Deuxième partie : Étude expérimentalecsidoc.insa-lyon.fr/these/2003/ait_saadi/12_chap4.pdf · 2005. 1. 24. · INTRODUCTION Les contrôles de perméabilité des barrières argileuses

103

Deuxième partie :

Étude expérimentale

Chapitre IV EVALUATION DE LA PERMÉABILITÉ - REVUE

DES APPAREILLAGES ET MODES OPÉRATOIRES -

104

Chapitre IV. Evaluation de la perméabilité – revue des appareillages et modes opératoires

105

IV. EVALUATION DE LA PERMÉABILITÉ - REVUE DES APPAREILLAGES ET MODES OPERATOIRES - IV.1. INTRODUCTION Les contrôles de perméabilité des barrières argileuses se font en laboratoire et in situ en surface comme en forage. Le perméamètre à paroi rigide utilisé en laboratoire est équipé d’un capteur de pression afin de mener une étude par la méthode du choc impulsionnel. L’infiltration a été systématiquement menée de haut en bas afin d’être dans les mêmes conditions que celles des essais réalisés in situ. L’infiltromètre simple anneau, déjà présenté dans ses grandes lignes au chapitre II, est utilisé pour caractériser la perméabilité de surface des sols naturels et des couches d’argiles compactées. Cet appareil a été adapté à la mesure de perméabilité au choc impulsionnel. Les essais en forage ont été réalisés au choc impulsionnel (NF X30-425) et à charge constante (NF X30-424).

IV.2. MESURE DE LA PERMÉABILITÉ EN LABORATOIRE

IV.2.1. Descriptif du perméamètre à paroi rigide et mode opératoire Les essais de perméabilité en laboratoire ont été réalisés dans un perméamètre à paroi rigide (PPR) avec une charge hydraulique constante (projet de norme X30-441) et au choc impulsionnel. A cet effet, les PPR ont été équipés de capteurs de pression. Le perméamètre à paroi rigide (PPR) consiste à isoler une éprouvette entre deux pierres poreuses encastrées dans des embases en PVC munies de joints toriques (figure IV.1). Dans ces conditions, l’essai est réalisé à volume constant, l’éprouvette n’ayant pas la possibilité de gonfler. Le perméamètre ne peut être utilisé que pour les sols fins ayant à leur teneur en eau et densité sèche de mise en œuvre, un faible potentiel de gonflement. Le choix d’un perméamètre à paroi rigide a été motivé par ses conditions aux limites qui sont proches de celles appliquées in situ : confinement latéral et de surface. Le diamètre a été fixé à 101.6 mm pour être en mesure d’appliquer la norme de compactage Proctor.


106

Embase supérieure

Joint supérieur

Embase inférieure

Joint inférieur

Disque poreux

Disque poreux

Porte échantillon

éprouvette

Tige de fixation

Figure IV.1 : Schéma des différents éléments constituant le perméamètre à paroi rigide

Afin de compacter à différentes teneurs en eau, chaque échantillon est séché à l’air libre et réhumidifié à la teneur en eau désirée puis conservé au minimum 24 heures dans un sac plastique fermé afin d’homogénéiser sa teneur en eau. Le compactage des sols en laboratoire est réalisé en trois couches dans un moule Proctor de diamètre 101.6 mm et de hauteur 117.0 mm. Afin de faciliter le démoulage de l’éprouvette, un géofilm est intercalé entre le sol et le moule (figure IV.2.a). La résistivité électrique est alors mesurée sur l’éprouvette obtenue (ce point sera abordé en détail au chapitre V). Cette dernière est ensuite taillée en un cylindre de 50 mm de hauteur et 95 mm de diamètre obtenu dans la partie centrale de l’éprouvette. L’éprouvette ainsi obtenue est ensuite placée dans la bague du perméamètre en maintenant un espace annulaire de 3 mm environ qui est rempli par un produit imperméable polymérisant rapidement qui garantit une étanchéité quasi parfaite à l’interface acier sol (figure IV.2.b). L’arasage des deux faces est effectué à la règle (figure IV.2.c). La scarification à l’aide d’une lame de scie à métaux achève la préparation des deux faces de l’éprouvette. Cette opération est essentielle car lors de l’arasage, un léger glaçage des surfaces peut être observé avec certains matériaux pouvant ainsi diminuer la perméabilité de l’éprouvette.

Capteur de pression


107

Figure IV.2 : Préparation des échantillons : (a) compactage, (b) comblement de l’annulaire, (c) arasage

Les essais ont été réalisés dans des locaux climatisés à une température de 20 ± 2° C. Le dispositif de mesure est à l’abri des rayonnements solaires directs grâce à des rideaux à lames. Le fluide utilisé pour les essais est l’eau préalablement désaérée du réseau de la ville de Villeurbanne. Dans le cas des sols traité à la bentonite, l’eau déminéralisée a été utilisée. La figure IV.3 montre une photographie du dispositif en cours d’essai.

Figure IV.3. : photographie du dispositif expérimental PPR

Moule Proctor

embase de compactage

dame de compactage

porte échantillon

Règle à araser

étanchéité Papier Kodak

(a) (b)

(c)

Cale de surélévation

géofilm

Capteur depression

Centrale d’acquisition

Bouteilles deMariotte

PPR


108

IV.2.2. Interprétation des résultats L’évaluation de la perméabilité au choc impulsionnel consiste à estimer d’abord le volume d’eau infiltré en fonction du temps à partir de la dissipation de la charge mesurée par le capteur de pression. L’expression du volume V est la suivante :

V=Vw.ρw.g.(ht-h0).Cobs (Eq.1)

Où V est le volume infiltré Vw est le volume d’eau dans le système ρw et g sont respectivement la masse volumique de l’eau et l’accélération de la pesanteur ht et h0 sont respectivement la charge hydraulique au temps t et à l’origine des temps. Cobs le coefficient de compressibilité du système mesuré expérimentalement. La détermination de ce terme sera abordée et analysée.

Le débit d’infiltration est ensuite déduit de l’expression suivante sur l’intervalle de temps ∆t :

tVQ

∆∆

= (Eq. 2)

A chaque valeur de Q correspond la valeur de la charge hydraulique moyenne sur l’intervalle de temps sur lequel Q est calculé. La représentation de Q en fonction de la charge hydraulique permet de vérifier si l’écoulement est stable, s’il suit ou non la loi de Darcy, et si la référence de charge hydraulique est valable ou non. Dans les sols saturés, la droite doit passer théoriquement par l’origine. Dans les sols non saturés, on constate en revanche que la charge hydraulique mesurée passe généralement par un minimum négatif qui donne ce que l’on appelle la charge d’entrée d’air.

Le calcul du coefficient de perméabilité devient alors : ff

f

zhhz

vk++

= . (Eq. 3)

Avec h : la charge hydraulique hf : la charge hydraulique au niveau du front d’humidification.

v : la vitesse d’infiltration zf : profondeur du front d’humidification.

La profondeur du front d’humidification peut être estimée à tout moment en appliquant la relation proposée par Green et Ampt (1911) déjà introduite au § II.3.2.

θ∆=

Iz f (Eq. 4)

où I est l’infiltration cumulée et ∆θ est la différence entre les teneurs en eau volumique à saturation et initiale. Afin de mesurer la perméabilité à charge constante, l’éprouvette est amenée à saturation par application d’une charge hydraulique d’environ 30 cm. Durant cette étape, on relève le volume cumulé entrant dans l’éprouvette (Ve) par lecture sur la bouteille de Mariotte en effectuant une correction due au tube central obtenue par étalonnage. Le volume cumulé sortant de l’éprouvette (Vs) est relevé par pesée. Le régime hydraulique d’écoulement est considéré permanent dès qu’on obtient une phase d’évolution linéaire du volume entrant Ve et du volume sortant Vs en fonction du temps. Après démontage de l’essai, la bague est pesé et le degré de saturation final est calculé.


109

Le coefficient de perméabilité est alors calculé : f

f

zhz

vk+

= . (Eq.5)

La vitesse d’écoulement est calculée pour chaque intervalle de temps

v = (Ve+Vs)/2.∆t (Eq.6)

La profondeur du front d’humidification zf correspond dans ce cas à l’épaisseur de l’éprouvette. Nous avons cherché à mesurer le coefficient de compressibilité du système afin de remplacer le coefficient de compressibilité de l’eau qui est habituellement utilisé et ainsi améliorer la précision des essais au choc impulsionnel. Nous présentons dans ce qui suit les résultats obtenus pour les essais menés sur deux échantillons notés VI prélevé dans une barrière d’argile en place, et MPN3 issu du compactage d’une argile en laboratoire à l’énergie du Proctor normal. Les caractéristiques physiques initiales (teneur en eau, poids volumique sec et degré de saturation) des sols testés sont présentées dans le tableau IV.1.

Référence w (%) γd (kN/m3) Srinitial

V I 20.4 17.44 99.3 MPN3 14.3 17.04 68.3

Tableau IV.1 : caractéristiques physiques initiales des échantillons testés

Après avoir préparé les éprouvettes, la bague est placée entre les embases supérieure et inférieure du PPR, en intercalant un papier filtre entre les deux pierres poreuses et le sol. Dans un souci de rapprochement des conditions in situ, l’infiltration de l’eau s’effectue toujours de haut en bas. On sature la pierre poreuse supérieure en ouvrant la vanne d’entrée et la vanne de purge. Une fois la purge terminée, on mesure le coefficient de compressibilité du système en mesurant la variation de pression dP qu’occasionne l’injection instantanée d’un volume d’eau dVw.de 1 ml par le haut de l’éprouvette. Le coefficient de compressibilité Cobs est alors :

Cobs = dVw/(Vw.dP) (Eq. 7)

Vw : volume d’eau dans le système. Ce volume a été mesuré expérimentalement. Vw = 50 ml. On applique ensuite une charge hydraulique par le haut de l’éprouvette avec la bouteille de Mariotte pendant quelques instants, puis on ferme la vanne d’entrée. Le capteur de pression qui est relié à une centrale d’acquisition enregistre la dissipation de la charge en fonction du temps. Le tableau IV.2 présente les coefficients de compressibilité mesurés par les deux méthodes :

Référence Cobs Cw

V I 3,2.10-7 Pa-1

MPN4 1,0.10-6 Pa-1 4.2.10-10 Pa-1

Tableau IV.2: comparaison du coefficient de compressibilité observé Cobs avec le coefficient de compressibilité de l’eau Cw.

Nous observons une surestimation importante du coefficient de compressibilité de l’eau (Cw = 4.2.10-10 Pa-1).


110

La figure IV.4 représente la dissipation de la charge hydraulique en fonction de temps pour les éprouvettes testées.

Figure IV.4 : dissipation de la charge hydraulique en fonction du temps pour les essais au choc impulsionnel réalisés sur les éprouvettes V I et MPN3

A partir de l’équation (1) nous calculons un volume d’eau infiltré à chaque pas de temps. La figure IV.5 représente la variation du débit Q en fonction de la charge hydraulique h. La portion linéaire de la relation Q = f(h) signifie que l’écoulement est en régime permanent. La loi de Darcy étant respectée, le calcul de la perméabilité k se fera sur cette portion.

Figure IV.5 : représentation du débit d’infiltration en fonction de la charge hydraulique

La perméabilité est calculée à chaque pas de temps par l’équation (3). La charge hydraulique au niveau du front d’humidification hf , appelée charge d’entrée d’eau, correspond à l’abscisse à l’origine de la droite passant par les points du graphe Q=f(h). Ce point sera étudié et analysé au § IV.2.3. La profondeur du front d’humidification zf est calculée à chaque pas de temps par l’équation 4.

-20

0

20

40

60

80

100

120

0 50 100 150 200temps (mn)

h(cm

)

MPN3

y = 4E-12x + 2E-11

0E+00

2E-10

4E-10

6E-10

-30 0 30 60 90 120h (cm)

Q (m

3 /s)

MPN3

-20

0

20

40

60

80

100

120

0 10 20 30 40temps (mn)

h (c

m)

V I

y = 2E-11x + 7E-11

0E+00

2E-10

4E-10

6E-10

8E-10

-50 0 50 100h (cm)

Q (m

3 /s)

VI


111

La figure V.6 représente les résultats du calcul de la perméabilité au choc impulsionnel à chaque pas de temps. Les éprouvettes sont ensuite amenées à saturation et le coefficient de perméabilité est calculé à charge constante. Les chroniques d’infiltration sont présentées dans la figure IV.7. Une fois que la saturation est obtenue, la perméabilité est calculée à partir de la pente de la partie rectiligne de la courbe.

Figure IV.6 : comparaison des perméabilités au choc impulsionnel calculées avec le coefficients de compressibilités observé Cobs et de la perméabilité kcc mesurée à charge constante.

Figure IV.7 : représentation de l’évolution de l’infiltration en fonction du temps pour les essais à charge constante.

Les résultats du calcul des coefficients de perméabilité obtenus en utilisant les coefficients de compressibilité observés sont regroupés dans le tableau IV .3 et comparés à ceux calculés à partir du coefficient de compressibilité de l’eau et au coefficient de perméabilité mesuré à charge constante.

0

200

400

600

800

1000

1200

0 100 200 300temps (h)

V (

ml) V I

1E-10

1E-09

0 20 40 60 80 100temps (mn)

k (m

/s)

MPN3

kcc

1E-09

1E-08

1E-07

0 2 4 6 8temps (mn)

k (m

/s)

VIkcc

MPN3

0

100

200

300

400

500

0 10 20 30 40 50temps (j)

V (m

l)

h = 300 cm

h = 25 cm


112

Référence k Cobs (m/s) kCw (m/s) kcc (m/s)

V I 7 . 10-9 9 . 10-12 1,6.10-8

MPN4 1,8.10-10 6. 10-14 2,4. 10-10

Tableau IV.3 : comparaison des coefficients de perméabilité calculés à partir des coefficients de compressibilité observés (Cobs) et du coefficient de compressibilité de l’eau (Cw) et des perméabilités kcc obtenues à charge constante.

La prise en compte du coefficient de compressibilité réel Cobs permet une meilleure estimation de la perméabilité. L’utilisation du coefficient de compressibilité de l’eau dans les calculs donne des résultats aberrants et ne doit donc pas être utilisé.

IV.2.3. Application des méthodes de mesure de la perméabilité à différents types de sol

IV.2.3.1. Propriétés des sols étudiés Plusieurs types de sols ont été testés en laboratoire. Au départ, il s’agissait d’étudier les conditions de mise en œuvre des matériaux disponibles sur site dans le cadre de la création d’alvéoles de stockage de centre d’enfouissement technique (CET). Ce travail a été complété par l’étude des résistivités (cf. chapitre V). Les sols étudiés sont notés comme suit : - Argile rouge sableuse à graviers (ARS) - Arène granitique blanchâtre très sableuse (AGB) - Argile blanche (AB) - Argile rouge (AR) - Argile jaune (AJ). - Marnes grises molle (MG) - Marnes jaunes (MJ) Les résultats de l’identification des sols sont résumés dans le tableau IV.4, et les courbes granulométriques présentées sur la figure IV.8.

Limites d’Atterberg

Référence wnat (%)

wopt (%)

γd opt (kN/m3)

Passant à 80 µ (%)

Passant à 2 µ (%) wL wP IP

VBS Activité Ac

Classe GTR

AGB 21.0 16.5 17.6 48.0 20.7 22.5 14.0 8.5 0.62 0.41 A1th

ARS 18.5 13.7 18.4 34.6 16.0 19.2 10 9.2 0.93 0.57 A1th

AB 27.1 17.8 16.9 92.0 42.0 65.0 20.5 44.5 6.3 1.05 A4th

AR 37.6 26.6 14.9 44.0 39.1 69.0 20.0 49.5 6.5 1.26 A4th

AJ 57.8 34.0 12.4 96 55.3 122.0 40.9 81.1 6.8 1.46 A4th

MG 17.6 15.0 17.8 87.1 30.7 27.0 17.0 10.0 1.42 0.32 A1h

MJ 23.0 21.6 16.4 88.0 33.8 35.0 18.0 17.0 2.88 0.50 A2m

Tableau IV.4 : Principales caractéristiques des sols testés au laboratoire


113

Figure IV.8 : Courbes granulométriques des sols AGB, ARS, AJ, AB, AR, MJ et MG

Les courbes de compactage sont présentées dans la figure IV.9 et IV.10.

Figure IV.9 : Courbes de compactage à l’énergie du Proctor normal PN et modifié PM des argiles AGB et ARS.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,0010,010,1110Diamètre des tamis en mm

% d

e ta

mis

ats

AGB ARSAJ ARAB MJMG

16

17

18

19

20

5 10 15 20 25w (%)

γd (k

N/m

3 )

PM ARSPN ARS

16

17

18

19

20

5 10 15 20 25w (%)

γd (k

N/m

3 )

PM AGBPN AGB


114

Figure IV.10 : Courbes de compactage à l’énergie du Proctor normal PN des argiles AB, AR, AJ et des marnes MG et MJ.

IV.2.3.2. Etude de la perméabilité de l’argile sableuse (ARS) Les caractéristiques physiques initiales des éprouvettes testées sont données tableau IV.5. Les éprouvettes compactées à l’énergie du Proctor normal sont notées ARSN1 et ARSN2 et celles compactées à l’énergie du Proctor modifié sont notées ARSM3 et ARSM4.

références w (%) γd (kN/m3) Srini (%)

ARSN1 12,0 17,70 61,7 ARSN2 13,7 18,42 79,4 ARSM3 12,5 19,43 87,0 ARSM4 14,4 19,09 93,8

Tableau IV.5 : références et caractéristiques physiques initiales des sols ARS

Une fois la pierre poreuse saturée et le coefficient de compressibilité du système mesuré, on applique une première charge hydraulique notée hini. Les essais de choc impulsionnel ont été réalisés dès le début de l’essai puis suivi par un essai à charge constante. De nouveaux chocs ont ensuite été réalisés, l’éprouvette étant quasi saturée (Sr final compris entre 97 et 99%).

10

12

14

16

18

0 20 40 60W (%)

γ d (k

N/m

3 )ABARAJ

12

14

16

18

20

0 10 20 30 40W (%)

d (k

N/m

3 )

MGMJ


115

IV.2.3.2.a. Choc impulsionnel en milieu non saturé

La figure IV.11 (a, b, c et d) présente les chocs observés sur les sols ARS compactés au Proctor normal et modifié à différents degrés de saturation.

a : ARSN1 Srini = 61.7 % b : ARSN2 Srini = 79.4 %

Figure IV.11 (a et b) : évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels initiaux réalisés sur les sols ARS compactés au Proctor normal.

c : ARSM3 Srini = 87.0 % d : ARSM4 Srini = 93.8 % Figure IV.11 (c et d) : évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels initiaux réalisés sur les sols ARS compactés au Proctor modifié.

La courbe (a) indique une dissipation de la charge de 80 cm jusqu’à –118 cm, puis une remontée brutale jusqu’environ –62 cm. Après cette remontée, la charge se stabilise autour de cette valeur puis chute de nouveau. La première charge est considérée comme étant la charge d’entrée d’air et la seconde comme étant la charge d’entrée d’eau (Fallow & Elrick, 1996 ; Cazaux, 1998). La charge d’entrée d’air ψa est la charge hydraulique régnant dans le sol à partir de laquelle l’air peut s’échapper du réseau de pores. Il semblerait que la charge d’entrée d’eau ψw représente la succion initiale. Nous avons ensuite appliqué un choc de même intensité initiale. La charge a décru jusqu’à –120 cm puis est remontée brutalement jusqu’à –58 cm. Nous avons alors appliqué un troisième choc de même intensité initiale. La charge décroît alors jusqu’à –115 cm puis remonte pour produire une succession de vaguelettes. La reproductibilité du choc est bonne et conduit à l’obtention des mêmes valeurs de charge d’entrée d’air et d’entrée d’eau. Les

-150

-100

-50

0

50

100

0 300 600 900 1200tem ps (s )

h(cm

)

ARSN1

-150

-100

-50

0

50

100

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000tem ps (s )

h(cm

)

ARSN2

-100

-60

-20

20

60

100

0 50 100 150tem ps (m n)

h(cm

)

ARSM3

-40

-20

0

20

40

60

80

100

0 50 100 150 200 250tem ps (m n)

h(cm

)

ARSM4


116

courbes (b), (c) et (d) indiquent un comportement similaire à celui observé sur la courbe (a). Il apparaît que plus le degré de saturation initial est élevé, plus la charge d’entrée d’air et la charge d’entrée d’eau sont faibles. La figure IV.12 (a, b, c et d) présente les relations entre Q et h obtenues pour les essais initiaux. Nous remarquons que la relation entre le débit et la charge hydraulique n’est pas linéaire. En effet, il apparaît que la courbe Q = f(h) se divise en deux portions. Une rupture entre ces deux portions se produit pour h = 0. La portion [h >0] est linéaire et est caractérisée par une pente et une abscisse à l’origine. Les abscisses des portions [h >0] sont –60, -55, -30 et –12.5 cm respectivement pour les figures a, b, c et d. Il est intéressant de noter que ces valeurs sont comparables aux charges d’entrée d’eau.


c : ARSM3 Srini = 87.0 % d : ARSM4 Srini = 93.8 % Figure IV.12 : représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes ARS compactés au Proctor normal et modifié.

La comparaison des valeurs de charge d’entrée d’eau ψw estimées par les deux méthodes montre que les résultats sont proches (tableau IV.6). L’estimation de ψw à partir de la relation Q =f(h) est satisfaisante.

y = 1E-09x + 6E-08

0E+00

2E-08

4E-08

6E-08

8E-08

1E-07

1E-07

1E-07

-150 -100 -50 0 50 100h(cm)

Q (

m3 /

s)

ARSN1

y = 9E-11x + 5E-09

0E+00

2E-09

4E-09

6E-09

8E-09

1E-08

1E-08

-150 -100 -50 0 50 100h(cm )

Q (m

3 /s)

ARSN2

y = 1E-10x + 3E-09

0E+00

2E-09

4E-09

6E-09

8E-09

1E-08

1E-08

-100 -50 0 50 100h(cm)

Q (

m3/

s)

ARSM3

y = 8E-12x + 1E-10

0E+00

2E-10

4E-10

6E-10

8E-10

-50 0 50 100h(cm)

Q (

m3/

s)

ARSM4


117

h = f (t) Q = f(h) Référence ψw (cm) ψw (cm)

ARSN1 -62 -60 ARSN2 -64 -55 ARSM3 -42 -30 ARSM4 -18 -12,5

Tableau IV.6 : valeurs des charges d’entrée d’eau ψw déduites des relations charge –temps et débit – charge

La figure V.13 (a, b, c et d) illustre l’évolution de la perméabilité calculée au cours de la dissipation de la charge en fonction du temps. L’importance de la prise en compte dans le calcul de la perméabilité de la charge hydraulique réelle au niveau du front d’infiltration est mise en évidence. En effet, si le calcul de la perméabilité se fait sans la composante de succion, la perméabilité croit rapidement et sera impossible à estimer, en particulier pour des valeurs importantes de succion.


c : ARSM3 Srini = 87.0 % d : ARSM4 Srini = 93.8 %

Figure IV.13: représentation de l’évolution de la perméabilité en fonction du temps obtenue pour les chocs initiaux

1E-08

1E-07

0 100 200 300tem ps (s )

k (m

/s)

h -hwh brute

1E-08

1E-07

1E-06

0 10 20 30tem ps (s )

k (m

/s)

h -hwh brute2èm e choc

1E-08

1E-07

0 100 200 300 400 500tem ps (s )

k (m

/s)

h -hw

h brute

1E-09

1E-08

0 1000 2000 3000tem ps (s )

k (m

/s)

h -hwh brute


118

IV.2.3.2.b. Essai à charge constante

Les éprouvettes sont menées à saturation par application d’une charge hydraulique constante. Une fois que la saturation est obtenue, une seconde charge hydraulique plus forte est appliquée. La figure IV.14 représente l’évolution des chroniques d’infiltration pour chaque charge hydraulique appliquée en fonction du temps.

Figure IV.14 : Chroniques d’infiltration à charge constante des éprouvettes compactées au Proctor normal et modifié

La figure IV.15 représente l’évolution du débit d’infiltration en fonction du temps. Nous observons que pour les premiers temps d’essai, le régime est transitoire et le débit d’infiltration diminue continuellement à mesure que le front d’humidification s’approfondi. Cela s’explique par l’influence de la composante de succion présente dans les sols initialement non saturés, qui vient s’ajouter à la composante gravitationnelle. La perméabilité est calculée pour chaque gradient hydraulique à partir de la pente rectiligne de la courbe d’infiltration en fonction du temps.

A RSN1

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 5 10 15

temps (h)

infil

trat

ion

cum

ulée

(m

l)

h=20cm

h=80cm

A RSN2

0

200

400

600

800

0 30 60 90 120

temps (h)in

filtr

atio

n cu

mul

ée (

ml)

h=28cmh=60cmh=100cm

ARSN3

0

40

80

120

160

200

0 20 40 60temps (h)

infil

trat

ion

cum

ulée

(m

l)

h=20cm

h=45cm

h=80cm

A RSN4

0

200

400

600

800

0 50 100 150 200 250temps (h)

infil

trat

ion

cum

ulée

(m

l)

h=40 cm

h=120 cm


119

Figure IV.15: représentation du débit infiltré en fonction du temps

Les perméabilités obtenues à charge constante sont présentées tableau IV.7

Références kcc (m/s)

ARSN1 4,5.10-8

ARSN2 1,0.10-8

ARSM3 7,0.10-9

ARSM4 4,3.10-9

Tableau IV.7 : valeurs des perméabilités à charge constante.

IV.2.3.2.c. Choc impulsionnel en milieu saturé

Une fois la saturation des éprouvettes obtenue et après avoir remesuré le coefficient de compressibilité Cobs, un nouveau choc impulsionnel a été réalisé. La figure IV.16 (a, b, c et d) présente les cinétiques de charge obtenues pour chaque éprouvette. On observe que la charge

A RSN1

1E-09

1E-08

1E-07

0 5 10 15temps (h)

débi

t inf

iltré

(m

3/s)

h=20 cmh=80 cm

A RSN2

1E-10

1E-09

1E-08

0 20 40 60 80 100temps (h)

débi

t inf

iltré

(m

3 /s)

h=28 cmh=60 cmh=100 cm

A RSN3

1E-10

1E-09

1E-08

1E-07

0 20 40 60

temps (h)

débi

t inf

iltré

(m

3 /s)

h=20cmh=45cmh=80cm A RSN4

1E-10

1E-09

1E-08

0 50 100 150 200 250temps (h)

débi

t inf

iltré

(m

3/s)

h=40 cmh=120 cm


120

hydraulique évolue logiquement jusqu’à la charge nulle. La comparaison des cinétiques obtenues à saturation avec celle obtenue pour les chocs initiaux montre que ces dernières sont beaucoup plus rapides. En effet, la succion présente dans les sols initialement non saturés contribue à accélérer l’infiltration.

(a) : Srini = 61.7 % (b) : Srini = 79.4 % Figure IV.16 (a et b) : évolution de la charge en fonction du temps pour le choc impulsionnel en milieu saturé.

(c) : Srini = 87.0 % (d) : Srini = 93.8 % Figure IV.16 (c et d) : évolution de la charge en fonction du temps pour le choc impulsionnel en milieu saturé.

La figure IV.17 (a, b, c et d) montre que la linéarité des relations entre Q et h à saturation est bonne pour ce type de sol. Cette relation est caractérisée par une portion de droite dont l’abscisse à l’origine passe par 0. Le calcul de la perméabilité de l’éprouvette après saturation a été fait sur la cinétique de charge sans addition de la composante de succion qui est quasi nulle.

-50

0

50

100

150

200

0 5000 10000 15000tem ps (s )

h(cm

)

A RSN2

-50

0

50

100

150

200

250

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000tem ps (s )

h(cm

)

A RSN1

0

20

40

60

80

100

120

140

0 500 1000 1500 2000tem ps (s )

h(cm

)

A RSM3

0

20

40

60

80

100

120

140

0 500 1000 1500tem ps (s )

h(cm

)

A RSM4


121

(a) (b)

(c) (d)

Figure IV.17 (a, b, c et d) : représentation de la relation entre le débit d’infiltration à saturation et la charge hydraulique sur les éprouvettes ARS compactés au Proctor normal et modifié.

La figure IV.18 (a, b, c, et d) représente les valeurs de la perméabilité calculée à chaque pas de temps. Les résultats obtenus pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation sont regroupés dans le tableau IV.8 et comparés à la perméabilité calculée à charge constante à saturation. Nous constatons que le rapport entre les perméabilités calculées à partir des chocs impulsionnels en milieu non saturé et la perméabilité à saturation mesurée à charge constante est comprit entre 1,4 et 2. Ce rapport se situe entre 0,8 et 1 pour les chocs réalisés à saturation (tableau IV.8). Les chocs impulsionnels permettent d’avoir une bonne estimation de la perméabilité réelle, en particulier ceux réalisés à saturation.

0,0E+00

2,0E-09

4,0E-09

6,0E-09

8,0E-09

1,0E-08

1,2E-08

1,4E-08

1,6E-08

-50 0 50 100 150 200h (cm)

Q (

m3/

s)

A RSN1

0,0E+00

1,0E-09

2,0E-09

3,0E-09

4,0E-09

-50 0 50 100 150 200h (cm)

Q (

m3/

s)

A RSN2

0,0E+00

5,0E-10

1,0E-09

1,5E-09

2,0E-09

0 50 100 150h (cm)

Q (

m3 /

s)

A RSM3

0E+00

2E-10

4E-10

6E-10

8E-10

0 50 100 150h (cm)

Q (

m3/

s)

ARSM4


122

Choc impulsionnel Charge constante Références

kini (m/s) ksat (m/s) kcc (m/s) Srini (%)

ARSN1 7.10-8 4,0.10-8 4,5.10-8 61,7

ARSN2 2.10-8 1,0.10-8 1,0.10-8 79,4

ARSM3 1.10-8 7,0.10-9 7,0.10-9 87,0

ARSM4 6.10-9 3,4.10-9 4,3.10-9 93,8

Tableau IV.8 : tableau comparatif des valeurs de perméabilité calculées à partir du choc impulsionnel initial (kini) et à saturation (ksat) avec la perméabilité calculée à charge constante.

a : ARSN1 Srini = 61.7 % b : ARSN2 Srini = 79.4 % Figure IV.18 (a et b) : représentation de l’évolution de la perméabilité à saturation en fonction du temps pour les éprouvettes compactées au Proctor normal.

c : ARSM3 Srini = 87.0 % d : ARSM4 Srini = 93.8 % Figure IV.18 (c et d) : représentation de l’évolution de la perméabilité à saturation en fonction du temps pour les éprouvettes compactées au Proctor modifié.

1E-09

1E-08

0 200 400 600 800 1000tem ps (s )

k (m

/s)

s at

1E-09

1E-08

1E-07

0 2000 4000 6000tem ps (s )

k (m

/s)

s at

1E-09

1E-08

0 200 400 600 800 1000tem ps (s )

k (m

/s)

s at

1E-08

1E-07

0 500 1000 1500 2000tem ps (s )

k (m

/s)

s at


123

IV.2.3.3. Etude de la perméabilité de l’arène granitique blanchâtre (AGB) Les caractéristiques physiques initiales des éprouvettes testées sont présentées dans le tableau IV.9.

Référence w (%) γd (kN/m3) Srini (%) AGBM1 10,52 18,76 64,7 AGBM2 13,15 18,73 80,4 AGBM3 18,67 17,44 92,0

Tableau IV.9 : références et caractéristiques physiques des sols AGB

La figure IV.19. (a, b et c) présente l’évolution de la charge hydraulique mesurée en fonction du temps pour les chocs impulsionnels réalisés sur les éprouvettes de sols AGB compactés à l’énergie du Proctor modifié. Dans le cas de AGBM1 on observe une dissipation de la charge jusqu’à –144 cm puis une remontée brutale jusqu’environ –74 cm. Après cette remontée, la charge diminue jusqu’à – 100 cm et se stabilise autour de cette valeur. Les sols AGBM2 et AGBM3 présentent le même comportement que pour AGBM1. La dissipation de la charge est néanmoins plus lente. En effet, la charge nulle est obtenue après 30, 60 et 230 secondes pour AGBM1, AGBM2, AGBM3 respectivement. De même, la remontée de la charge apparaît respectivement après 192, 510 et 1530 secondes. Ces observations sont à relier avec les degrés de saturation initiaux qui augmentent de AGBM1 à AGBM3. Il apparaît également que plus le degré de saturation initial est élevé, plus la charge d’entrée d’air et la charge d’entrée d’eau sont faibles en valeur absolue. D’une manière générale, la cinétique de dissipation de la charge hydraulique sur ce sol est comparable à celle observée pour le choc impulsionnel réalisé sur le sol précédent (ARS).

a : AGBM1 Srini =64.7 % b: AGBM2 Srini = 80.4 %

Figure IV.19 (a et b): évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels effectués sur les sols AGB compactés au Proctor modifié.

-150

-100

-50

0

50

100

150

0 100 200 300 400temps (s)

h(cm

)

A GBM1 ini

-150

-100

-50

0

50

100

0 500 1000 1500temps (s)

h(cm

)

A GBM2 ini


124

c : AGBM3 Srini = 92.0 % Figure IV.19 (c): évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels effectués sur les sols AGB compactés au Proctor modifié.

La figure IV.20 (a, b et c) représente les relations entre Q et h obtenues pour les essais initiaux. Les abscisses des portions [h >0] sont –65, -60 et –40 cm respectivement pour les figures a, b, et c. Ces valeurs sont relativement proches des valeurs de charges d’entrée d’eau déduites à partir de la figure IV.19 qui sont respectivement –74, -62 et –45 cm. Nous avons vu que les valeurs de ψw obtenues par les deux méthodes sont assez proches. L’estimation de ψw à partir de la relation Q =f(h) est donc possible.


Figure IV.20 (a et b) : représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes à trois degrés de saturation différents.

0E+00

4E-08

8E-08

1E-07

2E-07

2E-07

-150 -100 -50 0 50 100 150

h (cm)

Q (

m3/

s)

A GBM1 ini

0,0E+00

5,0E-09

1,0E-08

1,5E-08

2,0E-08

2,5E-08

-150 -100 -50 0 50 100

h (cm)

Q (

m3/

s)

AGBM2 ini

-100

-50

0

50

100

0 500 1000 1500 2000tem ps (s )

h(cm

)

A GBM3 ini


125

c : AGBM3 Srini = 92.0 % Figure IV.20 (c) : représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes à trois degrés de saturation différents.

Les charges d’entrée d’eau déduites des figures IV.19 et IV.20 sont données tableau IV.10

h = f (t) Q = f(h) Réference ψw (cm) ψw (cm)

AGB1 -70 -66 AGB2 -62 -60 AGB3 -45 -40

Tableau IV.10 : valeurs des charges d’entrée d’eau déduites des relations charge –temps et débit – charge

La figure IV.21 représente les valeurs de perméabilité calculées à chaque pas de temps. Le rapport entre les perméabilités calculées à partir des chocs impulsionnels et la perméabilité déterminée à charge constante est comprit entre 1.1 et 2. Les chocs impulsionnels présentent donc une très bonne estimation de la perméabilité réelle pour ce type de sol.


Figure IV.21 (a et b) : représentation de l’évolution de la perméabilité calculée à chaque pas de temps pour les chocs impulsionnels effectués sur les sols AGB compactés au Proctor modifié.

1E-08

1E-07

1E-06

0 10 20 30 40 50temps (s)

k (m

/s)

AGBM1 ini

1E-08

1E-07

0 20 40 60 80 100temps (s)

k (m

/s)

AGBM2 ini

0E+00

2E-09

4E-09

6E-09

8E-09

1E-08

-100 -50 0 50 100h (cm)

Q (

m3/

s)

A GBM3 ini


126

c : AGBM3 Srini = 92.0 %

Figure IV.21 (c) : représentation de l’évolution de la perméabilité calculée à chaque pas de temps pour les chocs impulsionnels effectués sur les sols AGB compactés au Proctor modifié.

Après avoir mené les éprouvettes à saturation et mesuré la perméabilité à charge constante, nous avons appliqué un second choc hydraulique. La figure IV.22 représente la dissipation de la charge hydraulique appliquée en fonction du temps.

(a) (b)

(c)

Figure IV.22 (a, b et c): évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels réalisé après saturation des éprouvettes de sols AGB compactés au Proctor modifié.

0

20

40

60

80

100

120

140

0 200 400 600 800 1000tem ps (s )

h(cm

)

A GBM1 sat

-30

0

30

60

90

120

150

0 2000 4000 6000 8000tem ps (s )

h(cm

)

A GBM2 sat

0

20

40

60

80

100

120

140

0 500 1000 1500tem ps (s )

h(cm

)

A GBM3 sat

1E-09

1E-08

1E-07

0 50 100 150 200temps (s)

k (m

/s)

AGBM3"ini"


127

La figure IV.24 représente l’évolution du débit d’infiltration en fonction du temps. Les abscisses à l’origine de la droite passant par les points Q=f(h) indiquent qu’il n’y a pas de succion.

(a) (b)

(c)

Figure IV.23 (a, b et c) : représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes testées à saturation.

La figure IV.24 représente les valeurs du coefficient de perméabilité pour chaque intervalle de temps calculées avec une charge d’entrée d’eau nulle.

0,0E+00

1,0E-09

2,0E-09

3,0E-09

4,0E-09

5,0E-09

6,0E-09

-50 0 50 100 150 200h (cm)

Q (

m3/

s)

A GBM2 sat

0E+00

4E-09

8E-09

1E-08

2E-08

0 50 100 150

h (cm)

Q (

m3/

s)

A GBM1 sat

0,0E+00

5,0E-10

1,0E-09

1,5E-09

2,0E-09

2,5E-09

3,0E-09

0 50 100 150h (cm)

Q (

m3/

s)

A GBM3 sat


128

(a) (b)

(c)

Figure IV.24 : représentation de l’évolution de la perméabilité calculée à chaque pas de temps pour les chocs impulsionnels à saturation effectués sur le sol AGB compacté au Proctor modifié

Le tableau IV.12 regroupe les valeurs de perméabilité calculées pour les chocs impulsionnels en milieu saturé et non saturé. Les résultats semblent satisfaisants en comparaison avec les valeurs obtenue à charge constante.



AGBM1 9,0 . 10-8 6,3 . 10-8 8,0 . 10-8 64,7

AGBM2 3,7 . 10-8 1,7 . 10-8 2,0 . 10-8 80,4

AGBM3 1,1 . 10-8 8,0 . 10-9 6,6 . 10-9 92,0

Tableau IV.12 : tableau comparatif des valeurs de perméabilité calculées à partir du choc impulsionnel initial (kini) et à saturation (ksat) avec la perméabilité calculée à charge constante.

1E-09

1E-08

1E-07

0 2000 4000 6000tem ps (s )

k (m

/s)

A GBM2 sat

1E-08

1E-07

0 200 400 600tem ps (s )

k (m

/s)

A GBM1 sat

1E-09

1E-08

1E-07

0 200 400 600 800 1000tem ps (s )

k (m

/s)

A GBM3 sat


129

IV.2.3.4. Etude de la perméabilité de l’argile blanche (AB) Les éprouvettes d’argile notées ABNi ont été compactées à l’énergie du Proctor normal. Les caractéristiques physiques initiales des éprouvettes testées sont présentées dans le tableau IV.12.

Référence w (%) γd (kN/m3) Srini (%) ABN1 13,63 16,35 56,5 ABN2 17,81 16,93 80,9 ABN3 21,67 15,95 84,5

Tableau IV.12 : références et caractéristiques physiques initiales des éprouvettes de sol AB étudié

La figure IV.25. (a, b et c) présente l’évolution de la charge hydraulique mesurée en fonction du temps pour les chocs impulsionnels initiaux et après saturation des éprouvettes de sols ABNi compactés à l’énergie du Proctor normal. La dissipation de la charge hydraulique appliquée initialement s’effectue très lentement. La charge hydraulique nulle est obtenue après 70 mn pour ABN1 et 140 mn pour ABN2. La charge continue ensuite à décroître jusqu’à –38 cm après 550 mn pour ABN1 puis remonte jusqu’à –26 cm. Dans le cas de ABN2 la charge décroît jusqu’à –35 cm après 900 mn du début de l’essai puis remonte jusqu’à –24 cm. Dans le cas de ABN3 la charge hydraulique était encore positive après 1340 mn, temps correspondant à l’interruption de l’essai. Dans le cas des chocs impulsionnels à saturation, la charge hydraulique nulle a été observée pour l’essai ABN1 après 160 mn du début de l’essai. La charge hydraulique se stabilise ensuite à une valeur de –4.5 cm. Dans le cas de ABN2 et ABN3 la charge hydraulique reste positive après des temps très longs. a : ABN1 Srini = 56.5 % b : ABN2 Srini = 80.9 %

Figure IV.25 (a et b): évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation effectués sur les sols AB.

-50

0

50

100

150

200

250

0 200 400 600 800 1000temps (mn)

h (c

m)

inisat

-50

0

50

100

150

200

0 100 200 300 400 500 600 700temps (mn)

h (c

m)

inisat


130

c : ABN3 Srini = 84.5 % Figure IV.25 (c): évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation effectués sur les sols AB.

La figure IV.26 représente la relation entre le débit et la charge hydraulique dans le cas des chocs initiaux et à saturation. Dans le cas de ABN1 la portion [h>0] de la relation Q = f(h) a pour abscisse à l’origine –26 cm qui est identique à la charge d’entrée d’eau observée sur la figure IV.25. L’essai réalisé à saturation présente une relation Q = f(h) linéaire. Cette relation passe par zéro pour une charge nulle. Dans le cas de ABN2 en milieu non saturé, les coordonnées de la portion de droite à l’origine de la relation Q=f(h) sont –20 cm (figure IV.26 b). Cette valeur correspond à la charge d’entrée d’eau déjà observée dans la figure IV.25.b. Dans le cas de ABN3, La figure IV.25.(c) ne permet pas de déduire la charge d’entrée d’eau. Cependant, à partir de la figure IV.26.(c) on peut déduire la charge d’entrée d’eau qui correspond à l’abscisse de la droite à l’origine. Cette charge est d’environ –3 cm. a : ABN1 Srini = 56.5 %

b : ABN2 Srini = 80.9 %

Figure IV.26 (a et b) : représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes à trois degrés de saturation différents.

0

40

80

120

160

200

0 500 1000 1500temps (mn)

h (c

m)

inisat

0E+00

1E-10

2E-10

3E-10

4E-10

-50 0 50 100 150h (cm)

Q (m

3 /s)

inisat

0E+00

2E-11

4E-11

6E-11

8E-11

1E-10

-50 0 50 100 150h (cm)

Q (m

3 /s)

inisat


131

c : ABN3 Srini = 84.5 % Figure IV.26 (c) : représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes AB à trois degrés de saturation différents.

Les perméabilités calculées pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation sont représentées en fonction du temps figure IV.27.

a : ABN1 Srini = 56.5 % b : ABN2 Srini = 80.9 %

c : ABN3 Srini = 84.5 % Figure IV.27 (a, b et c) : représentation de l’évolution de la perméabilité calculée à chaque pas de temps pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation.

1E-11

1E-10

1E-09

0 100 200 300 400tem ps (m n)

k(m

/s)

in is at

1E-11

1E-10

0 200 400 600 800temps (mn)

k(m

/s)

inisat

0E+00

1E-11

2E-11

3E-11

4E-11

5E-11

-50 0 50 100 150 200h (cm)

Q (m

3 /s)

inisat

1E-11

1E-10

1E-09

0 20 40 60 80 100temps (mn)

k(m

/s)

inisat


132

Le tableau IV.13 regroupe les valeurs de perméabilité obtenues aux chocs impulsionnels et à charges constantes. Les résultats obtenus sont très proches


kini (m/s) ksat (m/s) kcc (m/s) Sr (%)

ABN1 1,7.10-10 8,5.10-11 1,9.10-10 56,5

ABN2 4,0.10-11 6,0.10-11 3,4.10-11 80,9

ABN3 4,0.10-11 3,6.10-11 6,5.10-11 84,5

Tableau IV.13 : tableau comparatif des valeurs de perméabilité calculées à partir du choc impulsionnel initial et à saturation avec la perméabilité calculée à charge constante.

IV.2.3.5 Etude de la perméabilité de l’argile (AR) Les caractéristiques physiques initiales des éprouvettes testées sont présentées dans le tableau IV.14.

Référence w (%) γd (kN/m3) Srini (%) ARN1 21,28 13,96 61,5 ARN2 26,57 14,83 87,4 ARN3 28,79 14,77 93,8

Tableau IV.14 : références et caractéristiques physiques initiales des sols AR compactés au Proctor normal

La figure IV.28. (a, b et c) représente les cinétiques de dissipation de la charge hydraulique pour les chocs impulsionnels initiaux et après saturation des éprouvettes de sols AR compactés à l’énergie du Proctor normal. La dissipation de la charge hydraulique appliquée initialement se poursuit pendant des temps relativement longs. Les succions présentes au niveau du front d’humidification sont faibles pour ce sol. Dans le cas des chocs impulsionnels à saturation, la charge hydraulique reste positive après des temps très longs.

a : ARN1 Srini = 61.5 % b : ARN2 Srini = 87.4 % Figure IV.28 (a et b): évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation effectués sur les sols AR.

-50

0

50

100

150

200

250

0 200 400 600 800tem ps (m n)

h(cm

)

in is at

0

30

60

90

120

150

0 100 200 300 400 500tem ps (m n)

h(cm

)

in is at


133

c : ARN3 Srini = 93.8 % Figure IV.28 (c): évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation effectués sur les sols AR.

La figure IV.29 représente la relation entre le débit et la charge hydraulique dans le cas des chocs initiaux et à saturation. Pour ARN1 et ARN2 on remarque que les relations Q = f(h) ne sont pas linéaires. Néanmoins, les abscisses à l’origine des courbes [h>0] sont proche de zéro dans tous les cas. Ce résultat indique que pour ces sols, les succions au niveau du front d’humidification sont faibles, et par conséquent les valeurs de la charge d’entrée d’eau négligeables.

a : ARN1 Srini = 61.5 % b : ARN2 Srini = 87.4 %

Figure IV.29 (a et b) : représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes AR.

0

30

60

90

120

150

0 200 400 600tem ps (m n)

h(cm

)

in is at

0E+00

1E-10

2E-10

3E-10

4E-10

5E-10

-50 0 50 100 150

h (cm)

Q (

m3 /

s)

in is at

0,0E+00

5,0E-11

1,0E-10

1,5E-10

2,0E-10

2,5E-10

3,0E-10

0 50 100 150h (cm )

Q (m

3 /s)

in is at


134

c : ARN3 Srini = 93.8 %

Figure IV.29 (c): représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes AR..

Nous observons sur la figure IV.30 que les perméabilités obtenues pour les chocs initiaux et ceux réalisés après la saturation des éprouvettes sont très proches. En outre, ces valeurs de perméabilité présentent une très bonne estimation de la perméabilité mesurée à charge constante en milieu saturé comme l’indique le tableau IV.15.



ARN1 1,9.10-10 2,0.10-10 3,2.10-10 61,5

ARN2 2,0.10-10 1,3.10-10 1,6.10-10 87,4

ARN3 2,8.10-10 1,7.10-10 1,6.10-10 93,8

Tableau IV.15 : tableau comparatif des valeurs de perméabilité calculées à partir du choc impulsionnel initial et à saturation avec la perméabilité calculée à charge constante.

a : ARN1 Srini = 61.5 % b : ARN2 Srini = 87.4 %

Figure IV.30 (a et b) : représentation de l’évolution de la perméabilité calculée à chaque pas de temps pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation.

1E-10

1E-09

0 100 200 300 400tem ps (m n)

k (m

/s)

in is at

0E+00

5E-11

1E-10

2E-10

2E-10

3E-10

0 50 100 150

h (cm )

Q (m

3 /s)

in is at

1E-10

1E-09

0 100 200 300 400temps (mn)

k (m

/s)

in is at


135

c : ARN3 Srini = 93.8 %

Figure IV.30 (c) : représentation de l’évolution de la perméabilité calculée à chaque pas de temps pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation.

IV.2.3.6 Etude de la perméabilité de l’argile (AJ) Les caractéristiques physiques initiales des éprouvettes testées sont présentées tableau IV.16.

Référence w (%) γd (kN/m3) Srini (%) AJN1 32,27 12,22 72,1 AJN2 45,00 11,74 93,5 AJN3 49,50 11,01 92,0

Tableau IV.16 : références et caractéristiques physiques initiales des sols AGB étudiés

La figure IV.31 (a, b et c) représente les cinétiques de dissipation de la charge hydraulique pour les chocs impulsionnels initiaux appliqués sur les éprouvettes AR compactés à l’énergie du Proctor normal. Pour les trois essais présentés, on enregistre une dissipation de la charge hydraulique jusqu’à ce qu’elle atteigne une valeur négative maximale (en valeur absolue) autour de laquelle la charge hydraulique se stabilise. Les essais ont été interrompus après plus de 27 heures, et aucune remontée de la charge n’a été observée.

a : AJN1 Srini = 72.1 % b : AJN2 Srini = 93.5 % Figure IV.31 (a et b): évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation effectués sur les sols AJ.

-100

-50

0

50

100

150

200

250

0 600 1200 1800

ini

-150

-100

-50

0

50

100

150

0 600 1200 1800tem ps (m n)

h (c

m)

in i

1E-10

1E-09

0 100 200 300 400temps (mn)

k (m

/s)

in is at


136

c : AJN3 Srini = 92.0 % Figure IV.31 (c): évolution de la charge en fonction du temps pour les chocs impulsionnels initiaux et à saturation effectués sur les sols AJ.

La figure IV.32 représente la relation entre le débit et la charge hydraulique. Nous observons que la portion [h>0] de la relation relations Q = f(h) présentent des abscisses à l’origine de –95, -55 et –60 cm. La charge d’entrée d’eau n’ayant pas été observée sur les cinétiques de dissipation de la charge (figure IV.31), les calculs de la perméabilité ont donc été fait en considérant les abscisses à l’origine des relation Q = f(h) comme étant la charge d’entrée d’eau.

a : AJN1 Srini = 72.1 % b : AJN2 Srini = 93.5 %

Figure IV.32 (a et b) : représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes AJ.

0E+00

1E-10

2E-10

3E-10

4E-10

-150 -100 -50 0 50 100 150

h (cm )

Q (m

3/s)

in i

0,0E+00

4,0E-11

8,0E-11

1,2E-10

1,6E-10

2,0E-10

-100 0 100 200h (cm )

Q (m

3/s)

in i

-100

-50

0

50

100

150

200

0 600 1200 1800

ini


137

c : AJN3 Srini = 92.0 %

Figure IV.32 (c) : représentation de la relation entre le débit d’infiltration et la charge hydraulique sur les éprouvettes AJ.

Les courbes de perméabilité calculées pour les chocs impulsionnels initiaux en fonction du temps sont présentées figures IV.33.

a : AJN1 Srini = 72.1 % b : AJN2 Srini = 93.5 % Figure IV. 33 (a et b): représentation de l’évolution de la perméabilité calculée à chaque pas de temps pour les chocs impulsionnels initiaux sur les éprouvettes AJ.

1E-10

1E-09

0 100 200 300temps (mn)

k(m

/s)

ini

1E-10

1E-09

0 20 40 60 80 100temps (mn)

k(m

/s)

ini

0,0E+00

4,0E-11

8,0E-11

1,2E-10

1,6E-10

2,0E-10

2,4E-10

-100 0 100 200h (cm)

Q (

m3/

s)

Série2


138

c : AJN3 Srini = 92.0 %

Figure IV. 33 (c): représentation de l’évolution de la perméabilité calculée à chaque pas de temps pour les chocs impulsionnels initiaux sur les éprouvettes AJ.

Les valeurs de perméabilités calculées pour les chocs impulsionnels initiaux sont proches de celles obtenues à charge constante (tableau IV.17). Les résultats sont satisfaisants.


kini (m/s) kcc (m/s) Srini (%)

AJN1 1,5.10-10 2,9.10-10 72,1

AJN2 1,8.10-10 1,5.10-10 93,5

AJN3 2,0.10-10 1,6.10-10 92,0

Tableau IV.17 : tableau comparatif des valeurs de perméabilité calculées à partir du choc impulsionnel initial et à saturation avec la perméabilité réelle calculée à charge constante.

IV.2.4. Conclusion et recommandations Les résultats des essais de perméabilité aux chocs impulsionnels ont montré que la méthode permet de fournir une bonne estimation de la perméabilité d’un matériau. La figure IV.34 regroupe les perméabilités mesurées aux chocs impulsionnels initiaux en fonction des perméabilités mesurées à charge constante et la figure IV.35 les perméabilités mesurées aux chocs impulsionnels à saturation en fonction des perméabilités mesurées à charge constante. Cependant une grande attention doit être portée dans la détermination des paramètres d’essai qui influent sur les résultats de ce type d’essai. Ces paramètres sont : - La compressibilité du milieu, qui est influencée par la compressibilité propre du système

(matériaux, équipements). La mesure au préalable et de façon expérimentale du coefficient de compressibilité permet une prise en compte globale de tous ces paramètres.

- Les paramètres physiques initiaux des matériaux (teneur en eau, poids volumique sec) à partir desquels est obtenue la profondeur d’infiltration.

1E-10

1E-09

0 50 100 150 200 250temps (mn)

k(m

/s)

ini


139

Figure IV.34 : comparaison des perméabilités mesurées aux chocs impulsionnels initiaux et à charge constante.

Figure IV.34 : comparaison des perméabilités mesurées aux chocs impulsionnels à saturation et à charge constante.

L’avantage de la méthode du choc impulsionnel est sa rapidité. Cependant, dans le calcul de la perméabilité des sols initialement non saturés, nous utilisons la charge d’entrée d’eau. Cette charge négative est obtenue dans certains cas après des temps d’essai longs. Nous avons montré que la détermination de cette charge à partir des relations Q = f(h) donnait de bons résultats. La figure IV.35 indique que plus le degré de saturation initial est faible, plus la charge d’entrée d’eau est forte. Nous avons également montré l’importance de la prise en compte de cette charge dans les calculs, en particulier pour les sols peu saturés.

1E-11

1E-10

1E-09

1E-08

1E-07

1E-11 1E-10 1E-09 1E-08 1E-07

kcc (m/s)

k ini (m

/s)

ARS AGB AB

AR AJ

1E-11

1E-10

1E-09

1E-08

1E-07

1E-11 1E-10 1E-09 1E-08 1E-07

kcc (m /s )

k sat

(m/s

)

ARS AGBAB AR


140

Figure IV.35 : influence du degré de saturation initial sur la charge d’entrée d’eau ψw Par ailleurs, l’évaluation de la perméabilité par la méthode du choc impulsionnel n’est pas toujours applicable, en particulier pour les sols gonflants. Il est donc important de vérifier son applicabilité en laboratoire préalablement à une utilisation in situ. L’évaluation de la perméabilité au choc impulsionnel appliqué in situ en surface et en forage est traitée dans les chapitres suivants.

IV.3. MESURE DE LA PERMÉABILITÉ VERTICALE IN SITU :

IV.3.1. Descriptif de l’infiltromètre simple anneau fermé [NF X30-420] L’infiltromètre est composé d’un anneau en acier inoxydable fermé de diamètre 200 mm, muni de deux vannes sur sa surface supérieure (figure IV.36). La pierre poreuse est utilisée pour confiner la surface d’essai. L’infiltromètre a également été équipé d’un capteur de pression afin de mesurer le coefficient de perméabilité par la méthode du choc impulsionnel (pulse test).

Figure IV.36 : Schéma de l’infiltromètre simple anneau

1

10

100

50 60 70 80 90 100Sr (%)

w (c

m)

ARS AGB

AB AJ

h

zf

Vanne de purge

Vanne d’entrée

Pierre poreuse

Front d’infiltration

Capteur de pression


141

Procédure de mise en place :

a) Préparation de la zone d’essai : • Décapage • Mise à niveau et scarification de l’aire d’essai • Prélèvement d’échantillons intacts à proximité de l’emprise de l’infiltromètre afin

de déterminer la teneur en eau et la densité sèche initiale. b) mise en place de la pierre poreuse : préalablement à sa mise en place la pierre poreuse utilisée est immergée dans le fluide d’essai. c) mise en œuvre de l’infiltromètre : elle peut être effectuée par fonçage, par battage ou par collage suivant le type de matériau. Dans les deux premiers cas, la paroi interne de l’infiltromètre est badigeonnée de vaseline de manière à lubrifier et éviter l’altération du sol par réduction du frottement à l’intérieur de l’infiltromètre ; la vaseline contribue également à l’étanchéité à l’interface entre le sol et la paroi interne de l’infiltromètre. • le fonçage : est effectué à une vitesse de l’ordre de 0.5 cm/s au moyen d’un vérin

prenant appui sur un engin de chantier, avec contrôle de la verticalité d’enfoncement et de la profondeur de pénétration jusqu’à ce que le disque poreux soit confiné entre le sol et le couvercle de l’infiltromètre. En position d’essai, l’infiltromètre doit être légèrement incliné suivant l’axe des deux vannes de manière à créer un point haut nécessaire à la purge de l’air résiduel.

• le battage : à l’aide d’une dame de compactage ou mouton léger permettant l’application de coups au centre du couvercle. La suite de l’installation et de la saturation est identique à la méthode par fonçage.

• le collage : après réalisation d’une tranchée qui, après introduction de l’infiltromètre, sera remplie d’un matériau polymérisant rapidement permettant d’assurer une étanchéité parfaite de l’anneau ; le produit que nous utilisons est un liquide peu visqueux permettant de combler complètement l’annulaire sans pénétrer la matrice du sol. Le produit fait prise en quelques minutes et reste souple en présence d’eau.

d) saturation du disque poreux : l’introduction de l’eau se fait par la vanne basse, la

vanne haute restant ouverte jusqu’à ce que le débit de bulles d’air rejetées devienne nul. La mise au vide partiel de la chambre au moyen d’une pompe à vide manuelle peut permettre d’assurer un remplissage et une saturation plus efficaces.

e) raccordement du CPV (Contrôleur Pression Volume) à la vanne basse de

l’infiltromètre : le circuit est soigneusement saturé et le CPV rempli d’eau. Si une bouteille de Mariotte est utilisée, elle est fixée à une tige pour faire varier la charge par paliers en cours d’essai. Le support doit être stable et doit pouvoir résister aux effets des rafales de vents.

f) l’ensemble du dispositif doit être protégé de l’ensoleillement. Les températures de

l’air et du sol sont contrôlées. Une enveloppe isolante est placée sur l’infiltromètre ainsi qu’autour du CPV afin d’éviter les variations de température.


142

g) Dans le cas des essais au choc impulsionnel, la mesure de la charge hydraulique est enregistrée par la centrale de mesure qui est reliée au capteur de pression. La détermination du coefficient de compressibilité du système, nécessaire à l’interprétation des résultats, s’obtient en relevant sur la centrale de mesure la variation de pression dans la chambre de mesure, occasionnée par l’injection d’un petit volume d’eau (1 ml) par la vanne de sortie, la vanne d’entrée étant fermée. Une fois cette opération réalisée, on ferme la vanne de sortie et on ouvre la vanne d’entrée reliée au CPV. Une charge hydraulique est alors appliquée. L’enregistrement de la pression en fonction du temps est déclenché et la vanne fermée. Dans le cas de la mesure du coefficient de perméabilité à charge constante, le volume infiltré est directement déduit des lectures faites sur la bouteille de Mariotte ou le CPV utilisé.

h) A la fin de l’essai, l’infiltromètre est retiré du sol par application d’une légère

pression d’air dans la chambre. Ce procédé permet de limiter l’altération de la surface du sol dans le but de l’autopsier. Un prélèvement est réalisé avec un tube carottier (figure IV.37) afin de réaliser un profil de teneur en eau en laboratoire en découpant des tranches de sol tous les 2 mm jusqu’à 1 cm puis tous les 5 mm ensuite. Le profil de teneur en eau permettra de déterminer la profondeur d’infiltration zf à la fin de l’essai.

Figure IV.37 : Photographie de l’infiltromètre simple anneau en cours d’essai

IV.3.2 Evaluation de la perméabilité à charge constante L’interprétation des essais de perméabilité à charge constante nécessite la détermination de la vitesse d’infiltration en régime permanent et de la profondeur du front d’humidification. En

Bouteille de Mariotte

Infiltromètre

Tube carottier


143

effet, le coefficient de perméabilité est déterminé au temps t à partir de l’équation 4, où le fluide s’écoule à la vitesse v(t) dans un profil saturé d’épaisseur zf(t), en supposant que la pression de l’eau est égale à la pression atmosphérique au front d’humidification et que l’écoulement est vertical:

k z th z t

v tsf

f=

+⋅

( )( )

( ) (Eq. 8)

Pour un palier de charge donné, on déterminera la perméabilité à partir de la vitesse estimée en fin d’essai et du profil hydrique déduit de l’autopsie. Le calcul de la perméabilité par la méthode du choc impulsionnel est le même que pour l’essai en laboratoire (cf. IV.2).

IV.3.3. Estimation des vitesses d’infiltration La vitesse d’infiltration en régime permanent est conventionnellement déterminée graphiquement par la pente de la portion rectiligne de la courbe d’infiltration en fonction du temps. La figure IV.38 représente une évolution idéalisée de la vitesse d’infiltration mettant en évidence deux domaines : un régime transitoire où la vitesse d’infiltration diminue rapidement en fonction du temps, et un régime permanent où la vitesse d’infiltration tend vers une valeur « constante ». En réalité, compte tenu du milieu semi-infini, la vitesse d’infiltration diminue continuellement à mesure que le front d’humidification s’approfondit quelle que soit la charge hydraulique imposée (Philip, 1969).

V v v = ∆V/∆t v∞ temps

Vol

ume

infil

tré

Vite

sse

d’in

filtra

tion

Figure IV.38: cinétique idéalisée du volume infiltré V en fonction du temps obtenue à partir d’un sol initialement non saturé, et évolution de la vitesse d’infiltration v en fonction du temps

Cazaux (1997) a étudié les différentes méthodes permettant d’estimer la vitesse d’infiltration. Il a conclu que son estimation à partir du modèle de Philip et de l’analyse de Reynolds et Elrick (cf. II.3.2) n’était pas satisfaisante et que la méthode de Fallow & al (1994) est basée en partie sur des paramètres empiriques dont la mauvaise estimation peut conduire à des erreurs non négligeables. En revanche, la méthode hyperbolique est capable de fournir dans des temps très court une excellente estimation de la vitesse d’infiltration en régime permanent. La vitesse d’infiltration en régime permanent est une grandeur indissociable du gradient hydraulique. Dans le cas d’un palier de charge unique, le gradient peut être déterminé expérimentalement par autopsie, dans le cas d’un essai à charges multiples l’estimation du gradient hydraulique correspondant à la vitesse d’infiltration pour chaque charge sera plus


144

difficile. L’utilisation de tensiomètres permettrait un suivi en continu de l’état hydrique du sol mais avec les inconvénients liés à leur utilisation : mise en place délicate au droit de la zone d’infiltration, temps de réaction dans les matériaux de très faible perméabilité. La détermination de la profondeur du front d’humidification est alors faite par une méthode indirecte rétroactive basée sur le modèle de Green & Ampt (1911).

IV.3.4. Evaluation de la profondeur du front d’humidification L’exploitation conventionnelle des essais sur matériaux de faible perméabilité est basée sur l’analyse du profil hydrique déterminé en fin d’essai. La loi de Darcy est appliquée en ramenant la vitesse d’infiltration en régime permanent au gradient hydraulique ainsi déterminé. Néanmoins, dans la pratique, on détermine toujours le gradient expérimental par détermination après autopsie du profil d’infiltration ou par son estimation par le modèle de Green et Ampt (1911). Le profil montre généralement une augmentation de la teneur en eau dans les premiers centimètres de l’horizon testé. Pour des perméabilités mesurées de l’ordre de 1.10-9 m/s, la profondeur du front d’infiltration reste inférieure à la profondeur d’enfoncement de l’infiltromètre. La forme du profil hydrique montre que la propagation du front d’infiltration ne se fait pas à la manière d’un piston parfait (modèle de Green & Ampt) mais comprend un terme diffusif important caractérisant l’écoulement par capillarité. On note une zone de transmission et une zone d’humidification alimentée par capillarité (figure IV.39). La séparation de ces deux zones est déterminée conventionnellement à la profondeur à laquelle la courbe du profil hydrique change de concavité. Cette profondeur, obtenue après lissage du profil hydrique sera appelée zf ou profondeur du front d’humidification. En l’absence de confinement de la surface d’infiltration, la teneur en eau finale dépasse largement la teneur en eau de saturation théorique en raison de l’augmentation de la porosité du sol à la surface. Ce confinement permet de limiter fortement le gonflement de la surface d’infiltration.

θi θsat

1 cm

2 cm

3 cm

z

θi θsat θ

zf

z surface confinée

surface libre

profil piston

gonflement

transmission

Figure IV.39 : détermination du profil expérimental à partir du relevé des teneurs en eau finales et détermination graphique de zf

La profondeur du front d’humidification peut être estimée à tout moment en appliquant l’équation (4). Bentoumi (1995) a étudié la propagation du front d’humidification dans des éprouvettes de 22 cm de hauteur constituées d’un limon. Il a conclu que la forme du profil hydrique est très différente du profil piston théorique et que le terme diffusif important conduit à l’inadéquation du modèle de Green et Ampt dans le cas des matériaux peu saturés. D’autre part, il est impossible expérimentalement de suivre l’infiltration dès la mise en eau de l’appareil et, si le matériau est peu saturé, l’effet d’éponge instantané peut conduire à un déficit très important dans la courbe d’infiltration. Pour y remédier, Cazaux (1997) a proposé


145

de déterminer la profondeur du front d’humidification à chaque instant à partir du profil hydrique final déterminé par autopsie en fin d’essai, en appliquant la relation (9) :

θ∆−

−=)(

)(tII

ztz ffff (Eq. 9)

où zf(t) et zff sont respectivement les profils hydriques au temps t et en fin d’essai, If l’infiltration cumulée finale, I(t) l’infiltration cumulée au temps t et θ la teneur en eau volumique.

IV.3.5. Exemples de résolution des résultats d’essais réels Nous nous proposons dans ce paragraphe de résoudre intégralement des essais de perméabilité au choc impulsionnel et à charge constante réalisés sur une barrière d’argiles reconstituées en fond d’alvéole de centre de stockage de déchets (voir chapitre V.5). Les caractéristiques physiques initiales des sols testés sont présentées tableau IV.18.

référence w (%) γd (kN/m3) Sr B4s 14,6 17,52 0,73 B5s 15,2 17,39 0,74 C4s 14,2 18,30 0,80

Tableau IV.18: caractéristiques physiques initiales des sols en place testés.

Après saturation du dispositif de mesure, le coefficient de compressibilité est mesuré, comme pour l’essai en laboratoire, en mesurant la variation de charge hydraulique occasionnée par l’injection d’un petit volume d’eau dans le système. La figure IV.40 représente la dissipation de la charge hydraulique en fonction du temps pour chaque essai. Nous remarquons qu’il n’y a pas de remontée de charge en fin d’essai.

(a) (b)

Figure IV.40 (a et b) : représentation de la dissipation de la charge hydraulique en fonction du temps

B5s

-20

0

20

40

60

80

0 30 60 90 120tem ps (m n)

h (c

m)

B4s

0

20

40

60

80

0 50 100 150 200temps (mn)

h (c

m)


146

(c)

Figure IV.40 (c) : représentation de la dissipation de la charge hydraulique en fonction du temps

La figure IV.41 représente l’évolution du débit d’infiltration en fonction de la charge hydraulique. Il apparaît que les portions correspondantes aux charges positives sont linéaires. Le régime est donc permanent et la loi de Darcy est applicable. Les abscisses des portions de droites à l’origine sont -9, -6 et -8 cm. Ces valeurs correspondent aux charges d’entrée d’eau (cf. IV.2.4).

a b

Figure IV.41 (a et b) : évolution du débit d’infiltration en fonction de la charge hydraulique

C4s

-40

-20

0

20

40

60

0 20 40 60 80tem ps (m n)

h (c

m)

B4s

0E+00

4E-10

8E-10

1E-09

-30 0 30 60 90h (cm)

Q (

m3 /

s)

B5s

0E+00

4E-09

8E-09

1E-08

-10 0 10 20 30 40 50 60h (cm)

Q (

m3 /

s)


147

c

Figure IV.41 : évolution du débit d’infiltration en fonction de la charge hydraulique

La figure IV.42 illustre l’évolution de la perméabilité calculée au cours de la dissipation de la charge en fonction du temps. Il est intéressant de noter que les perméabilités mesurées pour B5s et C4s, qui sont respectivement de 3,7. 10-10 m/s et 7.10-10 m/s, ont été obtenues en moins d’une heure. La perméabilité mesurée pour l’essai B4s est k = 9 . 10-11 m/s a été obtenue après environ 3 heures d’essai.

a b

Figure IV.42 (a et b) : représentation de l’évolution de la perméabilité en fonction du temps

C4s

0E+00

1E-09

2E-09

3E-09

-30 0 30 60h (cm)

Q (

m3 /

s)

B4s

1E-11

1E-10

0 50 100 150 200

temps (mn)

k (m

/s)

B5s

1E-10

1E-09

0 10 20 30 40 50 60 70

temps (mn)

k(m

/s)


148

c

Figure IV.42 (c) : représentation de l’évolution de la perméabilité en fonction du temps

La charge hydraulique est ensuite fixée et la vanne d’entrée de l’infiltromètre ouverte. La mise en saturation se poursuit durant la nuit (ce qui explique l’absence de points entre 150 mn et 800 mn sur les cinétiques d’infiltration). La figure IV.43 représente l’évolution du volume d’eau infiltré en fonction du temps. Sur la figure IV.44, nous représentons la vitesse d’infiltration en fonction de l’inverse du temps. On constate que le calage de la loi hyperbolique est satisfaisant. Nous remarquons que l’ajustement est bien marqué sur les premiers points d’essai. Le calcul de la perméabilité sera effectué en associant la vitesse d’infiltration et le gradient hydraulique déterminé par la loi hyperbolique.

(a) h = 30 cm (b) h = 35 cm

Figure IV.43 (a et b) : chroniques d’infiltration à charge constante

C4s

1E-10

1E-09

0 5 10 15 20 25 30temps (mn)

k (m

/s)

0

5

10

15

20

0 300 600 900 1200

temps (mn)

volu

me

infil

tré

(ml)

B4s

0

5

10

15

20

25

0 300 600 900 1200temps (mn)

volu

me

infil

tré

(ml)

B5s


149

(c) h = 33 cm

Figure IV.43 (c) : chroniques d’infiltration à charge constante

(a) (b)

Figure IV.44 (a et b) : représentation par la loi hyperbolique de la variation de la vitesse d’infiltration

0

5

10

15

20

25

30

35

0 300 600 900 1200temps (mn)

volu

me

infil

tré

(ml)

C4s

y = 3E-05x + 9E-09

0E+00

2E-08

4E-08

6E-08

8E-08

0E+00 5E-04 1E-03 2E-03 2E-03

1/temps (s -1)

vite

sse

d'in

filtr

atio

n (m

/s)

B4s

y = 4E-05x + 2E-08

0,E+00

2,E-08

4,E-08

6,E-08

8,E-08

1,E-07

0E+00 5E-04 1E-03 2E-03 2E-03

1/temps (s -1)

vite

sse

d'in

filtr

atio

n (m

/s)

B5s


150

(c)

Figure IV.44 (c): représentation par la loi hyperbolique de la variation de la vitesse d’infiltration

Le calcul de la perméabilité nécessitant la connaissance du gradient hydraulique, il faut donc relier la vitesse déterminée par la loi hyperbolique à un gradient donné. Ce gradient hydraulique sera estimé selon la même loi en accord avec la loi de Darcy. Considérons l’expression supposée du gradient hydraulique au temps t de l’infiltration :

i t h h z tz tf f

f( ) ( )

( )=

− + (Eq.10)

Au début de l’infiltration, le gradient hydraulique est infini puis diminue jusqu’à tendre théoriquement vers 1 après un temps d’essai infini. La vitesse hydraulique évoluant selon une loi hyperbolique dans les premiers temps d’essai et la perméabilité étant supposée constante, on admet que le gradient hydraulique évolue également selon une loi hyperbolique. Dans ces conditions, on peut décrire l’évolution du gradient par la loi suivante :

it

i= + ∞α (Eq.11)

Au temps infini,

lim αt

i i+⎛⎝⎜

⎞⎠⎟

=∞ ∞ (Eq. 12)

L’équation IV.11 est celle d’une droite dans le repère (i, 1/t). i∞ correspond à l’ordonnée à l’origine de la droite de pente α. Le gradient à tout temps peut ainsi être déterminé. Dans l’équation IV.10, zf est exprimé à tous temps par l’expression IV.4. L’ajustement de la loi hyperbolique (figure IV.45) est particulièrement bien marqué pour les premiers temps d’essai. Le calcul de la perméabilité sera effectué en associant la vitesse d’infiltration et le gradient hydraulique déterminé par la loi hyperbolique.

y = 5E-05x + 1E-08

0E+00

2E-08

4E-08

6E-08

8E-08

0,0E+00 5,0E-04 1,0E-03 1,5E-03

1/temps (s-1)

vite

sse

d'in

filtr

atio

n (m

/s)

C4s


151

(a) (b)

(c)

Figure IV.45 : représentation de la loi hyperbolique entre le gradient hydraulique et l’inverse du temps pour les premiers temps d’essai.

Les résultats de perméabilité obtenus par le choc impulsionnel et à charge constante sont regroupés et comparés dans le tableau IV.19.

Choc impulsionnel Charge constante Référence kci (m/s) khyp (m/s) kcc (m/s) B4s 9,0 . 10-11 7,0 . 10-11 9,5. 10-11 B5s 3,7 . 10-10 4,0. 10-10 2,5 . 10-10 C4s 6,8 . 10-10 5,0 . 10-10 6,5 . 10-10

Tableau IV.19: tableau comparatif des valeurs de perméabilité obtenues à partir des différentes méthodes.

Il apparaît que l’interprétation des essais à charge constante par la méthode hyperbolique permet une bonne estimation de la perméabilité dès les premiers temps d’essai. La méthode du choc impulsionnel fournit également une bonne estimation de la perméabilité en moins de deux heures d’essai pour des perméabilités inférieures à 1.10-10 m/s.

y = 334856x + 129,7

0

200

400

600

800

0E+00 5E-04 1E-03 2E-03 2E-031/temps (s -1)

grad

ient

hyd

raul

ique

(m

/m)

B4s

y = 189261x + 52,286

0

100

200

300

400

0E+00 5E-04 1E-03 2E-03 2E-03

1/temps (s -1)

grad

ient

hyd

raul

ique

(m

/m)

B5s

y = 157074x + 27,886

0

50

100

150

200

250

0E+00 5E-04 1E-03 2E-031/temps (s -1)

grad

ient

hyd

raul

ique

(m

/m)

C4s


152

IV.4. MESURE DE LA PERMÉABILITÉ EN FORAGE [NF X30-424]

IV.4.1. Descriptif des appareillages Un avant trou d’un diamètre de 100 mm plus grand que celui de la cavité de mesure (φ 63 mm) est réalisé sur une profondeur de 10 à 20 cm selon la position de la cavité d’essai (figure IV.46). Le creusement de cette dernière est ensuite réalisé. Des prélèvements d’échantillons sont réalisés lors du forage pour caractériser l’état physique du matériau le long du forage. Les opérations suivantes sont ensuite réalisées en ayant rempli d’eau la moitié de la hauteur de la cavité :

• Introduction du gravier calibré (3/5 mm siliceux lavé) sous l’eau dans le forage en le compactant légèrement afin d’obtenir un bon arrangement des grains. Cette opération permettra d’assurer un confinement de la paroi de la cavité de mesure durant la phase d’infiltration.

• Mise en place du tube de liaison (diamètre 32/40 mm). Ce tube est équipé d’un élargisseur de diamètre à son extrémité inférieure, dont le diamètre correspond au diamètre de la cavité. La partie supérieure du tube est équipée de la tête du dispositif qui comporte les vannes d’alimentation et de purge ainsi qu’un capteur de pression (figure IV.47);

• Introduction de bentonite en granulés dans l’espace annulaire au-dessus de l’élargisseur, qui sert d’interface entre le bouchon d’étanchéité et la cavité remplie de gravier. Saturation des vides entre les granulés de bentonite afin d’initialiser son gonflement.

• Mise au repos du dispositif pendant au moins une heure afin d’assurer un gonflement suffisant du bouchon de bentonite.

• Remplissage du tube de liaison et mise en charge au moyen d’un réservoir gradué, pendant une durée suffisante pour pouvoir considérer le terrain saturé dans la zone d’essai. Cette saturation se traduit par une réduction importante de la succion exercée par le terrain au voisinage de la cavité.

La durée de la phase d’infiltration dépend largement de la perméabilité du terrain, de son état hydrique initial et de la charge hydraulique appliquée.


153

Figure IV.46 : Schéma et photo du dispositif de mesure de la perméabilité en forage

Figure IV.47 : Schéma de la tête du tube équipant le dispositif en forage

Capteur de pression

Alimentation en eau

Tube de liaison

Purge

Eau

Cavité de mesure

Sable

Elargisseur

Avant trou Bouchon de bentonite

Tube de liaison

Capteur de pression

Vanne d’entrée

Vanne de purge


154

Afin de contrôler la perméabilité horizontale de l’ensemble des couches constituant une barrière passive rapportée, nous avons développé un appareillage particulièrement adapté à la mesure au choc impulsionnel qui présente les caractéristiques suivantes : - Le diamètre du forage est de 100 mm et la hauteur de la lanterne d’essai est de 700 mm ce

qui représente une surface contrôlée de 2200 cm2. - La présence au centre du forage d’un tube métallique de 50 mm de diamètre, lesté et

obturé à ses deux extrémités permet une réduction importante du volume d’eau. Cette différence de volume permet une meilleure précision des essais réalisés au choc impulsionnel. En effet, le volume occupé par le tube central serait une source de piégeage des bulles d’air.

- Le fond du forage est équipé d’un bouchon en PVC permettant de s’affranchir de l’infiltration verticale.

Le dispositif est présenté figures IV.48 et IV.49. La procédure de mise en place est la suivante :

• Réalisation du forage vertical de diamètre 100 mm sur 900 m de profondeur avec prélèvements à chaque passe de la tarière pour les mesures de teneur en eau ;

• Décapage de la cavité de mesure et compactage du fond du trou ; • Mise en place par battage de la tête axiale du forage. On enduit au préalable la base de

la trousse coupante avec une pâte à base de bentonite afin d’assurer une étanchéité entre la tête et le sol. La tête est enfoncée soit par battage soit à l’aide d’un vérin hydraulique;

• Mise en place du tube central équipé d’un disque en PVC sur sa partie inférieure • Pose du géodrain et du filtre typar qui sera plaqué contre la paroi de la cavité de

mesure. • Remplissage de la cavité de mesure avec de l’eau • Remplissage de l’annulaire avec du sable propre 3/5 mm. Effectuer des piquetages par

couche de 10 cm. • Visser la partie supérieure qui est équipée d’une vanne d’entrée, d’une vanne de purge

et d’un capteur de pression • Saturer la partie haute en tirant au vide au préalable avec une pompe à vide.


155

Figure IV.48 : Schéma du dispositif expérimental de mesure de la perméabilité en forage

100 mm

Capteur de pression

1 m

Disque en PVC

Géosynthétique

Sable + eau

Vanne de purge

Tube

200

mm

70

0 m

m

100

mm

Couvercle deprotection

Eau

Tête axiale du forage

Vanne d’entrée


156

Figure IV.49 : Photo du dispositif expérimental de mesure de la perméabilité en forage

La cavité est maintenue remplie d’eau jusqu’à saturation de la zone d’influence du forage. Les étapes suivantes sont communes aux deux types d’appareillages décrits ci-dessus. A l’issue de la phase d’infiltration, on procède à la fermeture de la vanne d’alimentation et à la mise en route du système de suivi ou d’enregistrement de la pression dans la cavité d’essai jusqu’à atteindre l’état d’équilibre. Lorsque la variation de la charge ∆h constatée en une heure est telle que ∆h/∆h0 <0.1, ∆h0 étant l’amplitude du choc hydraulique envisagé à l’étape suivante, la charge hydraulique à l’équilibre hp est alors estimée. Le coefficient de compressibilité du système est mesuré en introduisant instantanément un petit volume d’eau de l’ordre de 1 ml à l’aide d’une injection, et en relevant sur le capteur de pression la variation de pression occasionnée.

IV.4.2. Interprétation des essais au choc impulsionnel Deux méthodes d’interprétation ont été utilisées. La première consiste à trouver le meilleur calage entre la courbe expérimentale et les courbes théoriques calculées d’après la solution analytique de Bredehoeft et Papadopoulos (1980). Les courbes types proposées par Bredehoeft et Papadopoulos sont présentées Figure IV.50.


157

Figure IV.50 : Courbes types utilisées pour l’interprétation des essais au choc impulsionnel

Le choix de la courbe théorique retenue permet de déterminer α, soit en prenant la valeur correspondant à la courbe, soit en interpolant les valeurs relatives à deux courbes voisines. On en déduit alors la valeur de S.

2.c

wwobs

rgVCS π

ρα= (Eq. 13)

Pour le calage retenu précédemment, on note un couple de valeurs (t, β), à savoir une valeur de t sur le graphe expérimental, et celle correspondante de β sur le graphe théorique. Ces deux valeurs permettent de calculer T.

πρβ gVC

tT wwobs.= (Eq. 14)

avec rc rayon du forage au niveau de la couche testée, T transmissivité, t temps écoulé depuis l’application du choc hydraulique, S coefficient d'emmagasinement relatif à l'épaisseur de terrain

Vw volume d'eau remplissant la cavité d’essai et la tête du dispositif. Cette valeur est mesurée lors du remplissage ou calculée.

Cobs coefficient de compressibilité mesuré de l'eau et de la cavité, ρ w masse volumique de l'eau, La perméabilité est alors obtenue par k = T/l avec l : longueur de la cavité. La seconde interprétation, similaire à celle des essais d’infiltrométrie verticale, consiste à estimer d’abord le volume d’eau infiltré en fonction du temps à partir de la dissipation de la charge mesurée par le capteur de pression. Le volume à chaque instant est obtenu par l’équation IV.1. Le débit d’infiltration est ensuite déduit par l’équation IV.2.

Figure D1. Courbes-types pour l'interprétation du pulse-test(d'après Bredehoeft, Papadopulos et Cooper)

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,E-03 1,E-02 1,E-01 1,E+00 1,E+01 1,E+02 1,E+03

Béta

∆h(

t) / ∆

h 0

α = 10−1

α = 10−2

α = 10−3

α = 10−4

α = 10−5 α = 10−6

α = 10−7

α = 10−8

α = 10−9

α = 10−10


158

A chaque valeur de Q correspond la valeur de la charge hydraulique moyenne sur l’intervalle de temps sur lequel Q est calculé. La valeur de la perméabilité est ensuite calculée à chaque pas de temps :

ch rhf

Qk.2..

= (Eq. 15)

avec h : charge hydraulique à l’instant t-1 ramenée au centre de la cavité f : facteur de forme

( ) ( ) ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ ++

=1ln

..22

Dl

Dl

Dl

fπ (Eq. 16)

avec D : diamètre de la cavité l : longueur de la cavité

IV.4.3. Interprétation des essais à charge constante L’essai d’infiltration est exploité à partir de la formule donnant la relation entre le débit Q∞ obtenu en fin de palier d’infiltration, en régime proche du régime permanent et la charge hydraulique h :

Q∞ = k.h.f.rc (Eq. 17)

Où k représente le coefficient de perméabilité, f le facteur de forme de la cavité, rc le rayon de la cavité et h la charge hydraulique. Les valeurs du débit en régime permanent Q∞ à chaque palier de charge hydraulique h sont reportées sur un diagramme débit-charge Q(h) afin de déterminer, par régression linéaire, la pente représentant la valeur du produit k.f.2.rc. La valeur de la perméabilité est ainsi calculée à une température donnée au moment de l’essai. Le coefficient de perméabilité k20 à la température de référence de 20°C est ensuite calculé avec l’équation 18 :

k20 = kt .ηT°/η20° (Eq. 18) ηT° : viscosité de l’eau à la température T°C ; η20° : viscosité dynamique de l’eau à 20°C.

IV.4.4. Exemple de résolution des résultats d’essais de perméabilité en forage Dans ce paragraphe, nous détaillons l’interprétation d’un essai au choc impulsionnel et à charge constante réalisé en forage avec les deux types d’appareillages utilisés. Le premier essai a été réalisé avec l’appareillage de la figure IV.48. Le sol testé présente les caractéristiques initiales suivantes : w = 19.7 %, γd = 16.8 kN/m3, Sr = 0.91 ;


159

0

20

40

60

80

100

10% 15% 20% 25% 30%teneur en eau

prof

onde

ur z

(cm

)

Figure IV.51 : profil de teneur en eau le long du forage.

Le forage a été équipé et mis en eau durant 18 heures afin de saturer la zone d’essai concernée. Le coefficient de compressibilité du système a été mesuré : Cobs = 6.6 . 10-4 m/s. La figure IV.52.(a) représente la dissipation de la charge hydraulique appliquée lors du choc impulsionnel en fonction du temps, et l’évolution du débit en fonction de la charge. La charge hydraulique mesurée par le capteur de pression est rapportée au centre de la cavité. L’interprétation de l’essai par la méthode directe consiste à calculer le volume d’eau infiltré par l’équation IV.1, puis du débit d’infiltration par l’équation IV.2. La figure IV.52.(b) indique que l’évolution du débit d’infiltration en fonction de la charge est linéaire. L’écoulement est pseudo permanent à chaque instant et la loi de Darcy est applicable.

(a)

(b)

Figure IV.52 : évolution de la charge hydraulique en fonction du temps (a) et représentation de l’évolution du débit d’infiltration en fonction de la charge hydraulique (b).

La figure IV.53 donne l’évolution de la perméabilité à chaque instant de l’essai. La perméabilité calculée par la méthode directe est kh1 = 2,3 . 10-8 m/s.

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 20 40 60 80 100 120temps (mn)

char

ge h

ydra

uliq

ue (m

)

0,0E+00

5,0E-09

1,0E-08

1,5E-08

2,0E-08

2,5E-08

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2charge hydraulique (m)

débi

t d'in

filtra

tion

(m3/

s)


160

Figure IV.53 : évolution de la perméabilité calculée par la méthode directe en fonction du temps

L’interprétation de l’essai par la méthode de Bredehoeft et Papadopoulos (NF X 30-425) nécessite de tracer sur diagramme semi-logarithmique la variation de ∆h (t)/ ∆h0 en fonction du temps. La courbe expérimentale est ensuite superposée sur la courbe théorique de l’abaque la plus concordante comme indiqué sur la figure IV.54. La valeur de α est ainsi déduite. Le couple de valeur (t, β) est noté en prenant une valeur de β sur le graphe théorique correspondante à une valeur de t sur le graphe expérimental.

Figure IV.54 : Superposition des données de l’essai aux courbes types (Bredehoeft et Papadopoulos)

Les résultats sont présentés dans le tableau IV.20

∆h0 (m) α β temps (s) S T (m2/s) kh (m/s) 1,14 1.10-3 1 3000 6,4.10-3 4,0.10-8 5,7.10-8

Tableau IV.20: résultats de la superposition de la courbe expérimentale à la courbe théorique de l’abaque de Bredehoeft et Papadopoulos.

1,0E-08

1,0E-07

0 20 40 60 80 100 120

temps (mn)

k (m

/s)

Figure D1. Courbes-types pour l'interprétation du pulse-test(d'après Bredehoeft, Papadopulos et Cooper)

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,E-03 1,E-02 1 ,E -0 1 1,E+00 1,E+01 1, E+0 2 1,E+03

Béta

∆h(

t) /

∆h 0

α = 10−1

α = 10−2

α = 10−3

α = 10−4

α = 10−5 α = 10−6

α = 10−7

α = 10−8

α = 10−9

α = 10−10

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

0,1 1 10 100 1000 10000 100000t emps (s)


161

Une charge hydraulique constante a ensuite été fixée à 1,1 m au dessus du centre de la cavité. Les figures IV.55 et V.56 représentent le volume infiltré en fonction du temps et le débit d’infiltration à chaque pas de temps

Figure IV.55 : Chronique d’infiltration à charge constante

Figure IV.56 : évolution du débit d’infiltration en fonction du temps

La perméabilité horizontale kh à charge constante est égale à 3,7.10-8 m/s. Le tableau IV.21 regroupe les valeurs de perméabilité calculées par les différentes méthodes. Les trois méthodes donnent des valeurs de perméabilité proches.

Choc impulsionnel Type d’essai et méthode

d’interprétation Méthode directe NF X 30-425

Charge constante

k (m/s) 2,3.10-8 5,7.10-8 3,7.10-8

Tableau IV.21 : valeur de la perméabilité calculée au choc impulsionnel et à charge constante.

Le second essai a été réalisé avec l’appareillage de la figure IV.47 dans la même barrière argileuse que le précédent essai. Les caractéristiques initiales du sol à 5 cm de profondeur sont : w = 19.6 %, γd = 17.1 kN/m3, Sr = 0.93 Le profil de teneur en eau le long du forage est présenté figure IV.57.a. Les dimensions du forage sont présentées figure IV.57.b.

0

40

80

120

160

200

240

0 30 60 90 120temps (mn)

Volu

me

infil

tré (m

l)

1,E-08

1,E-07

0 50 100 150temps (min)

débi

t (m

3/s)


162

(a) (b)

Figure IV.57 : profil de teneur en eau le long du forage (a) et dimensions du forage (b).

Le forage a été équipé et mis en eau durant 18 heures afin de saturer la zone d’essai concernée. Le coefficient de compressibilité du système a été mesuré : Cobs = 7.10-3 m/s. La figure IV.58.(a) représente la dissipation de la charge hydraulique appliquée lors du choc impulsionnel en fonction du temps, et l’évolution du débit en fonction de la charge. La charge hydraulique mesurée par le capteur de pression est rapportée au centre de la cavité. La figure IV.58.(b) indique que l’évolution du débit d’infiltration en fonction de la charge est linéaire. L’écoulement est pseudo permanent à chaque instant et la loi de Darcy est applicable.

(a)

(b)

Figure IV.58 : évolution de la charge hydraulique en fonction du temps (a) et représentation de l’évolution du débit d’infiltration en fonction de la charge hydraulique (b).

La figure IV.59 donne l’évolution de la perméabilité à chaque instant de l’essai. La perméabilité horizontale kh1 calculée par la méthode directe est égale à 2,3.10-9 m/s.

0

20

40

60

80

100

15% 20% 25%teneur en eau

prof

onde

ur z

(cm

)

0,50

0,60

0,70

0,80

0,90

0 30 60 90 120 150 180temps (mn)

char

ge h

ydra

uliq

ue (m

)

8,0E-10

9,0E-10

1,0E-09

1,1E-09

1,2E-09

1,3E-09

0,5 0,6 0,7 0,8 0,9charge hydraulique (m)

débi

t d'in

filtra

tion

(m3/

s)

h2

h1

h

d

d=60mmh1=200mmh2=600mm


163

Figure IV.59 : évolution de la perméabilité calculée par la méthode directe en fonction du temps

La superposition de la courbe expérimentale ∆h/∆h0 = f(t) et de la courbe théorique de l’abaque de Bredehoeft et Papadopoulos est présentée dans la figure IV.59.

Figure IV.60 : superposition des données de l’essai aux courbes types (Bredehoeft et Papadopoulos)

Les résultats obtenus sont regroupés tableau IV.21.

∆h0 (m) α β temps (s) S T (m2/s) kh (m/s) 0,82 1.10-10 1 4100 1,6.10-3 2,8.10-9 4,6.10-9

Tableau IV.21: résultats de la superposition de la courbe expérimentale à la courbe théorique de l’abaque de Bredehoeft et Papadopoulos. Une charge hydraulique constante a ensuite été fixée à 1,1 m au dessus du centre de la cavité. La figure IV.61 représente le volume infiltré en fonction du temps et la figure IV.62 donne le débit infiltré à chaque pas de temps.

1,0E-09

1,0E-08

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

temps (mn)

k (m

/s)

Figure D1 . Courbe s-ty pes pour l'inter prétati on du pulse-tes t(d'aprè s Brede hoe ft, P ap ado pulos et Cooper)

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,E-03 1,E-02 1,E-01 1,E+00 1,E+01 1,E+02 1,E+03

Béta

∆h(

t) /

∆h 0

α = 10−1

α = 1 0−2

α = 10−3

α = 10−4

α = 10−5 α = 10−6

α = 10−7

α = 10−8

α = 1 0−9

α = 10−10

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,00,1 1 10 100 1000 10000 100000

temps (s)


164

Figure IV.61 : Chronique d’infiltration à charge constante

Figure IV.62 : évolution du débit d’infiltration en fonction du temps

La perméabilité kh3 à charge constante est égale à 4,45.10-9 m/s. Le tableau IV.21 regroupe les valeurs de perméabilité calculées par les différentes méthodes. Les trois méthodes donnent des valeurs de perméabilité proches.

Choc impulsionnel Type d’essai et méthode

d’interprétation Méthode directe NF X 30-425

Charge constante

k (m/s) 2,3.10-9 4,6.10-9 4,45.10-9

Tableau IV.21 : valeur de la perméabilité calculée au choc impulsionnel et à charge constante.

Cet essai présente une perméabilité plus faible que celle obtenue lors de l’essai précédent. Le profil de teneur en eau réalisé le long du forage du premier essai (figure IV.51) indique une augmentation de la teneur en eau jusqu’à 25 % au fond du forage. Dans ce cas la densité sèche au niveau de la lanterne doit être plus faible, ce qui peut conduire à une perméabilité plus forte.

0

100

200

300

400

500

0 10 20 30 40temps (mn)

Volu

me

infil

tré (m

l)

1,E-07

1,E-06

0 10 20 30 40temps (min)

débi

t (m

3/s)


165

IV.5. CONCLUSIONS Dans les sols non saturés, la détermination de la perméabilité à charge constante peut prendre plusieurs jours en laboratoire et plus de 24 heures in situ. La méthode du choc impulsionnel, qui est basée sur la prise en compte du coefficient de compressibilité du milieu, ainsi que de la succion, permet d’obtenir une très bonne estimation de la perméabilité tout en réduisant sensiblement les durées d’essai. La détermination expérimentale du coefficient de compressibilité du milieu permet une prise en compte globale des paramètres l’influençant. D’autres paramètres vont également influencer les résultats à des degrés variables parmi lesquels on rappellera la température et la composition physico-chimique de l’eau. Nous avons remarqué une influence particulière de la succion sur la vitesse de dissipation de la charge et montré l’importance de la prise en compte de la charge d’entrée d’eau dans le calcul de la perméabilité. Plus le sol est loin de la saturation, plus la charge d’entrée d’eau est forte. Cette charge d’entrée d’eau peut être estimée à partir des relations débit d’infiltration – charge hydraulique. La perméabilité peut être mesurée par la méthode du choc impulsionnel en moins d’une heure pour des valeurs inférieures à 1.10-10 m/s et en quelques heures pour des valeurs inférieures à 1.10-11 m/s. Une réserve est néanmoins à apporter dans le cas des sols gonflants, pour lesquels la méthode n’est pas applicable. On notera également l’intérêt de la méthode hyperbolique pour l’estimation, dans les premiers temps d’un essai à charge constante, de la vitesse d’infiltration en régime permanent et du gradient hydraulique correspondant, ce qui permet une réduction considérable des temps d’essai. L’interprétation par la méthode hyperbolique des essais de perméabilité à l’infiltromètre simple anneau fermé réalisés à charge constante est très satisfaisante et permet une estimation correcte de la perméabilité en dix fois moins de temps que pour l’interprétation par la méthode conventionnelle (NF X30 424) L’appareil de mesure de la perméabilité en forage, développé au cours de ce travail de recherche, permet de contrôler une barrière passive rapportée sur une hauteur de lanterne de 70 cm pour un diamètre de 10 cm. Le dispositif permet de minimiser le volume d’eau et de sable présent dans le forage, qui représente une source de piégeage des bulles d’air, tout en contrôlant une surface importante. La méthode d’interprétation directe des essais au choc impulsionnel en forage est simple et rapide. Les résultats de cette méthode sont proches de ceux obtenus par la méthode de Bredehoeft et Papadopoulos (1980). Ainsi, l’utilisation de la méthode du choc impulsionnel pour les contrôles de perméabilité est un outil particulièrement utile en phase chantier où l’importance de la durée d’essai est primordiale.

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Documents

Deuxième partie : Étude expérimentalecsidoc.insa-lyon.fr/these/2003/ait_saadi/12_chap4.pdf · 2005. 1. 24. · INTRODUCTION Les contrôles de perméabilité des barrières argileuses