 m, alors que la moyenne du modulesécant passe de 5,5 à 24,7 MPa entre les mêmes pro-

48 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE5Module pressiométrique, M Po10 15 20 25 30 3540Module pressiométrique initial tangent, MPa5 10 15 20 25 30 3540123E 47e910r 1 y • DG6 DG5 i E 1--o•_~ .DG7l-6-t E 0~1 foroQe. 'I-\-- I~ '"CGI,CG2 -......... E. AG,BG el DG.~ ~ ~ \r ~~"-~K'1- "" \\~~1--Fig. 9. - Modules pressiométriques déduitsdes courbes pression-déformation.fondeurs. Sur la figure 9 on présente également lesrésultats obtenus avec la sonde longue. Les valeurs dumodule intial tangent sont plus faibles et varient de 3,4à Il,1 MPa entre les profondeurs de 2 et 5 m. Ces derniersrésultats nous apparaissent plus valables comptetenu des explications fournies dans la section précédente.La figure 10 montre les résultats obtenus dans les foragesC.M.1, C.M.2 et C.G.E. réalisés respectivement àla boue activée manuellement et à l'eau activée à lapompe centrifuge. Notre comparaison se limite aumodule initial tangent, compte tenu des difficultés rencontréesavec ces techniques de forage. On observeque la moyenne pour les forages C.M.1 et C.M.2 est,en général, plus faible que la moyenne obtenue dansles forages précédents. Ceci découle du fait qu'avecune circulation activée manuellement on n'arrive pas àdégager entièrement l'argile remaniée à l'intérieur de latrousse coupante et que des surpressions et du refoulementse produisent pendant l'autoforage. Ces résultatssont en accord avec les résultats précédents p'ortant surla pression horizontale des terres au repos. Egalementsur cette figure, on présente le profil des modules calculésavec les résultats du forage C.G.E. Dans ce cas,le module étant en général plus élevé, on peut endéduire que l'eau n'est pas un fluide approprié pourréussir l'autoforage dans les argiles.Les résultats du forage C.G.4, réalisé avec un tempsde relaxation de 10 minutes, ont été analysés mais iln'a pas été possible d'en tirer des valeurs de module.La comparaison des modules pressiométriques E o , Es,obtenus par autoforage (sonde longue), et E m , obtenuspar les différentes techniques de mise en place de lasonde Ménard (ROY et al., 1975), est présentée sur lafigure 11. Tout d'abord, les résultats obtenus avec lasonde Ménard ont été réalisés avec différentes techniquesde forage qui se différencient principalement par123E 47e910~71/ ,. -.>-< E o. FiQ. 7y E o ' CMI el CM 2 1-0 E 0, CGEl'\.h..'\.~~\ .......,'\~~0~\~"\ "'-I/'i-- u1--1Fig. 10. - Comparaison des modules pressiométriquesinitiaux tangents en fonction du mode d'injectionet du fluide de forage.le rapport;i'correspondant respectivement aux diamètresdu forage et de la sonde Ménard. Pour un autreprofil, la sonde Ménard a été vérinée directement dansle sol, avec une période de relaxation suffisammentlongue pour dissiper les surpressions interstitielles defonçage.On:iobserve que le profil A de E m est obtenu lorsqueest plus grand que l'unité, le diamètre du forageétant alors plus grand que celui de la sonde. Avec ceprocédé traditionnel, une zone mince remaniée peutexister dans la paroi et celle-ci a pu fluer avant la phasede mise en charge. Dans le cas où %i =1, les diamètressont égaux et les modules sont plus élevés de 60 %à 100 % comme le montre le profil B. Lorsque le rapport:i est inférieur à l'unité, la sonde est mise enplace dans une cavité de diamètre plus faible que celuide la sonde. Il y a donc eu un léger refoulement de laparoi de la cavité avant de procéder à la mise en chargedu sol. Dans ce dernier cas, également, il a pu y avoirfluage de la paroi avant la mise en place de la sonde.On observe dans ce cas une nette augmentation dumodule E m , (profil C) par rapport au cas précédent.Ces trois cas montrent bien que la technique utiliséepour mettre en place la sonde Ménard impose un cheminementde contraintes qui diffère et qu'en conséquencela valeur du module de déformation peut varierde 100 à 150 %.Le profil D, réalisé en fonçant directement la sondedans l'argile, avec une période de relaxation avant lamise en charge, se dégage nettement des trois précédents.L'écart avec le profil A est d'environ 340 %dans la partie supérieure du dépôt et monte jusqu'àplus de 700 % dans sa partie inférieure. Il est importantde préciser que le profil D correspond à desvaleurs de modules d'une argile remaniée-reconsolidéeen place autour de la sonde pressiométrique.

ÉTUDE DES PROPRIÉTÉS D'UNE ARGILE SENSIBLE AU PRESSIOMÉTRE AUTOFOREUR 49oo25Module pressiomêtriqu8 t MPa10 15 20 25 309 Sonde Foroge Ropport1- . ep"mm epoP" 4>olep, -A .... 44 51 >1•B b-44 44 1 Ro)' et ot-C 0-60 511975

50 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUElaRésistance au cisaillement cu, kPo20 30 40 506070E1 " Seis.omètreo Pres.iomètre Ménord(Roy et 01, 1975)2=X'[4....i: 5"tlc:~ oCL 67lJ. Pre••iamèlreout010reur\-~~-~l~ \ 10\Nl[cm]89laFig. 13. -~ ~i\ 1Résistance au cisaillement non drainéobtenue au moyen de différentes techniquesd'autoforage." CThdirection de cisoillementautoforeur d'autre part. On observe que la techniqued'autoforage conduit à des résultats nettement plus élevésde la résistance au cisaillement, soit de 8 et 35 %plus élevés que ceux de Ménard et de 100 % à 180 %plus élevés que ceux du scissomètre.Dans le but de comparer les résistances au cisaillementmesurées à l'autoforage à celles mesurées dans unappareil en déformation plane, nous avons réalisédeux séries d'essais du type CAU. Dans une premièresérie les essais ont été cisaillés dans la direction verticalealors que dans la deuxième série les essais l'ont étédans la direction horizontale. La figure 14 indique laposition de l'échantillon au moment du prélèvementainsi que celle occupée au moment de le soumettre àun cisaillement horizontal dans l'appareil à déformationplane. Les valeurs de k o retenues pour la consolidationanisotrope sont celles calculées des essais par autoforageavec la sonde longue.Les résultats présentés sur la figure 15 montrent que lesessais CAU cisaillés verticalement donnent les résistancesles plus faibles, lesquelles se comparent très bienavec les résistances du scissomètre de chantier (fig. 13).Quant aux résultats des essais CAU cisaillés horizontalement,ils se rapprochent des résistances obtenues parautoforage tout en y demeurant plus faibles d'environ20 %. Toutefois, ces mêmes résultats CAU se comparentrelativement bien avec les résultats obtenus aupressiomètre Ménard (fig. 13). Des résultats d'essaistriaxaux CAU, également montrés sur la figure 15,indiquent que ce profil de résistance est supérieur auxprofils des essais CAU en déformation plane.1·'---12,7---1[cm]Fig. 14. - Découpage et montage de l'échantillonsollicité horizontalement dans l'appareilà déformation plane.L'ensemble des résultats de la résistance au cisaillementsmontre bien la variation possible de celle-ci enfonction de la nature de l'essai. Les essais CAU endéformation plane et CAU au triaxial donnent desrésistances qui sont relativement près de celles obtenuespar autoforage.Pression limiteLes pressions limites, évaluées selon 'les méthodesidentifiées précédemment sont représentées sur lafigure 16 pour l'ensemble des forages du programmeréalisé. La pression limite moyenne varie de 125 kPa à450 kPa entre les profondeurs de 1,5 et 9 m. Cesrésultats indiquent que les méthodes d'interprétationamènent une certaine dispersion dans les résultats de lapression limite. La limite inférieure de la zone est fourniepar la méthode de la courbe inverse (VAN WAN­BEKE et d'ENRICOURT, 1971) et la limite supérieure

ÉTUDE DES PROPRIÉTÉS D'UNE ARGILE SENSIBLE AU PRESSIOMÉTRE AUTOFOREUR 51Résistance au cisaillement Cu. kPao0r-_.....;ITo°__.;;;2;;.O__.;;;30,..._.....;4;o.050i"-_~60" Autoforaoeo CAU (vert.) 1. ....----+----+-1 • CAU (horiz-ll deformatlOl'l plane21---03t---+\~ 4 ...----+--\----l\:::>QI." Co '0It 5 1----+--\--+----4...\• CAU triaxialeLes résultats obtenus au moyen de l'autoforage sont engénéral bien différents de ceux que l'on avait obtenusprécédemment avec le pressiomètre Ménard (ROY etal., 1975). Le premier facteur qui explique cette différenceest la technique de mise en place de la sonde parautoforage. Déjà en 1975, on avait montré que la réalisationd'un forage au carottier, aussi bien que le vérinagedirect de la sonde Ménard dans le sol, conduisaientà mesurer correctement seulement la pressionlimite du sol. En réalisant un forage plus soigné, à l'aided'une tarière motorisée à injection de boue, nous sommesparvenus à améliorer considérablement la qualitédu forage et à obtenir une paroi de forage sur laquelle ila été possible de mesurer toutes les caractéristiquespressiométriques du sol. La comparaison des résultatsobtenus au moyen de ces différentes techniques montreque le forage à la tarière utilisé en 1975 a permis desolliciter une paroi quasi intacte. On peut confirmermaintenant que la présence d'une zone de sol légèrementremanié de la paroi a pu influencer la mesure desparamètres pressiométriques. De plus, l'absence d'unephase de relaxation bien contrôlée de la paroi d'unforage peut jouer un rôle important. Ce point est partiellementmis en évidence lorsque l'on compare lesprofils C et 0 de la figure Il.Tous ces résultats confirment qu'avec l'autoforagenous sommes en mesure de solliciter le sol au voisinagede sa condition intacte. Il est particulièrement encourageantde constater que, même dans une. argile trèsmolle et sensible, il est possible de pratiquer l'autoforageavec un certain succès.L'avantage particulier de l'autoforage est de permettrela mesure in situ de la pression totale horizontale desterres au moment de la mise en place de la sonde. Lesrésultats de la figure 6, portant sur les valeurs du coefficientK o , illustrent très bien la supériorité de cette techniquede mesure, due au fait que les deux autres techniquesde mesure se réalisent dans un sol remanié parla mise en place des appareils.Dans la phase de mise en charge du sol, les résultatsprésentés sur les figures Il et 12 montrent bien lesgains réalisés sur les mesures du module et de la résistanceau cisaillement. Ces écarts très importants, égaleparla méthode de GIBSON et ANDERSON, 1961. Ceparamètre demeure facile à obtenir et, dans un dépôtd'argile comme celui de Saint-Alban, la reproductibilitéde la mesure en général ne pose pas de problème.Sur la figure16 sont également représentées lesvaleurs des pressions limi!es mesurées au pressiomètreMénard (méthode de MENARD). L'importance de laplage des résultats provient des différentes techniquesde mise en place de la sonde (1 > : > 1) ainsique des sondes AX et BX utilisées (ROY et al., 1975).Les résultats obtenus avec la sonde BX ont contribué àélargir d'une façon importante la plage des résultats ducôté supérieur, à cause du rapport LlO qui est beaucoupplus faible pour cette sonde.La comparaison des résultats montre que les valeursdu profil m9yen obtenu par autoforage sont égales àcelles de MENARD.6 ...----+----->\+--=----i."71---+----+\---1---\-4.,...-'\,--+----;81---+----1----1----+---,,---;91-----"----'----'----L..----'---.....Fig. 15. - Comparaison des résistancesau cisaillement mesurées en laboratoire et in situ.00'1-__.:.: 100 ;::;-_--=::;.:..__..:;;.::...._....:.:;.:-_--=::;.:..__.;;;;21---- 131-------+4t----+--E"i 5t----+---'~e

52REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEment mesurés dans d'autres cas (BAGUELIN et al.,1978; GIONNA et al., 1982), sont attribuables auxfacteurs mentionnés précédemment. De plus, lors de lamise en place de la sonde par autoforage, nous avonsadopté une période de relaxation de plus de deux heurespour assurer la dissipation des pressions interstitielles.Notre expérience avec le piézocone (ROY et al.,1982) nous indique que la dissipation était terminéeaprès cette période. Par contre, dans les résultats obtenusau pressiomètre Ménard, la mise en charge du sola suivi immédiatement la phase de préparation du troude forage. Avec cette technique, la résistance au cisaillementest largement influencée par les surpressionsinterstitielles autour de la cavité et est logiquement plusfaible que celle obtenue après une période de relaxationplus importante. Ceci est en accord avec les résultatsconcernant les profils de résistance (fig. 12) obtenuspar autoforage, après une période de relaxationlimitée à 10 minutes.En fonction des résultats obtenus par autoforage, il estcependant encore nécessaire de se demander si l'oncontrôle bien le remaniement dans le processus del'autoforage. Sinon, comment peut-on arriver à lequantifier? De plus, il serait normal de croire qu'unautoforage réalisé avec succès ne devrait pas créer desurpressions interstitielles, comme nous arrivons àl'obtenir avec une technique de carottage de très bonnequalité (LAROCHELLE et al., 1981).6. CONCLUSIONL'expérimentation du pressiomètre autoforeur dansl'argile molle et sensible du site de Saint-Alban met enévidence une nette supériorité de la technique del'autoforage pour définir les caractéristiques pressiométriquesdes sols mous.L'autoforage permet, dans un premier temps, de prendreen compte l'état de référence initial, qui correspondquasiment à la condition naturelle du sol. A cet effet, lamesure de la pression totale horizontale mérite uneplus grande crédibilité que celles tirées des autresméthodes. Cependant, la période de relaxation quiaccompagne la phase de mise en place dans une argilesensible et qui est nécessaire pour mesurer la pressiontotale horizontale dans le sol, est relativement longue etindique que des mesures de pressions interstitiellesdevraient être réalisées pour faciliter la compréhensionde ce phénomène.Dans un deuxième temps, une courbe d'expansionmonotone, donc sans point d'inflexion, est une indicationde la qualité de l'essai et des caractéristiques quel'on en déduira par la suite. L'autoforage permet desolliciter le sol pour de petites déformations et de définirun module de cisaillement dès l'application des premierspaliers de chargement. L'argile a dans ce cas uncomportement très proche de celui de l'argile intacte.REMERCIEMENTSLes résultats d'essais présentés dans cette article ont étéobtenus par le personnel de la Section de géotechniquede l'Université Laval, Québec. Les auteurs remercientspécialement les professeurs LAROCHELLE etTAVENAS pour leurs contributions au cours de cetteétude. Ils remercient également les personnels techniqueet de secrétariat qui y ont contribué;. Le supportfinancier a été fourni par le ministère de l'Education duQuébec, ainsi que par le Conseil de recherches ensciences naturelles et en génie du Canada (subventionA-7744).BIBLIOGRAPHIE1. AMAR S., BAGUELINF., FRANKR., JÉZÉQUELJ.F. (1981), L'autoforage. Travaux, nO 552,pp. 63-76.2. BAGUELIN F., JÉZÉQUEL J.F., LEMÉE E., LEMÉHAUTÉ A. (1972), Expansion of cylindricalprobes in cohesive soils. A.S.C.E., Journal of theGeotechnical Engineering Division, vol. 98,nO SM11, pp. 1129-1142.3. BAGUELIN F., JÉZÉQUEL J.F. (1973), Le pressiomètreautoforeur. Annales de l'Institut Techniquedu Bâtiment et des Travaux Publics, supplémentnos 307-308, nO 97, pp. 133-160.4. BAGUELIN F., JÉZÉQUEL J.F., SHIELDS D.H.(1978), The pressuremeter and foundations engineering.Trans Tech Publications, Clausthal,France.5. DENBY M.G., CLOUGH G.W. (1980). SeIfboringpressuremeter tests in clay. A.S.C.E.,Journal of the Geotechnical Engineering Division,vol. 106, nO 12, pp. 1369-1387.6. GHIONNA V., JAMIOLKOWSKI M., LANCEL­LOTTA R. (1982), Caractéristiques des argilessaturées tirées des essais P.A.F. Symposium sur lapressiométrie et ses applications en mer,L.C.P.C., Paris, pp. 177-199.7. GHIONNA V., JAMIOLKOWSKI M., LACASSES., LADD C.C., LANCELLOTTA R., LUNNE T.(1983), Évaluation of self-boring pressuremeter.Proceedings of the International Symposium onSoil and Rock Investigation by in Situ Testing,Paris, vol. Il, pp. 275-281.8. GIBSON R.E., ANDERSON W.F. (1961), In situmeasurement of soil properties with pressuremeter.Civil Engineering Public Works Review,vol. 56, nO 658, pp. 151-160.9. JÉZÉQUEL J.F. 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ÉTUDE DES PROPRIÉTÉS D'UNE ARGILE SENSIBLE AU PRESSIOMÈTRE AUTOFOREUR 5313. LACASSE S., LUNNE T. (1982), Contraintehorizontale in situ à partir d'essais pressiométriques.Symposium sur la pressiométrie et ses applicationsen mer, Paris, L.C.P.C., pp. 199-220.14. LADANYI B. (1963), Expansion of cavity in asaturated clay medium. A.S.C.E., Journal of theSoil Mechanics and foundation Engineering Division,vol. 90, nO S.M.4, pp. 127-161.15. LADANYI B. (1972). In situ determination ofundrained stress-strain behaviour of sensitive clayswith the pressuremeter. Revue canadienne degéotechnique, vol. 9, nO 3, pp. 313-319.16. LAROCHELLE P., SARRAILH J., TAVENAS F.,ROY M., LEROUEIL S. (1981), Causes of samplingdisturbance and design of a new sampler forsensitive soils. Revue canadienne de géotechnique,vol. 18, nO 1, pp. 52-66.17. LAROCHELLE P., TRAK B., TAVENAS F.A.,ROY M. (1974), Fai/ure of a test embankment ona sensitive Champlain clay deposit. Revue canadiennede géotechnique, vol. Il, nO 1, pp. 142­164.18. LAW K.T., EDEN W.J. (1980), Influence of cuttingshoe size in self-boring pressuremeter tests insensitive clays. Revue canadienne de géotechnique,vol. 17, nO 2, pp. 165-173.19. LEMÉE E. (1973), Simulation analytique de lacourbe pressiométrique. Laboratoire régional desPonts et Chaussées de Saint-Brieuc, pp. 1-6.20. MÉNARD L. (1957), Mesure in situ des propriétésphysiques des sols. Annales des Ponts et Chaussées,Paris, nO 14, pp. 357-377.21. PALMER A.C. (1972), Undrained plane-strainexpansion of a cylindrical cavity in clay: a simpleinterpretation of the pressuremeter test. Géotechnique,vol. 22, nO 3, pp. 451-457.22. PREVOST J.H., HOEG K. (1975), Analyses ofpressuremeter in strain-softening sail. A.S.C.E.,Journal of the Geotechnical Engineering Division,vol. 101, nO 8, pp. 717-731.23. ROYM., TREMBLAY M., TAVENASF., LARO­CHELLE P. (1982), Development ofpore pressuresin quasi-static penetration tests in sensitiveclay. Revue canadienne de géotechnique, vol. 19,nO 2, pp. 124-138.24. ROY M., JUNEAU R., LAROCHELLE P.,TAVENAS F.A. (1975), In situ measurement ofthe properties of sensitive clays by pressuremetertests. A. S.C.E., Proceeding of the Specialty Conferenceon in Situ Measurement of Soils Properties,Raleigh, N.C., vol. 1, pp. 350-372.25. SALENÇON J. (1966), Expansion quasi statiqued'une cavité à symétrie sphérique ou cylindriquedans un milieu élasto-plastique. Annales desPonts et Chaussées, Paris, 3, pp. 175-187.26. TAVENAS F.A., BLANCHETTE G., LEROUEILS., LAROCHELLE P. (1975), Difficulties in the insitu determination of Ka in soft sensitive clays.A.S.C.E, Proceedings of the Specialty Conferenceon in Situ Measurement of Soil Properties,Raleigh, N.C., vol. 1, pp. 450-476.27. VANWANBEKE A., d'ENRICOURT J. (1971),Courbes pressiométriques inverses : Méthoded'interpréta~ion de l'essai pressiométrique. Publicationde l'Ecole Royale Militaire de Bruxelles.28. VESIC A.C. (1972), Expansion of cavities in aninfinite soil mass. A.S.C.E, Journal of the GeotechnicalEngineering, vol. 98, 3, pp. 265-290.29. WROTH C.P., HUGHES J.M.O. (1973), Aninstrument for in situ measurement of the propertiesof soft clays. Comptes rendus du VIlle CongrèsInternational de Mécanique des Sols et desTravaux de Fondations, Moscou, vol. 1, pp. 487­494.

éalisation de la fouille de l'usine de Brégnier-Cordonwork excavation of the Bregnier-Cordon power stationM. LLOPISCompagnie Nationale du Rhône *RésuméAprès avoir situé l'emplacement des travaux de l'usine et précisé la stratigraphiedu sol sur le site, l'exposé rappelle les conclusions résultant des essais depompage.L'exposé précise ensuite les caractéristiques géométriques de la fouille del'usine, ainsi que l'ensemble du dispositif de rabattement mis en place avec lescontraintes de la maintenance de ce dispositif pendant toute la durée destravaux d'exécution.Le volume réel de rabattement et l'évolutjon des débits correspondants sontdonnés en fin d'exposé.AbstractAfter the works of the power station have been located and the stratigraphy of thesoil on the spot has been specified, the report recalls to memory the conclusionsresulting from the pumping tests.Then, the report explains the special features of the excavation of the power stationand of the pumping device which needed an uninterrupted maintenance during theexecution of the works.The actuallowering volume and the corresponding discharges variations are listedat the end of the report.* 2, rue André-Bonin - 69316 Lyon Cedex 04.

56 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE1. SITUATION DE LA CHUTEDE BRÉGNIER-CORDONLa chute de Brégnier-Cordon s'inscrit dans le cadre del'aménagement hydro-électrique du Haut-Rhône dontelle constitue la. troisième chute réalisée à l'aval deSeyssel sur l'ensemble des cinq prévues. Situé entreBelley et le pont d'Evieu à l'aval, l'aménagement de lachute de Brégnier-Cordon intéresse une longueur duRhône de 28 km environ; il comprend, de l'amontvers l'aval :- une retenue de 12 km ;- un barrage de retenue situé en rive gauche duRhône sur la commune de Champagneux et complétépar une petite usine hydro-électrique;- un canal d'amenée de 5 km de longueur quis'écarte de la plaine du Rhône en empruntant ladépression occupée par le lac de Pluvis et en passantau sud du village de Brégnier-Cordon;- une usine hydro-électrique, située en rive droite duRhôn-e, dans le lit majeur, sur la commune de Brégnier­Cordon; cette usine comporte deux groupes bulbescapables d'une production annuelle moyenne de360 GWh (360 millions de kWh), avec une chute dehauteur maximale 14,3 m environ et un débit d'équipementde 700 m 3 /s;- un canal de fuite de 3 km de longueur creusé dansles alluvions fluviales de la plaine du Rhône et dans lessilts sous-jacents.2. GÉOLOGIE ET STRATIGRAPHIE DU SOLSUR LE SITE DE L'USINE2.1. Stratigraphie du terrain (fig. 1)Les sondages de reconnaissance réalisés sur le site del'usine au cours de deux campagnes successives, lesanalyses effectuées au laboratoire sur échantillons et lasynthèse des caractéristiques des sols ont permisd'aboutir à la stratification suivante du terrain.La cote du terrain naturel, pratiquement horizontaldans toute la zone, est voisine du niveau N.G.F.(207,00) et celle de la nappe de (206,00) environ.Sous une faible épaisseur de terre végétale et de limonargilo-sableux (2,00 m environ), on rencontre unecouche de graviers sableux d'épaisseur moyenne 8 m à9 m, puis une couche de sables fins silteux pratiquementnon plastiques de caractéristiques mécaniquesélevées et peu compressibles, très peu perméables(perméabilité de l'ordre de 8,10- 6 mis) avec intercalationsplus marneuses et, vers 42 m environ au-dessousdu terrain naturel (cote N.G.F. 165,00 environ), unhorizon de 2 à 3 m d'épaisseur constitué de silts plusfins et moins perméables.Par ailleurs, les essais réalisés sur les échantillons prélevésdans les sondages lors de la dernière campagne ontpermis de mettre en évidence la forte anisotropie du solde fondation. Enfin, un sondage, arrêté dans les sablessilteux à 100 m de profondeur, n'a pas permis dereconnaître un éventuel fond étanche sous les sablessilteux.Cotes Epa:~ Designation des terrainsNivels~i,icKn. (50il description)Iml lml2071961651609315Fig. 1. - Coupe schématique du terrainsur le site de l'usine(soil schematic profile on the locationof the power station)Observations( Comments)Terrain naturel (Natural soil) r- napp:,.-:.~.~~ ~"Tr'!'r~ -t:~:::l';-''b-u ~~- ;---'; v"'\.l'·~C/"'.Y·v-:'-J·-~'li..a waterv '..,Qu DOt! "'3 ùoV;,.co grav,ers silteux. KH .,0 mjs - /" .. ~P":C0(silty gravel _ KH .,o'3m/ s ) o'S lièS 0 Co n ~b ~ Cl OZ) Q Cl ~ Cl Vo :.!s?ble fin.Jlteux plus !l1'Il'é!",,,.éciblf> .~ ~(sllty .fl~e:sa~d ~t>;~ !mJ1ervl~s) ~ J:.'h\:·~·:.~·~:·:::.~·~.:~;;:~~~·.-.~;~.-~·_~:~~:rt:·~~- .~::~.''!j "; !sa ble fin silteux ~ ~(silty fine sand) ~ lioC( ~... o2.2. Essais de pompageLes essais de pompage avaient pour objet :- de tester in situ la perméabilité et l'anisotropie dessables silteux dans lesquels seraient réalisées les fouillesde l'usine;- de déterminer la capacité de rabattement des puitsenvisagés, avec leurs caractéristiques dimensionnelles;- de tester les techniques de réalisation des puits derabattement.Préalablement à la réalisation des essais de pompage, ilest apparu nécessaire d'effectuer une étude de la schématisationde ces essais sur modèles analogique électriquebidimensionnel et mathématique tridimensionnel.Cette étude tenait compte d'un ensemble de dispositionspratiques liées à la nature des travaux à réaliser:dimensions de la fouille du batardeau de protection duchantier, écran périphérique isolant l'aquifère perméablesur la hauteur des graviers, horizons plus marneuxdans les silts qu'elle assimilait à un milieu homogène etanisotrope du point de vue des perméabilités avec unkrapport d'anisotropie a-t. Après étude de la variationvdu potentiel hydraulique en fonction des rapportsd'anisotropie (variant de 1 à 400) en des points distantsde 5, 10, 20, 50 et 100 m du puits, le schéma de principeà adopter pour l'essai de pompage était défini.

RÉALISATION DE LA FOUILLE DE L'USINE DE BRÉGNIER-CORDON 57Les essais de pompage ont pu être ainsi réalisés in situsur des puits de gros diamètre exécutés suivant deuxtechniques : le vibro-fonçage et le forage en rotation àla boue autodestructible du type « RE VERT».De ces essais de pompage, il ressortait que :- le forage des puits par vibro-fonçage était à proscrire; seul le forage en rotation à la boue autodestructibledonnait satisfaction; le forage à l'eau claire s'étaitrévélé difficile, sinon impossible;- la perméabilité horizontale dans les sables silteuxétait, en moyenne, de l'ordre de k H = 4,10- 5 mis ;k- le rapport d'anisotropie: a = --f- > 100;v- la capacité maximale prévisible d'un puits de rabattementétait comprise entre 20 m 3 /h et 50 m 3 /h ;- pour rabattre la nappe de 25 m dans la fouille, ilfaudrait pouvoir pomper avec un débit moyen de450 m 3 /h à 500 m 3 /h.3. FOUILLE DE L'USINE3.1. DimensionsL'usine est fondée au niveau (184,50) soit à 22,50 mau-dessous du terrain naturel.La construction, à l'abri d'une enceinte d'une longueurde 280 m, d'une largeur de 180 m et d'une profondeurde 22,50 m environ, a nécessité la réalisation à secd'une fouille de volume 340 000 m 3 environ dont240 000 m 3 d'alluvions sablo-graveleuses composantle sol de couverture et 100 000 m 3 environ de sablessilteux constituant le fond de la fouille et l'assise del'usine.3.2. Enceinte de protection (fig. 2 et 3)La présence du Rhône à proximité de la fouille del'usine et la forte perméabilité des alluvions entre le terrainnaturel à (207,00) et le niveau de contact dessables silteux à (195,00) ont nécessité la constructiond'une coupure étanche des alluvions sablo-graveleusesconstituée par une paroi en bentonite-ciment d'épaisseur62 cm, moulée dans le sol, dont la profondeurdéterminée par des conditions de stabilité des talus etdu fond de fouilles, a été limitée, après étude surmodèle mathématique, sensiblement au niveau dufond de fouille, soit à la cote (185,00). La paroi a étéimplantée à 15 m de la crête des talus périphériques dela fouille.Le rabattement de la nappe à l'intérieur de l'enceintedélimitée par la paroi étanche a été réalisé, avant ledébut des terrassements, à l'aide de quarante-cinqpuits de diamètre 380 mm :- trente-sept puits de 53,50 m de profondeur, crépinéssur toute leur hauteur, espacés de 20 m, entête des talus suivant un tracé intérieur et parallèle àcelui de la paroi étanche périphérique et disposé à10 mètres de celle-ci ;- huit puits de 63,50 m de profondeur crépinés sur10 m à la base.Fig. 2. -Fig. 2. -(207) ••..'.'(208.50)Vue en plan (plan view).o Armoires électriques• 12 puits de décompression ­profondeur 30 m• 37 puits de rabattement ­profondeur 53 m@ 8 puits de rabattement ­profondeur 63 m• 26 piézomètres de contrôle-tIt-f---H-.~Electric command boxes12 decompression wells - depth 30 m37 filtering wells - depth 53 m8 filtering wells - depth 63 m26 piezometer tubes of controlVue en plan1. Paroi périphérique d'étanchéité -profondeur 27 m2. Collecteur en P.V.C. 0 300 m3. Déversoir de mesure4. Rejet vers le Rhône5. Groupe électrogène de secours6. Réseau général d'alimentation électrique7. Alimentation électrique des pompes8. Armoires électriques9. Paroi parafouille - profondeur 40 mFig. 2. -Plan viewPeripheral scheet wall for waterproofing- depth 27 mCollector P.V.C. 0 300 mmMeasuring weirDraw down to the Rhône riverEmergency currentGeneral electric power supplyPower supply of the pumpsElectric command boxesCut-off wall - depth 40 m

58REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE45678'.'- :':";':':'.'.:.:;:::.".;',:-:21011,He" 12Fig. 3. - Puits de pompage - coupe(filtering weil - profile)1. Tube souple2. Vanne3. Collecteur en P.V.C. 0 300 mm4. Forage 0 380 mm5. Tube métallique crépiné 0 180 mm6. Gravier filtre7. Pompe immergée8. Tube lisse9. Manomètre10. Refoulement 0 4"11. Réserve de gravier filtreet protection de tête12. Fond du forage; niveau (145) ou (155)A. Terrain rapportéB. Alluvions graveleusesC. Sables fins silteuxD. Couches de sables fins silteux plusimperméablesFig. 3. -FiYtrering weil - Profile1. Flexible tube2. Valve3. Collecteur P.V.C 0 300 mm4. Drilling 0 380 mm5. Holed metal tube 0 180 mm6. Gravel filter7. Submerge pump8. Smoothed metal tube9. Manometer10. Hydraulic dredging11. Filter gravel reserve and topprotection12. Weil bottom : nivel (145) or (155)A. Made groundB. Gravelly alluvionsC. Silty fine sandD. Layer of more impervious silty finesandABcDcCes puits ont été forés à la boue autodestructible à partird'une plate-forme de travail à (208,50) ceinturant lafouille constructive lors de la réalisation de la paroiétanche composant l'enceinte de protection.Les pompes électriques immergées équipant les puitsétaient reliées à une tuyauterie collectrice périphériquedu rejet avec dispositif de mesure du débit totald'exhaure. Un groupe électrogène thermique assuraitle secours automatique de l'alimentation électrique despompes en cas de défaillance du réseau général E.D.F.Dans le marché, il était précisé que la piézométrie sousla fondation de l'usine, et principalement au niveau(165,00) N.G.F., serait celle correspondant à unenappe à (182,00) N.G.F. assurant ainsi la stabilité dufond de fouille au soulèvement avec un coefficient desécurité égal à 2.Des piézomètres, forés depuis le niveau du terrainnaturel suivant la même technique que les puits derabattement, permettaient de contrôler, à différentsniveaux, la cote de rabattement de la nappe fixée à(182,00). Nous noterons que ce niveau n'a pu êtreatteint qu'après forage de huit puits supplémentairesplus profonds limités à la cote (145,00) environ soit à39,50 m environ au-dessous du fond de fouille del'usine.Enfin, un ensemble de douze puits de décompression,de mêmes caractéristiques et forés suivant la mêmetechnique que les puits de rabattement, assurait lasécurité complémentaire contre le risque de soulèvementdu fond de fouille en cas de défaillance du circuitde rabattement.3.3. Réalisation de la fouilleLes travaux de terrassement n'ont été entrepris quelorsque les mesures piézométriques ont permis decontrôler que le niveau de rabattement dans l'emprisede la fouille avait atteint la cote (182,00) environ.Les terrassements, notamment ceux effectués dans lessilts, se sont déroulés dans d'excellentes conditions.Malgré la présence de forages de décompression etpiézomètres, recépés jusqu'au niveau du fond defouille, suivant l'avancement des travaux, les terrassementsn'ont été marqués par aucun incident.Pendant toute la période de rabattement de la nappe àla cote (182,00) le débit horaire moyen pompé s'eststabilisé à 600 m 3 environ.3.4. Équipement et sécurité du dispositifde rabattement3.4.1. ÉquipementsLe dispositif de rabattement comportait :- trente-sept pompes électriques immergées équipantles puits descendus à la cote N.G.F. (155) etréparties comme suit :• seize pompes de 10,2 CV• seize pompes de 5 CV

RÉALISATION DE LA FOUILLE DE L'USINE DE BRÉGNIER-CORDON 59• deux -pompes de 2,2 CV• trois pompes de 1,5 CV;- huit pompes électriques immergées équipant lespuits descendus à la cote N.G.F. (145) et répartiescomme suit:• une pompe de 20 CV• cinq pompes de 17 CV• deux pompes de 10,2 CV ;- un collecteur en tube P.V.C. 0 299/315 mm àdouble exutoire évacuant les eaux de refoulement despuits de rabattement; ce collecteur, composé de deuxboucles symétriques par rapport à l'axe transversal dela fouille, était disposé dans un fossé à quelques mètresde la crête de la fouille et se raccordait, avant rejet dansle Rhône, à un déversoir à lame déversante disposé àl'extérieur de l'enceinte de protection du chantier; lefossé périphérique abritant le collecteur comportait unexutoire vers le Rhône destiné à l'évacuation des eauxde rabattement en cas de rupture accidentelle du collecteur;- un groupe électrogène de secours de 275 KVA àdémarrage et enclenchement automatique capabled'assurer le fonctionnement des pompes électriques encas de panne du réseau général électrique de distribution;- un second groupe électrogène de secours de puissanceplus faible, à démarrage manuel, destiné aufonctionnement des pompes prioritaires en cas depanne des réseaux électriques de distribution généraleou de secours.3.4.2. Sécurité et maintenanceLa sécurité et la maintenance du dispositif de rabattementont fait l'objet de soins particuliers :Étude et analyse détaillées des pannes susceptiblesd'affecter le dispositif, élaboration de consignes strictes,désignation d'équipes d'astreinte de surveillance et dedépannage, approvisionnements de matériels et piècesde rechange.Ces dispositions ont été maintenues jusqu'à ce que laconstruction de l'usine ait atteint un niveau suffisantcompatible avec la stabilité d'ensemble des ouvrages.3.5. ÉpuisementsLe dispositif de rabattement a fonctionné de façoncontinue avec satisfaction de juin 1981 à octobre 1983soit durant vingt-sept mois.Le volume total de rabattement extrait pendant cettepériode est de 9 500 000 m 3 environ avec les variationsapproximatives de débits suivantes :• Rabattement de (206) à (182) : 300 m 3 /h pendanttrois mois.• Maintien du rabattement à (182) : 580 m 3 /h pendantdix-sept mois.• Remontée du rabattement de (182) à (196) :330 m 3 /h pendant sept mois.

JOURNÉES D'ÉTUDES INTERNATIONALESBORDEAUX 21-22 et 23 octobre 1987Palais des Congrès«COLLECTIVITÉS TERRITORIALES ET UTILISATION DU SOUS-SOL»ASSOCIATION FRANÇAISE DES TRAVAUX EN SOUTERRAINTHÈMESL'utilisation du sous-sol, un atout majeurde l'aménagement de l'espaceNécessité:Le manque d'espace en surface ou les contraintesd'environnement exigent de créer certains ouvragesen sous-sol (Aménagement du Louvre,Parking de l'Assemblée Nationale).Opportunité :Certains grands travaux permettant l'implantationd'activités connexes, créent des volumes souterrainsimportants (la station Saint- Charles à Marseille ­les archives de la ville de Lyon), ou une nouvelleutilisation (rues piétonnes sur infrastructures métro).Rentabilité :Le plus court chemin passe souvent en souterrain.Éléments de choix quantifiables :Certains ouvrages souterrains ont un biland'exploitation plus favorable que les ouvragesen surface (économies d'énergie et d'entretien).Éléments de choix peu quantifiables :Confort, isolation phonique, sécurité, invulnérabilité.Protection civile :De nombreux pays disposent d'abris collectifs grâceau principe de la polyvalence des ouvrages souterrains.Aspects administratifs et juridiques :Vers des plans d'occupation du sous-sol?Films techniques :La projection de films relatifs à des réalisationsd'ouvrages souterrains est prévue pendant le déroulementdes Journées.Visite de chantier :Pendant toute la durée des Journées d'Études, lesparticipants seront invités à visiter le chantier du collecteurdu Cauderan Naujac.Les ouvrages souterrains: conception,exécution, exploitationMéthodes et matériels de construction.Coût de cgnstruction et de gestion.Etudes de cas :Ouvrages de section réduite - CanalisationsMicrotunnels - Galeries techniques.Ouvrages de transports: MétrosTunnels ferroviaires et routiers.Autres ouvrages: Parking - Espaces commerciauxou de loisirs, abris, stockage.Traduction simultanée en français, en anglais et enallemand.Informations et inscriptions à : Journées d'Études A.F.T.E.S., SEMALy - 25, cours Émile-ZQla - 69625 VILLEURBANNE CEDEX

éton compacté ou remblai rigidifiécompacted concrete or stiffened embankmentE. LEDEUILIngénieur Arts et MétiersDocteur en Mécanique des SolsE. D. F. Région d'Équipement Alpes-Marseille *RésuméLes graves-ciment sont largement utilisés en France et ailleurs depuis desannées surtout en travaux routiers, mais quelle est donc la différence capable demobiliser tous les constructeurs et concepteurs de barrages depuis seulementquelques mois ou au maximum quelques années, lorsque l'on parle de {( BétonCompacté ». C'est à cette question que l'auteur a essayé de répondre.AbstractThe gravels-cement have been widely used in France and else where far manyyears particulary far raads warks, but what is the difference capable ta mabilize aildam canstructars during the past few months ar at mast few years, when anespeaks abaut {( Raller Campacted Cancrete ». This is the questian that the autharhas tried ta answer.* B.P. 560 - 13275 Marseille Cedex 2.

62REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE1. INTRODUCTIONIl n'y a même pas un an que cette nouvelle techniqueest apparue et elle a surpris de nombreux ingénieursavec la deuxième partie de la question 57 du ISe CongrèsInternational des Grands Barrages, intitulée : « BétonCompacté au Rouleau».Un grand nombre d'ingénieurs se sont alors trouvésconfrontés à cette nouvelle manière de concevoir et deconstruire des barrages. Un certain nombre de travauxavaient été effectués avec cette technique mais ne possédaientni nom ni publicité. Le tableau 1 donne unedes premières listes établies souvent avec des appellationsrétro-actives. On a pu ces derniers mois entendreparler de « Béton Compacté» (B.C. en français ouB.C.R. = Béton Compacté Roulé) ou de R.C.C. (enanglais Roller Compacted Concrete).L'histoire suivante vécue par l'auteur est très significative.En mai 1986, un Conseil étranger, chargé par E.D.F.de réaliser une analyse critique d'un projet de barrageen Guyane, avait terminé son rapport par une petitephrase:« Une solution en « Béton Compacté» permettrait deréaliser une économie de 150 MF sur le devis ... »Immédiatement nous nous sommes lancés dans l'étudede cette nouvelle technique et de ses incidences.La première idée qui nous fut suggérée fut de remplacerla digue derrière j'usine par du « Béton Compacté»pour gagner 105 MF! La réponse était évidemmentnégative car mettre quatre fois moins de matériau quatrefois plus cher garde le même coût.Toutefois ayant obtenu l'autorisation de revoir entièrementla conception et l'organisation nous avons trouvéles moyens d'espérer de sérieuses économies.Remarquant la rapidité d'exécution de cette nouvelletechnique, le chemin critique du projet pouvait ne pluspasser par les barrages. L'usine seule devait être priseen compte; or il fallait trois ans pour faire une telleusine; le délai global serait de trois ans et les barragespouvaient être réalisés en temps masqué pourvu queleur conception soit modifiée. On pouvait donc gagnerun an et demi ou deux ans, gain très appréciable enpays lointain. Un deuxième avantage concernait laconception où des ouvrages beaucoup plus simplespouvaient être envisagés, bénéficiant en particulier descapacités de submersion des barrages en cours deconstruction. Les ouvrages provisoires tels les batardeauxpouvaient être simplifiés et devenir d'usage detrès courte durée; ils pouvaient s'inclure dans despériodes d'étiage... On pourrait continuer à parler decet ouvrage mais tel n'est pas le but de cet article.Un deuxième exemple peut être décrit sur un site enFrance où le maître d'ouvrage ne voulait pas d'un muren béton de 50 mètres de haut, même en « Bétoncompacté », pour remplacer la digue en terre prévueen premier projet. L'auteur a alors proposé de donnerà ce matériau l'appellation nouvellel,.plus que de réaliténouvelle, de « REMBLAI RIGIDIFIE» qui en fait expliquel'origine de cette nouvelle technique. Il s'agit eneffet de rigidifier un remblai, qui normalement s'étaleavec des pentes amont et aval de l'ordre de 2 à 3 pour1, pour le ramener à des raideurs plus grandes que1 pour 1, soit 0,8 ou 0,7 ou même 0,6 pour certainsprojets américains. Quant à l'amont, avec un coffragegrimpant ou d'autres techniques, la verticale permetd'économiser presque la moitié inutile du barrage. Lerésultat est une masse de remblais 4 à 5 fois plus faible(fig. 1).La nécessité d'aller vite pour limiter l'effet des reprisesoblige à concevoir un jeu de pistes évolutives dès l'origine.Ces pistes peuvent alors être conservées et orga-TNPHE AVALDIGUE EN TERRERN .Jou Sou 8mRN-3mI c 't- d-. opaci es eversantesdu" BETON COMPACTE"Fig. 1. - Étude comparative d'une solution (( TERRE)) et d'une solution (( BÉTON COMPACTÉ)).

BÉTON COMPACTÉ OU REMBLAI RIGIDIFIÉ63Tableau 1. - Principaux ouvrages réalisés ou prévus en béton compacté (liste écourtée).NomPaysAnnéeVolume m 3• Shimen .• Alpe Gera .• Manicouagan 1 .• Quourra della Miniera .• Tarbela .• Itaipu .• Ohkawa .• Shimajigawa .• Willow Creek .• Tamagawa .• Upper Stillwater .• Tamagawa .• Monksvilli .• Pirika .• Galesville .• Mano .• Asahi Ogawa .• Sakai Gawa .• Les Olivettes .• La Verne .• Petit Saut .• Orlu .TWITCOITPRPR/BZjpjpUSjpUSjpUSjpUSjpjpjpFFFF19601964196519681974/819781979198119831984198519881986PPPPP1986/7PPP1 700 00020 000650 0002800 00026 000300 000165 000329 000750 000963 0001 000 000230 000120 000166 000106 000174 000310 00076 000200 000210 000650 000---- •.~.""'I-'-.... -la vernebarrage réservoir--.....

64 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUE100Vlï::::gOa.MONKSVILLE(USA):J'~ §80L..UComposition discontinueVoa. 70 J J '/....."V 1 ? vEc possible (0/15 et 30/GO)Co 0.'-. V Il 1/Ou cGOVl--".".'- "". ~"/' .....~ ë 50Cl.

BÉTON COMPACTÉ OU REMBLAI RIGIDIFIÉ 652,2,d"7 f'.......""1 ......5 ." .., ~~•~ i.~ZONE USA 24/25)~ZONEDES"' Il /~.'""BETONSS!!I(2,20/2,30)r ~....1'-,011.1 ,.1 .....,. ~21S MARTIN J r"""'II ~1-- -DE LONDRES- -(2,2712,35) •COURBE DE SATURATION(avec GG=2,7}J_,5 *-i-=WO/o_RN ----.:L-_-Surdosa e~" '\ ,l,,l ,SolutiondéversonteRN.vEn cas dedéversement, letalus aval estaménageable(préfabriqués)...0 5 10 5WolFig. 5. -Profil type « BÉTON COMPACTÉ)).Fig. 4. -Densités sèches comparées sur matériauxfrais.rapide, mais le dosage en liant reste fort et pour limiterles effets du retrait alors inévitable (forts dosages doncmortier plus abondant) ils scient les joints.Les Américains, eux, ont voulu trouver des solutionsplus économiques pour des ouvrages écréteurs decrues donc toujours vides ou presque. Leur techniqueest alors très rapide, l'étanchéité est médiocre d'où desreprises coûteuses sur Willow Creek laissant quandmême un bilan très favorable.3. COMPOSITION DU BÉTON COMPACTÉLa courbe de la figure 3 montre qu'il faut un minimumde 10 % d'éléments inférieurs à 80 microns mais pasbeaucoup plus. D'autre part il faut un grain maximumde 80 mm, en effet les plus gros cailloux ont tendanceà favoriser la ségrégation. Les plus petits coûtent cherpuisque l'on peut introduire près de 50 % de cailloux40/80 mm, cela valorise le béton de base 0/25 mmpar exemple.Si l'on regarde la courbe de la figure 6, elle montre unbéton trop riche en sable grossier qui sur place a rendule béton plus souple n'atteignant pas facilement leblocage. Cet écart est obtenu par comparaison à descompositions type de FAURY ou BOLOMEY dites àremplissage maximal.Le dosage en liant peut, dans la masse, être de80 kg/ml... mais il peut être moins fort et même inférieurà 50 kg avec un complément de 30 kg de cendresvolantes.Pour l'entreprise BEC à Saint-Martin de Londres, unmélange de cendres et de laitiers sous le nom deROLAC DE LAFARGE a permis avec un prix derevient moindre d'augmenter le dosage à 135 kg enapportant par ce biais les fines utiles. Ce mélangedonne aussi une prise très lente et de très faibles montéesen température. Il est un fait que dans cet exemplela centrale à béton de 200 t/h utilisée à Saint-Martin deLondres ne permettait d'admettre que des cailloux de31,5 mm et qu'un ajout de gros cailloux aurait baissésensiblement le dosage. La température de prise dubéton à Saint-Martin de Londres après s'être élevée de10 oC a commencé à redescendre après 8 jours.L'épaisseur des couches est souvent de l'ordre de 30 à35 cm. Il s'agit d'une épaisseur facile à répandre et àrégler pour des remblais. Le compactage se fait par unou deux passages sans vibration pour tasser et répartir,puis avec vibration. Certains ingénieurs prévoient aussila mise en place par couches de l'ordre de 30 cm, maisavec un compactage toutes les trois couches soit90 cm, ceci dans le but de limiter l'effet des reprisessans nuire au serrage optimal en utilisant des enginslourds et performants. Des essais doivent toujours êtrefaits avant travaux afin de sélectionner les engins lesmieux adaptés.4. CONCLUSIONSIl est certain que cette technique est appelée à se développer.On a même pu dire que 60 % des barrageseffectués au cours des quinze dernières annéesauraient pu, ou même auraient dû, être exécutés enBéton Compacté.

66 REVUE FRANÇAISE DE GÉOTECHNIQUEBEC (st Martin de Londres)100,(J)~ï::90~v r?0.TropEricRe en 5/19/ !V If/Il:J'~ 0 80V1/ ,II, ~uajouter 40/ 8000. 70 rIEctal)l\- I/ v II;} (40 % du toCo 0Ou c60(/)-- pvec ajout ce 1II ~v~:g ë 5010 à 20% dei ïalbli f/~0.

informationsAssociation Internationale de Géologie de l'IngénieurSYMPOSIUM INTERNATIONALLA GÉOLOGIE DE L'INGÉNIEUR APPLIQUÉE A L'ÉTUDE, A LA PRÉSERVATIONET A LA PROTECTION DES TRAVAUX ANCIENS, DES MONUMENTSET DES SITES HISTORIQUESATHÈNES, GRÈCE, 19-23 septembre 1988organisé par le Comité Hellénique de Géologie de l'Ingénieuret la Société Géologique de GrèceCe symposium a pour but de présenter une vue générale des expériences dans le domaine de la restauration desmonuments et des ouvrages anciens et la valorisation du patrimoine culturel qu'ils représentent.Le symposium vise à offrir une tribune attractive aux scientifiques intéressés par les ouvrages anciens, les monumentset sites historiques.Une attention sera particulièrement portée à l'interaction entre la géologie et l'Art de l'ingénieur aussi bien qu'àl'approche multidisciplinaire de la recherche dans le domaine de la protection des monuments et des sites archéologiques.Les spécialistes de la Mécanique des Sols et des Fondations, des Roches, ceux de l'I. C.O.M. O.S. et de l'Archéologieseront les bienvenus.THÈMES1. Géologie de l'ingénieur et protection des sites historiques et des monuments.Problèmes de stabilité et de fondation: stabilité des pentes; subsidence, tassements, érosion, problèmes de drainagedes fondations: mesures de protection et de traitement: restrictions posées par l'environnement et la particularitédes sites; protection contre les risques naturels.2. Géologie de l'ingénieur et pierres de construction des monuments.Maladies des pierres des ouvrages historiques, matériaux de restauration; lieux d'emprunt et carrières de l'antiquité;sites préhistoriques.3. Géologie de l'ingénieur et exploration archéologiqueProspection géophysique, télédétection; excavations, notamment en région urbaine.4. Géologie de l'Ingénieur et risques naturels pendant l'évolution historique.Grands glissements de terrain; subsidence; tremblements de terre; éruptions volcaniques; disparition dans le passédes sites historiques.5. Géologie de l'environnement et sites historiques.Géologie de l'environnement dans l'antiquité; paléogéographie; paléohydrographie ; déformations et déplacementstectoniques; cartographie géotechnique.6. Géologie de l'ingénieur à la construction des travaux publics dans l'antiquité.Conditions des sols de fondation et stabilité des travaux antiques; la confrontation des problèmes par les anciens;conceptions hydrogéologiques des anciens pour l'établissement des ouvrages hydrotechniques; description des cas.Langues officielles du symposium: français, grec, anglais.Renseignements et premier bulletin :Secrétariat du Symposium 1988B.P. 19140 .GR 117 la, Athènes, Grèce

E.N.P.C./D.f.C.A.I. - SESSIONS DE fORMATION - MAI-JUIN 1987géotechnique, matériaux, structuresPathologie des bâtiments en béton arméConception et calcul des fondations : les fondements du fascicule 62Soutènement de grandes excavations1 er et 2 juin2 et 3 juin16 au 19 juinParisParisParisouvrages d'artAnalyse de la valeur appliquée au génie civilConception et calcul des fondations: les fondements du fascicule 62Travaux de confortement des barragesJournée d'étude:Le financement des grands projets d'infrastructures13 au 15 mai2 et 3 juin9 au Il juin19 et 20 maiAix-en-ProvenceParisParisParisroutesInfrastructure et sécurité 5 au 7 mai ParisJOURNÉE D'ÉTUDESconstruction des réseaux d'assainissement:la constitution du dossier d'appel d'offresmardi 2 juin9hOOM.HUARTAccueil des participants et présentation de la session.9h15M.HUARTLe dossier d'appel d'offres: généralités.11h00M.CARONIngénieur GéologueDirecteur adjointL.R.P.C. de l'Est ParisienAspects géologiques du tracé. Rôle des sondages etinterprétation.14h00M.HUARTCiel ouvert ou souterrain: critères de choix.14h30M.LEGREVESDirection du Génie CivilR.A.T.P.Estimation de l'opération: l'influence des critères économiquessur le choix des techniques.16h 15Les matériaux pour canalisationsd'agrément, la marque S.P.M.COCHARDC.S.T.B.les procéduresmercredi 3 juinM. BROCARTSociété BonnaVisite de l'usine Bonna à Conflans-Sainte-Honorine:canalisations béton et béton armé.14h30M.MAAREKEveritubeL'amiante ciment.16h00M.BARLASM. LANGEFELDPont-à-Mousson S.A.La fonte.17 h 15Table ronde avec la participation des fournisseurs.jeudi 4 juin9hOOM.TARALONDirection du Génie CivilR.A.T.P.Le fascicule 69 pour les ouvrages souterrains.10h30M.LICHTLEÉtablissement Public d'Aménagementde la ViletteFouilles à ciel ouvert: prescriptions réglementaires etfascicule70.Ilh30M.DUFFAUTConsultant en Génie GéologiqueLes recommandations de l'Association Française desTravaux en Souterrain (A.F.T.E.S.).14h00M.FAUCHEChef de SubdivisionD.D.E. du Val d'OiseLe financement des opérations. Les subventions.15h00M. AURIOLA.F.B. Seine-NormandieLes aides des Agences Financières de Bassin.16 h 00Bilan général de la session et discussion.responsableM. Christian HUARTChargé de la section des Grands Travauxd'AssainissementVille de ParisFrais pédagogiques3 735 F H.T. + T.V.A. 18,6 %Repas de midi : 285 FPour toute information, s'adresser à l'E.N.P.C., 28, rue des Saints-Pères, 75007 Paris à C. ROSE. Tél. 16 (1) 42.60.34.13.

GROUND ENGINEERINGContents Vol. 19, No. 6, September 19862 Talking Point: A history of the British GeotechnicalSociety, by J.B. Boden.7 For the record.9 British Geotechnical Society meeting on university/industry-collaborative research. Report on a half-daymeeting arranged by the British Geotechnical Societyheld at the ICE, Westminster, London on May 14 1986,by Christine M. Cooling, BSc.11 Geodiary.14 An extension of dynamic consolidation, by P. S. Coupe.22 Foreground: Open days at Craelius.25 Buyers' Guide to Geotechnical Instrumentation.34 The use of microcomputers and data logging systems incivil engineering laboratories, by A. Prince and M.E.Cal/aran.38 Ground Engineering Plant & Equipment: Telescopicleader on hydraulic excavator base; SI and lowheadroomdrilling rigs.Contents Vol. 19, No. 7, October 19862 Talking Point: Journey to the centre of the earth... andbeyond, by J. Gammon.5 For the record.7 Reinforced and anchored earth: Report on a meetingorganised by the British Geotechnical Society held at theInstitution of Civil Engineers, Westminster, London onJune 19 1986, by K. Brady.12 Geodiary.14 Performance of a deep cofferdam around a collapsedtunnel in glacial c1ays, by M.H. Goldsworthy.21 Review of geotechnical aspects of jack-up rig foundations,by M.J. Reardon.29 li Load Sensing" feature of piling rig.30 Ground Engineering Practice: Groundwater controlkeeps motorway pipejacking going; Airport buildinganchored to resist earthquakes; Mini piling for underpinningwarehouse conversion.32 Underground Services: Clayware sewer replaced bypolyethylene pipe using pipe-bursting technique; ABSpipework for use in solution mining of salt; More than1km of sewer lined with GRC units; Fibre optic cablesinstalled from a Land-Rover; First use of clay pipes forslip-Iining.Contents Vol. 19, No. 8, November 19862 Talking Point: Undermining civil engineers, by K. Rainbow5 For the record8 Geodiary10 Soil Nailing: Applications and Practice - part 1, by D.A.Bruce and R.A. Jewell16 Site investigations on cavernous limestone for theRemouchamps Viaduct, Belgium, by A. C. Waltham,G. Van denven adn C.M. Ek20 CP&F shows off technology for the future22 Geotechnical book reviews23 Trade literature25 Low strain integrity testing of bored piles, by JornM. Seitz28 Deflections and failure modes in dry-stone retainingwalls, by M. R. Cooper34 Geotechnical Instrumentation: Penetrometer operationcombined with dilatometer and standpipe installation;New borehole data jogger; Discrete water sampler formonitoring water qualityPublished eight times a year byGEO Publications Ltd.PO Box 370, Brentwood, EssexCM 14 4AQ, England(Telephone: 0277-73456)Price [3.50 per copy post free (UK)[20 per year, UK[25 overseas (surface mail postage paid)© 1986ISSN 0017-4653

esses de récole nationale desonts et chaussées28, rue des Saints-Pères, 75007 ParisDynamique des solspar A. PeckerPrix: 240 FCe livre présente l'état actuel de la pratique en dynamique des sols, tout enintroduisant les développements les plus récents concernant la modélisationdu comportement du sol, la liquéfaction et l'interaction sol-structure.Il s'adresse tant aux étudiants qu'aux ingénieurs confrontés à des problèmesde dynamique des sols.Génie parasismiquesous la direction de V. DavidoviciPrix: 1 200 FCet ouvrage est le premier traité complet de génie parasismique en languefrançaise.Réalisée avec le concours de plus de cent spécialistes et experts du domaine,cette œuvre collective constitue une véritable synthèse des connaissancesactuelles.L'ouvrage aborde successivement les causes des séismes, leur nature physiqueet l'influence des facteurs locaux.Il traite de manière approfondie le comportement des sols sous chargementdynamique ainsi que les problèmes d'interaction sol-structure.Les méthodes modernes de calcul dynamique des structures et des équipementset le comportement des ouvrages aux séismes font également l'objetd'une large présentation.Le risque sismique est également abordé dans ses aspects décisionnels etjuridiques ainsi que dans le cadre de la planification.De nombreux tableaux, abaques, illustrations facilitent la compréhensionde l'ouvrage et son utilisation pour l'étude de constructions en zones sismiques.Éléments de mécanique des solspar F. SchlosserPrix: 150 FCe cours volontairement réduit a pour but de présenter les notions essentiellesde la mécanique des sols sous une forme simple, ne nécessitant quetrès peu de connaissances préalables, en résistance des matériaux notamment.Il doit cependant permettre d'aborder de façon pratique la plupartdes problèmes de mécanique des sols, notamment pour les ingénieurs quiseront amenés de par leurs fonctions, à utiliser ou à interpréter un rapportde sols.Exercices de mécanique des solssous la direction de F. SchlosserPrix: 140 FCe recueil d'exercices sélectionnés complète le cours « Éléments de mécaniquedes sols» et permet d'appliquer à des cas précis les notionsfondamentalesde mécanique des sols et de calcul des ouvrages.Étude géotechnique et reconnaissance des solsProjet de DTUPréface de L. Parez,Président du Comité Français de Mécanique des SolsN° 22 de la Revue Française de Géotechnique Prix: 117 FCe document donne aux Maîtres d'ouvrage, aux Maîtres d'œuvre et auxConcepteurs l'opportunité de mieux apprécier la diversité des moyensactuellement mis à leur disposition pourparvenir à une meilleure définitiondes projets de fondation.Il décrit defaçon précise les différentes méthodes de sondages et de prélèvementsde sols effectués lors de la reconnaissance géotechnique ainsi que desessais géophysiques menés pendant l'étude préalable.Cet ouvrage rassemble pour la première fois la description des «essais desols)} dont les modes opératoires existent de façon éparse.Foundation engineeringsous la direction de G. PilotPrix: 370 FThis book is a review in English of the French modern practice in soilstudies; it deals with building foundation design and construction.More specifically, it takes into account the know-how acquired and theresearch and development results obtained during the past few years.Gel des sols et des chausséessous la direction de M. Frémond et P.J. WilliamsPrix: 140 FCet ouvrage présente les résultats des recherches entreprises sur la com-collection géotechniquepréhension et la maîtrise du gel des sols. Il fait le point sur la rechercheappliquée et montre des actions nouvelles en fonction des nécessités dudéveloppement économique des régions froides.Les méthodes statistiques et probabilistesen mécanique des solspar J.P. MagnanPrix: 220 FDestiné aux étudiants, praticiens et chercheurs spécialisés en mécanique dessols, cet ouvrage introduit progressivement l'appareil théorique nécessaireaux études, en illustrant par des exemples ses possibilités autant que seslimites.Remblais et fondations sur sols compressiblessous la direction de J.P. MagnanPrix: 250 FLes différents chapitres de cet ouvrage, rédigés par des ingénieurs desLaboratoires des Ponts et Chaussées spécialisés de longue date dans les étudesde sols compressibles, présentent l'ensemble des connaissances nécessairesà l'élaboration des projets de remblais sur sols mous et à l'étude desproblèmes spécifiques aux fondations construites dans les zones où l'ontrouve ces types de sols.Renforcement en place des sols et des rochesComptes rendus du Colloque International organisé par l'E.N.P.C. et laLouisiana State University (U.S.A.)(Paris, 9-11 octobre 1984)Prix: 430 FL'objet de ce colloque était l'étude du renforcement en place des sols et desroches par des inclusions résistantes.Cet ouvrage contient les textes des communications présentées: 28 enfrançaiset 30 en anglais.Le renforcement des solsterre armée et autres techniquesComptes rendus du Colloque International organisé par l'E.N.P.C. etle L.C.P.C. (Paris, 20-22 mars 1979)3 volumes Prix: 650 FCe colloque avait pour but l'échange d'informations techniques et scientifiquesrelatives au renforcement des sols par des inclusions résistant soit à latraction (terre armée), soit à d'autres types de sollicitations (flexion, compression,effort tranchant).Cet ouvrage contient en français ou en anglais: les textes des communicationsprésentées; les textes des discussions.L'emploi des textiles en géotechniqueComptes rendus du Colloque International organisé par l'E.N.P.C., etle L.C.P.C. (Paris, 20-22 avril 1977)3 volumes Prix: 570 FCe colloque avait pour but l'échange d'informations techniques et scientifiquesrelatives à l'emploi des textiles dans les ouvrages de génie civil où ilspeuvent être associés avec des sols.Cet ouvrage contient en français, en anglais ou en allemand: les textes descommunications présentées; les textes des discussions.,-------1 BON DE COMMANDE111Montant total de la commande11 NOM/ORGANISME:1 ADRESSE:111 Date:11Titres Quantité Prix unitaire MontantSignature:1

ACHEVÉ D'IMPRIMER EN AVRIL 1987 PAR L'IMPRIMERIE DELTEIL BORDEAUXN" D'IMPRIMEUR 93 - DÉPÔT LÉGAL: 2" TRIMESTRE 1987