Développement d’un carottier pour la caractérisation in situ du pergélisol
Mémoire
Cédric Flecheux
Maîtrise en génie civil
Maître ès sciences (M.Sc.)
Québec, Canada
© Cédric Flecheux, 2015
iii
Résumé En milieu pergélisolé, les modifications environnementales telles que la
construction d’infrastructures et les changements climatiques ont des
répercussions sur le régime thermique du sol et peuvent entraîner une
fonte inhabituelle du pergélisol, provoquant une dégradation de ses
propriétés mécaniques. La connaissance des caractéristiques du pergélisol
est donc primordiale pour faire les bons choix lors des projets de
construction.
L’objectif de ce projet est de faciliter l’exécution des campagnes
d’évaluation du tassement de fonte des sols gelés, en développant un outil
de forage capable de réaliser ces essais in situ. Un prototype dont
l’apparence est celle d’un carottier avec tarière double a été construit.
Des tests en laboratoire ont été réalisés dans des barils de glace pure et
de pergélisol synthétique. La capacité de carottage ainsi que la fiabilité des
essais de tassement de fonte pour différents types de sols, fins et plus
grossiers, ont été évaluées.
v
Abstract In permafrost areas, environmental changes such as infrastructure
building and climate change have effects on the thermal regime of soil and
can prompt unusual permafrost melt. As a consequence, this will lead to
degradation of the mechanical properties of the soil. Thus, good knowledge
about permafrost characteristics is essential to make right decisions
during building projects.
The goal of this project is to facilitate the execution of campaigns related
to thaw settlement assessment of frozen soils. This can be achieved by
developing a drilling tool that is able to carry out these in situ tests. A
prototype was built. From the outside, the invention looks like an ice
coring auger.
Laboratory tests were made in pure ice and synthetic permafrost
barrels. The coring ability and the reliability of the thaw settlement tests
were appreciated for different kind of soils, fine and coarser.
vii
Table des matières Résumé ............................................................................................................................................. iii
Abstract .............................................................................................................................................. v
Table des matières .......................................................................................................................... vii
Liste des tableaux ............................................................................................................................ ix
Liste des figures ............................................................................................................................... xi
Remerciements ............................................................................................................................. xvii
1 Introduction ............................................................................................................................... 1
2 Revue de littérature ................................................................................................................... 5
2.1 Le carottage du pergélisol .................................................................................................. 5
2.1.1 Techniques de carottage ................................................................................................ 5
2.1.2 Dimensionnement des outils de forage ........................................................................ 19
2.2 La consolidation ................................................................................................................ 20
2.2.1 Consolidation des sols non gelés................................................................................. 20
2.2.2 Consolidation de fonte ................................................................................................. 34
3 Pertinence du projet ............................................................................................................... 41
3.1 Lacunes ............................................................................................................................ 41
3.2 Objectif.............................................................................................................................. 42
4 Description du carottier .......................................................................................................... 45
5 Conception ............................................................................................................................... 61
5.1 Structure du carottier ........................................................................................................ 61
5.1.1 Diamètre extérieur du carottier..................................................................................... 61
5.1.2 Résistance .................................................................................................................... 62
5.1.3 Etanchéité .................................................................................................................... 63
5.1.4 Caractéristiques de coupe ........................................................................................... 63
5.1.5 Conception et fabrication ............................................................................................. 70
5.2 Système de chauffage ...................................................................................................... 71
5.2.1 Elément chauffant ........................................................................................................ 71
5.2.2 Régulation de la puissance de chauffe ........................................................................ 76
5.2.3 Montage du système de chauffage .............................................................................. 82
viii
5.3 Consolidation de l’échantillon .......................................................................................... 88
5.3.1 Drainage de l’eau ........................................................................................................ 88
5.3.2 Charge de consolidation .............................................................................................. 94
6 Tests en laboratoire ............................................................................................................... 99
6.1 Montage expérimental ..................................................................................................... 99
6.1.1 Plateforme de forage ................................................................................................... 99
6.1.2 Barils .......................................................................................................................... 100
6.2 Tests effectués............................................................................................................... 101
6.2.1 Forages réalisés ........................................................................................................ 101
6.2.2 Performances de carottage ....................................................................................... 104
6.2.3 Consolidation ............................................................................................................. 115
7 Evolution ............................................................................................................................... 135
7.1 Conception ..................................................................................................................... 135
7.2 Modification de la cellule de consolidation .................................................................... 136
7.2.1 Chauffage .................................................................................................................. 136
7.2.2 Charge appliquée ...................................................................................................... 137
7.2.3 Lecture du déplacement ............................................................................................ 138
8 Conclusion ............................................................................................................................ 139
Bibliographie ................................................................................................................................. 141
Annexes A à D – système de chauffage .................................................................................... 147
Annexes E à F – consolidation de l’échantillon ........................................................................ 159
Annexes G à L – essais de laboratoire ...................................................................................... 163
ix
Liste des tableaux Tableau 1 – Comparaison des carottiers simples, doubles et triples ................................................. 8
Tableau 2 – Comparaison des coefficients utilisés par Taylor et McKinlay dans la
détermination du coefficient de consolidation ................................................................................... 34
Tableau 3 – Coûts de fabrication du carottier ................................................................................... 71
Tableau 4 – Caractéristiques thermique des matériaux (Simulation Temp/W) ................................ 75
Tableau 5 – Résistance et sensibilité en fonction de la température de thermistances
2.5 kΩ, 5 kΩ et 10 kΩ (document EPCOS) ...................................................................................... 81
Tableau 6 – Comparaison des caractéristiques du ruban adhésif PVC et du ruban en
polyimide ........................................................................................................................................... 84
Tableau 7 – Propriétés des sols utilisés ......................................................................................... 101
Tableau 8 – Constitution des barils utilisés lors des essais ............................................................ 101
Tableau 9 – Protocoles suivis et filtres utilisés pour les essais de consolidation sur les
carottes de sol ou de glace ............................................................................................................. 118
Tableau 10 – Écarts entre les valeurs obtenues par la méthode analytique et par la
simulation par éléments finis ........................................................................................................... 148
Tableau 11 – Puissance dissipée en fonction de la température pour un voltage de
10 V aux bornes de la thermistance ............................................................................................... 157
Tableau 12 – Récapitulatif des forages réalisés et de l’évolution du carottier ................................ 166
Tableau 13 – Données forage et consolidation BG3 et BG4 .......................................................... 168
Tableau 14 – Données forage et consolidation BSI2 ..................................................................... 170
Tableau 15 – Données forage et consolidation BSA1 .................................................................... 172
xi
Liste des figures Figure 1 – Carte de répartition du pergélisol – En rouge le pergélisol continu (90 à
100 % de la surface), en rose le pergélisol discontinu (50 à 90 % d’occupation de la
surface), en rose pâle le pergélisol sporadique (10 à 50 % d’occupation de la surface)
et en blanc le pergélisol isolé (0 à 10 % de la surface) – (The National Snow and Ice
Data Center, 2014) .............................................................................................................................. 3
Figure 2 – Allure de l'interface de dégel d'une carotte échantillonnée par carottage
conventionnel avec fluide de forage non régulé en température (Lange, 1968) ................................ 6
Figure 3 – Carottier double (DATC Group, 2014) ............................................................................... 8
Figure 4 – Couronne Corborit ............................................................................................................. 9
Figure 5 – Couronnes à diamants polycristallins (PCD) ................................................................... 10
Figure 6 – Le carottier ACFEL et son système d'extraction des carottes de glace
(Ueda, Sellmann, et Abele, 1975) ..................................................................................................... 11
Figure 7 – Tête de forage du carottier CRREL – A : vis de réglage de l’angle de
dépouille effectif – B : lames de coupe remplaçables (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975) ................ 12
Figure 8 – Carottier CRREL (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975) ....................................................... 12
Figure 9 – Carottier CRREL monté sur une foreuse portative – (Zubrzycki, 2012) .......................... 13
Figure 10 – Dig-R-Mobile 550, version d’origine à gauche et version modifiée à droite –
d’après Brockett et Lawson (1985) ................................................................................................... 14
Figure 11 – KEMS-135 (Vasiliev et Talalay, 2011) ........................................................................... 17
Figure 12 – Analogie du ressort appliquée au phénomène de consolidation (Holtz et
Kovacs, 1991) ................................................................................................................................... 21
Figure 13 – Principe de fonctionnement d'un œdomètre (Magnan, Mieussens, et
Vautrain, 1985) .................................................................................................................................. 22
Figure 14 – Coupe de la celle de chargement de Terzaghi (Magnan, Mieussens, et
Vautrain, 1985) .................................................................................................................................. 23
Figure 15 – Œdomètre à chargement pneumatique du CECP d'Angers (Magnan,
Mieussens, et Vautrain, 1985) .......................................................................................................... 23
xii
Figure 16 – Principe de l’œdomètre à drainage radial centripète (Magnan, Mieussens,
et Vautrain, 1985) ............................................................................................................................. 24
Figure 17 – Courbe œdométrique d’un sol fin (Magnan, 2010) ....................................................... 26
Figure 18 – Courbe de compression d'un sol fin (Magnan, 2010) ................................................... 28
Figure 19 – Relation entre U et Tv dans le cas d'un drainage axial (Terzaghi, 1924)...................... 30
Figure 20 – Détermination de la valeur de 𝒄𝒗 par la méthode de la racine carrée de
Taylor, d’après Holtz et Kovacs (1991) – La construction géométrique permet d’obtenir
t90, le temps au bout duquel U90% est atteint. T90% en est déduit, puis cv est évalué
grâce à la formule (7) ....................................................................................................................... 33
Figure 21 – Relations théoriques entre U et T pour des tests de consolidation radiale,
d’après Trautwein, Olson, et Thomas (1981). N=5 pour le drainage centrifuge, N étant
le rapport du diamètre de l’échantillon sur le diamètre du drain ...................................................... 34
Figure 22 – Courbe typique d'indice des vides en fonction de la pression d'un sol gelé
soumis à une fonte d’après Andersland et Ladanyi (2004) .............................................................. 35
Figure 23 – Courbe œdométrique d’un échantillon de sol gelé lors d’une consolidation
de fonte, données d’après Nixon (1973) .......................................................................................... 36
Figure 24 – Consolidation de fonte unidimensionnelle (Morgenstern et Nixon, 1971) .................... 38
Figure 25 – Le permode, d'après Morgenstern et Smith (1973) ...................................................... 39
Figure 26 – Carottier œdométrique .................................................................................................. 47
Figure 27 – Carottier œdométrique partiellement démonté ............................................................. 48
Figure 28 – Vue de la transmission de puissance par cannelures de l’ensemble tête
(photo en haut)/partie inférieure (photo en bas) et par crabot du tube à dents de
carbure/partie inférieure ................................................................................................................... 49
Figure 29 – Vue de la transmission de puissance par cannelures entre la partie
inférieure (en haut) et la partie supérieure (en bas) ......................................................................... 50
Figure 30 – Ensemble tête – 1 : tête de coupe ; 2 : support de lame (x2) ; 3 : lame de
coupe (x2) ; 4 : tube à dents de carbure ; 5 : vis de fixation du support de lame ; 6 :
emplacement pour vis de réglage de l’angle de dégagement ......................................................... 52
Figure 31 – Ensemble tête – détail lame de coupe – 1 : vis de fixation de la lame sur
son support ; 2 : lame de coupe, support de l’insert ; 3 : lame de coupe, insert en
carbure ............................................................................................................................................. 52
xiii
Figure 32 – Partie inférieure – Le filtre (1), le fourreau et l’élément chauffant (2) –
L’insertion du filtre se fait selon la flèche .......................................................................................... 53
Figure 33 – Vue de la partie inférieure de la partie supérieure ......................................................... 55
Figure 34 – Vérin à tige traversante, vissé dans le support vérin – La tige « descend »
vers la droite ...................................................................................................................................... 56
Figure 35 – Vue du tube extérieur haut et du fourreau ..................................................................... 56
Figure 36 – Connecteur électrique .................................................................................................... 56
Figure 37 – Vue de tube de lecture ................................................................................................... 58
Figure 38 – Vue de l’accouplement foreuse ..................................................................................... 58
Figure 39 – Vue d’ensemble du carottier en coupe pédagogique .................................................... 59
Figure 40 – Estimation de la capacité de la foreuse Minuteman – Diamètre de tarière
en fonction de la profondeur de forage maximale atteinte ................................................................ 62
Figure 41 – Obstruction au passage des débris de forage dans un sol fin riche en
glace – Forme initiale de la tête de forage ........................................................................................ 64
Figure 42 – Obstruction au passage des débris de forage dans la glace – Forme
initiale de la tête de forage ................................................................................................................ 65
Figure 43 – Efficacité de la modification du passage des débris de forage ..................................... 65
Figure 44 – Usure des lames en acier à outils.................................................................................. 66
Figure 45 – Faible usure des inserts en carbure, après plus de 30 forages .................................... 67
Figure 46 – Définition des angles d'outils – Angles de coupe : réel (β1)réel (A), apparent
(β1)app (B) – Angles de dépouille : réel (β2)réel (a), apparent (β2)app (b) – Angle de
dégagement effectif (β2)eff : (c) – D’après (Mellor, 1976) .................................................................. 67
Figure 47 – Angle d’ouverture de la tête de forage .......................................................................... 69
Figure 48 – Elément chauffant .......................................................................................................... 73
Figure 49 – Comparaison des valeurs typiques de résistance d'une thermistance
10 kΩ et d'un RTD 100 Ω, dans la plage de température -50 °C/150 °C ......................................... 80
Figure 50 – Thermistances collées sur le fourreau avec de l’époxy – Détérioration du
ruban adhésif en PVC classique – Côté thermistances .................................................................... 84
Figure 51 – Détérioration du ruban adhésif en PVC classique – Côté opposé aux
thermistances .................................................................................................................................... 85
xiv
Figure 52 – Maintien en position de l'élément chauffant par ruban PVC Scotch® Super
33+™. On remarque que le ruban en PVC classique est laissé sur la partie supérieure
du fourreau (ici à droite de l’élément chauffant), où il n’a pas été détérioré .................................... 85
Figure 53 – Maintien en position de l'élément chauffant par le ruban 3M™ Polyimide
Film Tape 5413................................................................................................................................. 86
Figure 54 – Branchements du boitier de puissance ......................................................................... 87
Figure 55 – Branchements du CompactRio ..................................................................................... 88
Figure 56 – Temps théorique de consolidation jusqu’à un degré de consolidation
moyen de 90 % de la cellule de consolidation du carottier en fonction de valeurs
typiques de cv à 20 °C ..................................................................................................................... 90
Figure 57 – Fuite de sol entre le filtre et le fourreau ........................................................................ 92
Figure 58 – Etanchéité entre le filtre et le fourreau .......................................................................... 92
Figure 59 – Vue des rotules, du piston et des joints à lèvres .......................................................... 94
Figure 60 – Plateforme de forage..................................................................................................... 99
Figure 61 – Forages réalisés .......................................................................................................... 104
Figure 62 – Influence de la vitesse de rotation de l’axe de la foreuse sur l’expansion
verticale de l’échantillon et le remplissage du carottier (forages BG3-1 à BG4-4) ........................ 108
Figure 63 – Influence de la vitesse de pénétration moyenne sur l'expansion verticale
de l'échantillon et le remplissage du carottier (forages BG3-1 à BG4-4) ....................................... 109
Figure 64 – Influence de la vitesse de rotation de l'axe de la foreuse sur l'expansion
verticale de l'échantillon et le remplissage (forage BSI2-1 à BSI2-9 sauf BSI2-5) ........................ 111
Figure 65 – Influence de la vitesse de pénétration sur l'expansion verticale des
échantillons et le remplissage du carottier (forages BSI2-1 à BSI2-9 sauf BSI2-5) ...................... 111
Figure 66 – Influence de la vitesse de pénétration moyenne sur l'expansion verticale
de l'échantillon – Forages BSA1-1 à BSA1-11............................................................................... 113
Figure 67 – Essais de consolidation à un palier de chargement Si-2 à Si-5 –
Déplacement vertical en fonction du temps ................................................................................... 120
Figure 68 – Essai de consolidation à un palier de chargement – Si-6 – Déplacement
vertical en fonction du temps .......................................................................................................... 120
Figure 69 – Essais de consolidation à un palier de chargement Si-2 à Si-5 –
Déplacement vertical en fonction du temps à la puissance 0.465 ................................................. 121
xv
Figure 70 – Exemple de tracé de tangentes pour la détermination du tassement dû au
drainage de l'eau en excès – Essai Si-4 – On lit ici 95 mm de tassement d’après la
méthode des tangentes ................................................................................................................... 122
Figure 71 – Erreurs relatives entre le tassement dû au drainage de l’eau en excès
mesuré par la méthode des tangentes et estimé selon l’hypothèse 1 (H1) et selon
l’hypothèse 2 (H2). Les segments verticaux représentent l’incertitude de calcul ........................... 125
Figure 72 – Courbes de tassement des essais réalisés dans le baril BSA1 .................................. 126
Figure 73 – Essai Sa-7 – Déplacement vertical en fonction du temps ........................................... 127
Figure 74 – Essai Sa-11 – Déplacement vertical en fonction du temps ......................................... 129
Figure 75 – Courbes de tassement des essais réalisés dans le baril BSA1 (données
filtrées) ............................................................................................................................................. 129
Figure 76 – Tassement relatif sous 130 kPa et indice de compression modifié obtenus
pour chaque essai après traitement des données (suppression des points avec des
pressions trop faibles et régression linéaire sur le logarithme de la contrainte des
données restantes) ......................................................................................................................... 130
Figure 77 – Essais G1, G2 et G4 – Déplacement vertical en fonction de t0.465 .............................. 132
Figure 78 – Filtre poreux à construction asymétrique (GKN Sinter Metal) ..................................... 137
Figure 79 – Evolution de la température de la surface du cylindre sur 10 secondes, par
la méthode analytique et par la méthode par éléments finis .......................................................... 148
Figure 80 – Géométrie de la simulation sur Temp/W ..................................................................... 149
Figure 81 – Evolution de la température au centre de l'échantillon en fonction du temps
pour des teneurs en eau volumétriques de 10, 50 et 90 % (m3/m3) ............................................... 150
Figure 82 – Evolution de la température au centre et à l’extérieur de l’échantillon et sur
l’élément chauffant en fonction du temps – Sol à 10 % (m3/m3) de teneur en eau ........................ 150
Figure 83 – Evolution de la température au centre et à l’extérieur de l’échantillon et sur
l’élément chauffant en fonction du temps – Sol à 50 % (m3/m3) de teneur en eau ........................ 151
Figure 84 – Evolution de la température au centre et à l’extérieur de l’échantillon et sur
l’élément chauffant en fonction du temps – Sol à 90 % (m3/m3) de teneur en eau ........................ 151
Figure 85 – Evolution de la température sur la paroi intérieure et la paroi extérieure du
carottier en fonction du temps – Sol à 10 % (m3/m3) de teneur en eau .......................................... 152
xvi
Figure 86 – Evolution de la température sur la paroi intérieure et la paroi extérieure du
carottier en fonction du temps – Sol à 50 % (m3/m3) de teneur en eau ......................................... 152
Figure 87 – Evolution de la température sur la paroi intérieure et la paroi extérieure du
carottier en fonction du temps – Sol à 90 % (m3/m3) de teneur en eau ......................................... 153
Figure 88 – Profil de température pour la simulation radiale et axiale (t = 90 s). En
rouge l’emplacement de l’élément chauffant. La courbe en tiret représente le front de
dégel. Les températures sont indiquées en degrés Celsius .......................................................... 154
Figure 89 – Puissance dissipée, courant injecté pour un voltage aux bornes des
thermistances de 10 V et valeur de la résistance en fonction de la température
(thermistance 10 kΩ) ...................................................................................................................... 158
xvii
Remerciements Je tiens à remercier mes directeurs Guy Doré et Louis Gosselin de
m’avoir confié ce projet.
Merci à tous ceux qui ont contribué à ce projet. Merci aux techniciens
du département de Génie Civil de l’Université Laval : Sylvain Auger, Denis
Jobin, Christian Juneau et Martin Lapointe. Merci à Jean Ruel, directeur
de l’atelier du département de Génie Mécanique de l’Université Laval, ainsi
qu’aux membres de ce département : Yves Jean, Pierre Carrier, André
Chamberlan, Sylvain Ménard et Frédéric Morin.
Je tiens à remercier les professionnels de recherche, Chantal Lemieux et
Jean-Pascal Bilodeau et les étudiants du groupe de recherche pour leur
soutien et leur convivialité.
Enfin, merci à mes parents pour leur soutien inconditionnel.
1
1 Introduction Le pergélisol réfère à tout sol dont la température reste en dessous de
0 °C pendant au moins deux ans. Le régime thermique du pergélisol est
très sensible aux variations environnementales. La couche de sol en
surface, située au-dessus du pergélisol subit des gels/dégels saisonniers et
est appelée couche active. Si une partie de cette couche de sol est retirée,
l’équilibre thermique sera perturbé et une partie du pergélisol se
retrouvera donc dans la zone de gel/dégel saisonnier, ce qui entraînera sa
fonte. De manière générale, des perturbations thermiques se produisent
systématiquement lors de la construction d’infrastructures ou en cas de
changement climatique.
La définition du pergélisol n’est fondée que sur la température du sol.
Un pergélisol peut donc être constitué aussi bien de roche, de graviers, de
sable, de silt ou d’argile. Lorsque ces sols sont à très basse température,
ils ont le même comportement que la roche et ne posent pas de problèmes
lors de la construction d’infrastructures. Les propriétés physiques de ces
sols vont se dégrader avec l’augmentation de la température. La fonte de
pergélisols riches en glace présente le cas le plus critique avec à court
terme un risque d’instabilité et à long terme des tassements.
La Figure 1 montre une répartition du pergélisol dans l’hémisphère
nord. Les régions concernées par la présence de pergélisol sont
généralement des régions peu accessibles. Le maintien en état des
infrastructures de transport est vital pour leur désenclavement et leur
développement. La dégradation du pergélisol du sol d’infrastructure réduit
la durabilité des ouvrages, implique des coûts élevés de maintenance et a
de fortes répercussions sur la sécurité des utilisateurs. Il existe des
méthodes de conception de chaussées, dites de mitigation, qui permettent
2
de stabiliser thermiquement et mécaniquement le sol d’infrastructure.
Avant d’envisager l’utilisation de ces méthodes qui sont très couteuses, il
convient de cibler les endroits à risque, de les éviter si possible lors de la
construction d’une nouvelle route ou d’évaluer le niveau de sensibilité de
la zone étudiée pour choisir une solution adaptée.
La revue de littérature de ce document traite des méthodes
d’échantillonnage du pergélisol et des tests de consolidation. Cette partie
est suivie par une justification de la pertinence du projet qui met en
évidence les lacunes des pratiques actuelles et donne les objectifs du
projet. Après la présentation des principaux éléments de conception et de
fonctionnement du produit, la description des tests réalisés aboutit à une
analyse des résultats obtenus. Précédant la conclusion, une partie sur
l’évolution du produit donne des éléments pour l’amélioration du prototype
et la poursuite du projet.
3
Figure 1 – Carte de répartition du pergélisol – En rouge le pergélisol continu (90 à
100 % de la surface), en rose le pergélisol discontinu (50 à 90 % d’occupation de la
surface), en rose pâle le pergélisol sporadique (10 à 50 % d’occupation de la surface)
et en blanc le pergélisol isolé (0 à 10 % de la surface) – (The National Snow and Ice
Data Center, 2014)
5
2 Revue de littérature
2.1 Le carottage du pergélisol
2.1.1 Techniques de carottage
Le choix d’une technique d’échantillonnage du pergélisol dépend de
plusieurs facteurs (Komex Consultants Ltd, 1983) :
Taille et qualité des échantillons à obtenir
Profondeur d’échantillonnage
Température moyenne et variations de température saisonnières
Disponibilité de l’équipement de forage
Les bases des procédés utilisés pour le carottage du pergélisol sont les
mêmes que ceux que l’on retrouve dans le carottage traditionnel. Les
méthodes d’échantillonnage peuvent être séparées en trois catégories :
1. Carottage par pression ou battage
2. Carottage par rotation
3. Carottage par roto-percussion
Les carottiers sont spécifiques à chaque méthode. Une description de
ces techniques de forage est donnée dans les paragraphes suivants
(Maillard, 2011).
2.1.1.1 Le carottage par battage
Le carottage par battage consiste à enfoncer un tube de carottier muni
d’une couronne coupante dans le sol. L’enfoncement du carottier est
assuré par battage, par vibration ou par pression continue. Ce type de
carottage est peu utilisé en milieu pergélisolé. La dureté du sol rendant
difficile la pénétration du carottier.
6
2.1.1.2 Le carottage par rotation
Pour le carottage par rotation, l’avancement du carottier se fait par
découpe du sol à la base du carottier. Les débris de forage sont évacués en
surface grâce à la circulation d’un fluide de forage (air ou liquide) ou grâce
à une tarière. Le fluide de forage permet également de refroidir le carottier
et de limiter la fonte de l’échantillon.
2.1.1.2.1 Carottier conventionnel
2.1.1.2.1.1 Fluide de forage
L’utilisation de fluide de forage lors d’un carottage au carottier
conventionnel est nécessaire. Le fluide permet de faire remonter en surface
les débris de forage et de lubrifier la tête de forage. Le carottage de sol gelé
introduit une nouvelle variable par rapport aux sols non gelés, celle de la
température. Sans le contrôle de la température du fluide de forage utilisé,
les carottes de sol produites sont de mauvaise qualité (Figure 2).
Figure 2 – Allure de l'interface de dégel d'une carotte échantillonnée par carottage
conventionnel avec fluide de forage non régulé en température (Lange, 1968)
7
Le contrôle de la température du fluide de forage et de son débit c’est-à-
dire la quantité de chaleur extraite par le fluide de forage est la première
préoccupation du carottage conventionnel des sols gelés (Hvorslev, Goode,
et U. S. Army Engineer Waterways Experiment Station, 1963). L’air est un
bon fluide de forage qui a comme avantage de ne pas contaminer les
échantillons. Son utilisation n’est envisageable que lorsque la température
en surface est inférieure à -4 °C, température en dessous de laquelle le
refroidissement de l’air compressé injecté est envisageable (Hvorslev,
Goode, et U. S. Army Engineer Waterways Experiment Station, 1963 ;
Lange, 1973 ; Haeberli et al., 1988). L’eau ne peut être utilisée seule
comme fluide de forage. Aujourd’hui les fluides de forage les plus répandus
sont les fluides à base de chlorure de calcium et les mélanges de propylène
glycol, antigel non toxique (Duchesne, 2012). La circulation du fluide est
généralement fermée pour réduire les coûts liés à l’apport de fluide et
l’impact environnemental. Le contrôle de la température du fluide et sa
filtration sont toujours un problème, car ils sont très exigeants au niveau
technologique.
2.1.1.2.1.2 Corps du carottier
Le corps du carottier conventionnel peut être à simple enveloppe, à
double enveloppe ou à triple enveloppe. Le carottier simple enveloppe peut
être représenté comme un simple tube. Le frottement de la paroi du
carottier et la circulation du fluide entre la carotte et la paroi intérieure du
carottier font que l’échantillon subit une forte abrasion et érosion lors du
carottage. Dans le carottier double enveloppe (Figure 3), la carotte de sol se
forme dans un tube intérieur qui, grâce à un système de pivot, ne subit
pas la rotation imposée par la foreuse au tube extérieur. L’abrasion subie
par la carotte est uniquement due à la descente du carottier et non plus à
la rotation de celui-ci. Le fluide circule entre les deux tubes, limitant
l’érosion de l’échantillon. Le carottier triple enveloppe apporte une
8
amélioration au niveau de la manutention des échantillons : il s’agit d’un
carottier double enveloppe à l’intérieur duquel on a placé un troisième
tube, souvent en plastique, qui facilite l’extraction du carottier et la
manipulation des échantillons. L’utilisation d’un tube en plastique à
l’intérieur d’un carottier à simple enveloppe est également possible. Le
carottier garde alors ses inconvénients au niveau de l’abrasion et de
l’érosion de l’échantillon, mais la carotte est plus facile à manipuler. Plus
onéreux, il existe des carottiers à enveloppe double dits à tube fendu. Le
tube intérieur peut s’ouvrir en deux dans le sens de la longueur, ce qui
facilite la manipulation des échantillons. Une comparaison des trois types
de carottiers évoqués dans ce paragraphe est réalisée dans le Tableau 1.
Figure 3 – Carottier double (DATC Group, 2014)
Carottier simple Carottier double Carottier triple
Erosion de l’échantillon Forte Faible Faible
Abrasion de l’échantillon Forte Faible Faible
Contamination de
l’échantillon
Forte Faible Faible
Manutention Difficile Difficile Facile
Tableau 1 – Comparaison des carottiers simples, doubles et triples
2.1.1.2.1.3 Tête de forage
La tête du carottier conventionnel est vissée sur le corps du carottier
simple enveloppe ou sur le tube extérieur du carottier double ou triple
enveloppe. Une multitude de modèles existent. Le choix dépend des
caractéristiques du sol (Duchesne, 2012) :
Granulométrie
9
Température
Quantité de sel
Quantité de glace
Type de glace
Les couronnes qui offrent les meilleurs caractéristiques pour le
carottage des sols gelés et la glace sont les couronnes de type Corborit et
PDC (Dimatec inc., 2013 ; Robert, 2010).
a) Couronnes Corborit (Figure 4)
Elles sont utilisées pour les sols moyennement durs. Les fragments de
carbure de tungstène retenus par une matrice permettent de couper le sol
en de nombreux points.
Figure 4 – Couronne Corborit
b) Couronnes à diamants polycristallins (PDC) (Figure 5)
La combinaison de diamants synthétiques déposés sur du carbure de
tungstène fait des couronnes PCD des outils adaptés au carottage dans
des sols moyennement durs, mais très abrasifs. Les éléments de carbure
de tungstène peuvent être des bâtonnets cylindriques ou des bâtonnets
rectangulaires.
10
Figure 5 – Couronnes à diamants polycristallins (PCD)
2.1.1.2.2 Carottiers à câble
L’inconvénient du système de carottage décrit ci-dessus est qu’il faut
remonter l’ensemble du train de tige à chaque remplissage du carottier.
Les carottiers à câble limitent les temps de manutention. Un câble
descendu à l’intérieur du train de tige permet de remonter en surface
l’enveloppe interne du carottier. Une fois vidée, l’enveloppe interne est
repositionnée dans le carottier par le même câble et le carottage peut
continuer. Cette méthode demande en revanche la présence d’équipements
lourds en surface (Komex Consultants Ltd, 1983).
2.1.1.2.3 Carottier mécanique à glace
2.1.1.2.3.1 Description
La tarière creuse 3" du CRREL1, ou « carottier CRREL » est un outil
reconnu et très utilisé pour l’échantillonnage de la glace, de la neige et des
sols fins gelés à de faibles profondeurs. L’évolution de son développement
est décrite par Rand et Mellor (1985). La version originale du carottier
1 Cold Regions Research and Engineering Laboratory
11
CRREL a été fabriquée dans les années 50 par l’ACFEL2 (Figure 6). Elle
faisait partie d’un ensemble d’outils pour le test mécanique de la glace
pour de département d’hydrographie de l’U.S. Navy.
Figure 6 – Le carottier ACFEL et son système d'extraction des carottes de glace (Ueda,
Sellmann, et Abele, 1975)
Le carottier a été modifié en 1955-56 par le SIPRE3. La version du SIPRE
peut produire des carottes de glace de 76 mm pour un trou de 111 mm. Le
carottier fait 1 m de long, la tête de coupe facilite le passage des débris de
glace, des trous dans les parois du carottier permettent aux débris de
forage de s’accumuler à l’intérieur de la tarière et l’extraction des carottes
de glace se fait par le haut (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975). En 1961,
l’ACFEL et le SIPRE fusionnent pour former le CRREL. Pour améliorer les
performances et la durabilité du carottier, la tête d’entrainement est
renforcée, les lames de coupe ne sont plus en acier à outil, mais en
carbure (Figure 7). Les trous de chaque côté du carottier (Figure 8) sont
2 Arctic Construction and Frost Effect Laboratory
3 Snow, Ice and Permafrost Research Establishment
12
abandonnés dans les versions suivantes, car la majorité des copeaux sont
évacués au-dessus du carottier.
Figure 7 – Tête de forage du carottier CRREL – A : vis de réglage de l’angle de
dépouille effectif – B : lames de coupe remplaçables (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975)
Figure 8 – Carottier CRREL (Ueda, Sellmann, et Abele, 1975)
Plusieurs variantes de la tarière CRREL ont par la suite été développées.
On peut citer la tarière RAND, en fibre de verre (Rand et Mellor, 1985) qui
peut produire des carottes de glace de 4 pouces (102 mm) et la tarière
PICO (Koci, 1984) qui est une version très légère de la tarière CRREL.
(Nørnberg, Goodsite, et Shotyk, 2004) ont eu l’idée d’enduire l’extérieur
de leur carottier à glace de Téflon pour éviter que les débris de tourbe gelée
13
ne collent dans la tarière. Cet outil conçu pour produire des carottes de
tourbe gelée utilise également un système de démontage rapide en trois
points de la tête de transmission.
Aujourd’hui, la société Kovacs Enterprises produit des tarières creuses à
glace très légères. Leur corps est en composite, la tête en aluminium, les
lames de coupe en acier trempé.
2.1.1.2.3.2 Utilisation sur le terrain
Puisqu’il est autonome pour l’évacuation des débris de forage, le
carottier CRREL peut être une solution de carottage extrêmement mobile.
On peut le voir sur la Figure 9 où le carottier est monté sur une foreuse
très légère, transportable à dos d’homme, manipulable par une personne.
Figure 9 – Carottier CRREL monté sur une foreuse portative – (Zubrzycki, 2012)
Les problèmes les plus fréquents rencontrés sont le blocage du carottier
dans le trou, dû à l’accumulation de débris de forage entre le carottier et
les parois du trou de forage. Le couple engendré par les frottements
devient alors trop élevé pour qu’il puisse être soutenu par les opérateurs.
L’expérience de forage est un critère important, car il faut savoir anticiper
ce coincement. Si le carottier s’arrête, il risque de rester coincé dans le
14
trou en très peu de temps, pris dans les débris de forage gelés (Wickland,
2007).
Connaissant ces limitations, Brockett et Lawson (1985) ont cherché à
maximiser les performances du carottier en gardant la mobilité comme un
critère important de développement. Ils ont construit une base de forage
autour d’une foreuse Dig-R-Mobile 550. Cette machine développe une
puissance de 7 HP, le couple maximum disponible est de 381 Nm et la
vitesse de rotation maximum est de 144 tr/min. Son poids est d’environ
318 kg. Des modifications ont été faites pour améliorer sa mobilité, la
rapidité d’exécution du forage et la stabilité de la foreuse (Figure 10).
Figure 10 – Dig-R-Mobile 550, version d’origine à gauche et version modifiée à droite –
d’après Brockett et Lawson (1985)
15
2.1.1.2.3.3 Performances du carottier CRREL
Lors de leurs essais de prototype, Brockett et Lawson (1985), les types
de sols carottés ont varié de l’argile au sable grossier, avec des
pourcentages de glace en volume de 10 à 100 %. La qualité des carottes
obtenues était généralement très bonne, voire excellente. Plus la quantité
de glace était importante, plus les carottes étaient faciles à obtenir. Des
difficultés ont été rencontrées lors du carottage de silt ou d’argile pauvres
en glace. Les profondeurs atteintes étaient alors limitées à 15 m. Dans les
autres cas, les forages ont atteint 22.5 m. Les auteurs ne recommandent
pas l’utilisation du carottier CRREL dans des sols de granulométrie
supérieure au sable grossier, la tarière ne se prête pas à l’évacuation des
débris de ces types de sols et les dommages des dents en carbure des
lames de coupes sont inévitables.
Les conditions de températures du sol et en surface peuvent influencer
le déroulement des opérations de forage, surtout lorsqu’elles sont
différentes, en provoquant des phénomènes de fonte-gel des débris de
forage. La rapidité d’exécution dépend également de la granulométrie du
sol et du pourcentage de glace, néanmoins, les auteurs ont estimé à
environ 5 h le temps nécessaire pour effectuer un carottage jusqu’à 10 m.
2.1.1.2.4 Carottier électromécanique
Les carottiers électromécaniques sont constitués d’une tête de forage,
d’un tube de carottier, d’une motorisation électrique et d’un système
d’évacuation et de stockage des débris de forage. Un élément important est
le système anti-rotation qui vient s’appuyer sur la paroi du trou de forage
et qui permet au moteur du carottier de délivrer toute sa puissance de
coupe à la tête de forage. Les paramètres de coupe sont commandés de
manière électronique par une unité de commande située dans le carottier
et en surface. L’évacuation des débris de forage peut se faire de manière
16
mécanique, à l’aide d’une tarière, ou grâce à la circulation d’un fluide de
forage. Un câble relie le carottier à la surface et permet d’alimenter son
moteur électrique lors du forage et de le remonter en surface lorsqu’il est
rempli. Ces carottiers peuvent mesurer plus de 10 m de long et réaliser des
carottes de l’ordre de 13 cm de diamètre. Après la récupération de
l’échantillon, le nettoyage du compartiment de stockage des débris doit
être effectué. Lorsque la profondeur de forage est grande (plus de 500 m),
le trou est rempli de liquide destiné à la stabilisation des parois du forage
(Jean-Robert Petit, 2000). La Figure 11 montre le carottier KEMS dans sa
version 135 mm de diamètre extérieur. Les différentes parties le
constituant sont : branchement du câble (1), la chambre électrique (2), le
système anticouple (3), le capteur de couple (4), l’ensemble pompe, moteur,
réducteur (5), la chambre de stockage des débris (6), le tube du carottier et
la tête de forage (7).
La progression du carottier dans la glace se fait grâce à une tête de
forage avec lames de coupe. Lorsque le roc est atteint, une tête de forage
adaptée est montée sur le carottier.
Le but ultime d’un carottier électromécanique est de réaliser
l’échantillonnage de glace depuis la surface jusqu’à la croute terrestre ce
qui a pu être réalisé par le CRREL à Camp Century au Groenland (Ueda et
Garfield, 1968). On peut également citer la campagne de forage de 1988 du
Leningrad Mining Institute menée sur le glacier Vavilov en Terre du Nord
avec le carottier KEMS-112 (Kudryashov, Vasiliev, et Talalay, 1994) et les
forages réalisés par l’Université de Fairbanks, avec le carottier PICO-5.2"
au Groenland en 1993 (Kelley et al., 1994).
Ces carottiers sont réservés à des utilisations à de très grandes
profondeurs. Lors du carottage dans le roc, les têtes utilisées sont
similaires à celles utilisées pour carottage conventionnel.
18
2.1.1.2.5 Carottier béton modifié
Le CEN4 utilise pour ses carottages un carottier à l’origine destiné au
carottage dans le béton (Calmels, Gagnon, et Allard, 2005). Le carottier est
monté sur une foreuse portable très légère, manipulée par une ou deux
personnes (du même type que celle montrée Figure 9). Avec cette foreuse,
le carottier présente de meilleures performances d’échantillonnage que le
carottier CRREL qu’ils utilisent également. Les parois fines du carottier et
sa tête coupante permettent une pénétration facile dans le sol gelé et de
passer plus facilement à travers d’éventuelles roches. Le diamètre des
carottes prélevées est de 10 cm, le carottier fait 40 cm de long et des
forages ont été réalisés jusqu’à une profondeur de 7 m.
De manière générale, le carottier se montre à l’aise dans les sols fins
riches en glace, ainsi que dans les sols plus grossiers très froids. Il montre
ses limites dans la glace pure et dans les pergélisols contenant du sable
dont la température est proche de 0 °C. La chaleur provoquée par la coupe
de la couronne en diamant réchauffe l’échantillon et la faible cohésion des
particules de sable entraînent la désagrégation de la carotte dans le
carottier. Tout comme le carottier CRREL, l’arrêt en rotation du carottier
béton dans le trou de forage peut entraîner le gel des débris de forage dans
le trou et le blocage du carottier.
2.1.1.3 Carottier électrothermique
Ce carottier est doté d’une tête chauffante qui fait fondre la glace et
permet la progression du corps du carottier. Il ne peut pas être utilisé pour
des sols gelés.
4 CEN : Centre d’Etudes Nordiques, Université Laval, Québec, Québec, Canada
19
2.1.1.4 Le carottage par roto-percussion
Dans le cas d’une méthode par roto-percussion, la percussion favorise la
pénétration du carottier. La fréquence des percussions est lente (de l’ordre
de 20 coups par seconde). Les débris sont évacués avec la circulation d’un
fluide de forage. Si la fréquence des percussions est très rapide (de l’ordre
de 100 coups par seconde) et provoquée sur l’ensemble du train de tige, il
s’agit de forage sonique. Les vibrations engendrées par le forage sonique
fluidifient les débris de forage qui s’évacuent de manière autonome. C’est
la solution idéale pour forer dans le pergélisol rapidement, sans fluide de
forage, mais elle est pénalisée par son coût élevé et son manque de
mobilité. La masse des foreuses soniques dépasse la tonne lorsqu’elles
sont adaptées sur un engin motorisé, elle est supérieure à trois tonnes
lorsqu’elles se déplacent de manière autonome.
2.1.1.5 Tubage
Le tubage consiste à l’insertion d’un tube dans le trou de forage que l’on
vient de réaliser afin de stabiliser les parois. Il est fortement recommandé
de l’utiliser lorsque le sol est poreux (Haeberli et al., 1988). Lors d’un
forage avec fluide de forage, il permet de canaliser le fluide pour le traiter
en surface. La couche active du pergélisol peut être très riche en eau
liquide. L’utilisation d’un tubage permet alors de ne pas noyer le trou de
forage et d’éviter une contamination des échantillons.
2.1.2 Dimensionnement des outils de forage
Lors du dimensionnement d’un nouvel outil de forage, plusieurs
paramètres sont à choisir. Des résumés des principes théoriques de base
ainsi que des données issues d’expérimentations ont été réalisés par
Mellor. Ce travail porte sur la cinématique, la dynamique ainsi que sur
l’aspect énergétique des forages en relation avec les foreuses et les outils
de forage. Dans le cas du carottage du pergélisol, les ouvrages sur la
20
cinématique des machines à mouvement de rotation axial (Mellor, 1976) et
sur la dynamique et l’énergétique des outils à mouvement de coupe
parallèle (Mellor, 1977) sont pertinents. Y sont abordés les thèmes
portants sur l’équilibrage de la capacité de coupe avec la capacité
d’évacuation des débris et sur l’influence de la géométrie des outils de
forage sur les performances de pénétration et d’effort de coupe.
2.2 La consolidation
2.2.1 Consolidation des sols non gelés
2.2.1.1 Phénomène
Lorsque l’on considère un sol quelconque, on peut distinguer trois
phases de natures différentes : une phase solide (particules de sable,
d’argile), une phase constituée d’air et une phase constituée d’eau. La
principale hypothèse faite pour étudier la consolidation est que la phase
solide forme un squelette solide poreux dans lequel circule l’eau circule. La
consolidation est le phénomène qui traduit la réduction du volume d’eau
contenue dans un sol. Cette réduction du volume d’eau se produit lors de
l’augmentation des contraintes appliquées sur le sol, dans le cas de la
construction d’une structure en surface, en profondeur, mais également
lors du changement des caractéristiques du sol, dans le cas de la fonte
d’un sol gelé, par exemple. Dans ce dernier cas, on parle de consolidation
de fonte. Ce phénomène particulier fera l’objet d’un paragraphe dédié.
Le phénomène de consolidation peut être simplement expliqué en
comparant le squelette granulaire du sol à un ressort, comme représenté
sur la Figure 12. Ainsi lors du chargement, on a augmentation de la
pression interstitielle (car l’eau ne peut pas être immédiatement expulsée).
Puis avec le temps et les capacités de drainage, l’eau est progressivement
chassée du sol et c’est le squelette solide qui reprend les efforts (ici le
21
ressort), jusqu’à un nouvel équilibre. On remarque alors que le ressort à
diminué en longueur : le sol s’est tassé d’une valeur de tassement s. Le
volume de solide est toujours le même, mais le volume d’eau a diminué, il
y a eu consolidation du sol.
Figure 12 – Analogie du ressort appliquée au phénomène de consolidation (Holtz et
Kovacs, 1991)
2.2.1.2 Détermination des caractéristiques de consolidation des sols non gelés
2.2.1.2.1 Essais œdométriques sur les sols non gelés
2.2.1.2.1.1 Présentation générale
L’œdomètre a été inventé au début du XXe siècle et fait partie
aujourd’hui de l’équipement de base de tout laboratoire de mécanique des
sols. Il permet de réaliser des essais de compression sur des échantillons
de sol cylindriques.
Les œdomètres sont constitués de deux parties : une cellule qui va
contenir l’échantillon de sol à tester et un système de mise en charge. La
22
cellule œdométrique peut être ouverte (les flux d’eau ne sont pas contrôlés
pendant l’essai) ou fermée (contrôle de la quantité ou de la pression d’eau
extraite de l’échantillon). Dans les deux cas, elle est rigide : il est
impossible à l’échantillon de se déformer de manière radiale. Les
déformations sont donc uniquement verticales, c’est-à-dire axiales. Le
système de mise en charge peut être un système mécanique de
chargement par poids ou un système hydraulique voir pneumatique, plus
faciles à automatiser. Le principe de l’œdomètre est représenté Figure 13.
Les modes opératoires des essais sont très variés : la charge peut être
augmentée de manière continue, ou par paliers, l’essai peut être mené à
déformation imposée, etc. Ces modes opératoires correspondent à des
essais différents (essai de compressibilité par paliers, essai accéléré par
chauffage, essai de fluage, essai à drainage radial, essai à chargement
continu, essai à vitesse de déformation constante, essai à gradient
contrôlé). La cellule de Terzaghi est représentée Figure 14 et on peut voir
Figure 15 un œdomètre à chargement pneumatique.
Figure 13 – Principe de fonctionnement d'un œdomètre (Magnan, Mieussens, et
Vautrain, 1985)
Pression p
Pression p
Eprouvette cylindrique
23
Figure 14 – Coupe de la celle de chargement de Terzaghi (Magnan, Mieussens, et
Vautrain, 1985)
Figure 15 – Œdomètre à chargement pneumatique du CECP d'Angers (Magnan,
Mieussens, et Vautrain, 1985)
2.2.1.2.1.2 Essais œdométriques spéciaux
Essais œdométriques accélérés
Les essais œdométriques sont normalement réalisés dans une pièce à
20 °C. Dans le but de raccourcir la durée de l’essai, Philipponnat (1977) a
mis au point un œdomètre capable de travailler sur un échantillon dont la
24
température est postée à 70 °C. L’augmentation de la température permet
de diminuer la viscosité de l’eau et d’augmenter la perméabilité du sol,
ayant pour conséquence l’augmentation de la vitesse de consolidation. La
durée de réalisation de l’essai est divisée par trois. L’essai à température
de 20 °C reste conseillé pour le calcul des vitesses de consolidation, le
rapport de trois entre des vitesses obtenues à 70 °C et à 20 °C restant
indicatif. Les résultats d’amplitude des tassements sont par contre tout à
fait viables.
Essais œdométriques radiaux
Afin de déterminer la vitesse de consolidation radiale d’un sol,
caractéristique utile notamment lors du dimensionnement des drains
verticaux, l’œdomètre classique est modifié. Les pierres poreuses
supérieures et inférieures sont supprimées et on perce un trou au centre
de l’échantillon qu’on remplit de sable pour réaliser un drain (Figure 16).
Figure 16 – Principe de l’œdomètre à drainage radial centripète (Magnan, Mieussens,
et Vautrain, 1985)
Le drainage peut également être réalisé de manière centrifuge. Escario et
Uriel (1961) ont choisi de créer un drain en sable autour d’échantillons de
25
4" de diamètre et 6" de hauteur. McKinlay (1961) a adapté un œdomètre
classique en adaptant une bague en acier inoxydable poreux. La
perméabilité de la bague était de 4 10-6 m/s, bien supérieure à la
perméabilité de l’argile testée. La bague a été fabriquée à partir un bloc
d’acier inoxydable poreux qui a été ensuite usiné aux dimensions
attendues. L’usinage par tournage d’un acier fritté poreux a pour
conséquence de refermer ses pores. Pour retrouver sa perméabilité
d’origine, la bague a ensuite été finie par usinage électrochimique. Ce
procédé est également recommandé par l’auteur pour un maintien dans le
temps des performances de la bague qui ont tendance à diminuer au cours
des utilisations.
2.2.1.2.2 Résultats obtenus
Les essais œdométriques ont pour but de déterminer les paramètres de
consolidation de l’échantillon. Ils permettent notamment d’obtenir la
courbe œdométrique et la courbe de consolidation du sol étudié. La courbe
œdométrique (Figure 17) représente la variation de l’indice des vides 𝑒, de
l’échantillon en fonction de la contrainte effective verticale 𝜎’𝑣. Dans le cas
d’un essai par paliers, le temps entre chaque palier doit être choisi de telle
sorte que la dissipation des pressions interstitielles en excès soit effectuée.
La contrainte effective verticale est alors égale à la contrainte totale, c'est-
à-dire à la pression appliquée.
26
Figure 17 – Courbe œdométrique d’un sol fin (Magnan, 2010)
Les trois paramètres déduits de la courbe œdométrique sont la pression
de préconsolidation 𝜎’𝑝, l’indice de compression 𝐶𝑐 (pente de la droite PH,
Equation (1)) et l’indice de recompression 𝐶𝑟 (pente de la droite FD).
Lorsque la courbe œdométrique est représentée par le déplacement vertical
relatif 𝜀𝑣 en fonction du logarithme de la contrainte effective verticale 𝜎’𝑣, la
pente de la zone de compression devient l’indice de compression modifié 𝐶𝑐𝜀
(Equation (2)) et la pente de la zone de recompression devient l’indice de
recompression modifié 𝐶𝑟𝜀 . La relation entre le 𝐶𝑐 et le 𝐶𝑐𝜀 est donné par
l’Equation (3).
𝐶𝑐 = −
𝑑𝑒
𝑑𝑙𝑜𝑔(𝜎𝑣′)
(1)
𝐶𝑐𝜖 =
𝑑𝜖𝑣
𝑑 log(𝜎𝑣′)
(2)
𝐶𝑐𝜖 =
𝐶𝑐
1 + 𝑒0 (3)
27
La pression de préconsolidation correspond à la contrainte maximale à
laquelle a été soumis le sol au cours de son histoire. On définit le rapport
de surconsolidation 𝑂𝐶𝑅 comme suit :
𝑂𝐶𝑅 =
𝜎𝑝′
𝜎𝑣0′ (4)
𝜎’𝑝 peut donc être différente de la contrainte effective engendrée par le
poids des terres lors de prélèvement de l’échantillon puisque certaines
couches de sol, par exemple des couches de glace peuvent avoir disparu
entre temps. Si tel est le cas, on dit que le sol est surconsolidé (𝑂𝐶𝑅 > 1), si
la contrainte verticale effective engendrée par le poids des terres est égale à
la pression de préconsolidation, alors le sol est dit normalement consolidé
(𝑂𝐶𝑅 = 1). Si elle est supérieure, le sol est sous-consolidé (𝑂𝐶𝑅 < 1).
La courbe de consolidation (Figure 18) représente la variation de
tassement de l’échantillon en fonction du logarithme du temps, elle permet
de déterminer la vitesse de consolidation. On retrouve les trois
composantes du tassement vertical : le tassement immédiat, le tassement
de consolidation et le tassement secondaire. La vitesse de consolidation
d’un échantillon dépend de plusieurs paramètres tels que l’épaisseur de
l’échantillon et le type de drainage employé. Plusieurs théories ont été
proposées afin de pouvoir prédire le tassement des sols étudiés dans le
temps.
28
Figure 18 – Courbe de compression d'un sol fin (Magnan, 2010)
2.2.1.3 Théories de consolidation unidimensionnelle
2.2.1.3.1 Théorie de consolidation unidimensionnelle de Terzaghi
La théorie de la consolidation unidimensionnelle de Terzaghi (1924),
première théorie sur la consolidation des sols, est une référence pour les
calculs de consolidation, car elle tient compte des paramètres essentiels de
ce phénomène.
Les hypothèses de la théorie de Terzaghi admettent que le sol est
homogène et saturé pendant tout le processus de consolidation. Les
déformations et les écoulements d’eau suivent la loi de Darcy. La charge
est appliquée de manière instantanée à l’instant initial. L’eau interstitielle
et les grains de sol sont supposés incompressibles. Le coefficient de
compressibilité 𝑎𝑣 et les coefficients de perméabilité vertical 𝑘𝑣 ou
horizontal 𝑘ℎ sont constants. Il existe donc une relation linéaire et
réversible entre la contrainte effective verticale appliquée à la phase solide
29
du sol 𝜎’𝑣 et sa variation de volume (proportionnelles aux déformations
verticales) exprimée par la variation de l’indice des vides 𝑒.
Enfin, les déformations restent petites durant la consolidation. On est
donc dans l’hypothèse des petits déplacements.
2.2.1.3.2 Cas d’un drainage axial
Dans le cas d’un drainage strictement axial, à partir des hypothèses
précédentes, de la loi de Darcy et des équations de conservation des
masses d’eau et des particules solides, Terzaghi (1924) est arrivé à
l’équation de consolidation unidimensionnelle suivante :
𝑐𝑣
𝜕2𝑢
𝜕𝑧2=
𝜕𝑢
𝜕𝑡 (5)
Avec 𝑐𝑣 le coefficient de consolidation vertical, exprimé de la manière
suivante :
𝑐𝑣 =
𝑘𝑣
𝜌𝑤𝑔
1 + 𝑒0
𝑎𝑣 (6)
A partir de son équation de consolidation unidimensionnelle et des
conditions aux limites de l’écoulement, Terzaghi a pu déterminer la
fonction 𝑈(𝑇𝑣), où 𝑈 est le degré de consolidation moyen et représente le
pourcentage de tassement de la couche étudié par rapport au tassement
final et 𝑇𝑣 est le facteur temps. L’Equation (7) montre l’expression de 𝑇𝑣 en
fonction de 𝑐𝑣 , du temps 𝑡 et de la hauteur de drainage 𝐻 . La relation
entre 𝑈 et 𝑇𝑣 est tracée sur la Figure 19.
𝑇𝑣 =
𝑐𝑣𝑡
𝐻2 (7)
30
Figure 19 – Relation entre U et Tv dans le cas d'un drainage axial (Terzaghi, 1924)
2.2.1.3.3 Cas d’un drainage radial
Dans le cas d’un drainage radial, l’Equation (5) devient l’Equation (8)
(Terzaghi, 1924) :
𝑐𝑟 (
𝜕2𝑢
𝜕2𝑟+
1𝜕𝑢
𝑟𝜕𝑟) =
𝜕𝑢
𝜕𝑡 (8)
Avec 𝑐𝑟 le coefficient de consolidation radial exprimé de la manière
suivante :
𝑐𝑟 =
𝑘𝑟
𝜌𝑤𝑔
1 + 𝑒0
𝑎𝑣 (9)
De la même manière que dans le cas d’un drainage axial, Terzaghi
donne la relation de 𝑈 en fonction de 𝑇𝑟, avec 𝑇𝑟 exprimé en fonction de 𝑐𝑟,
du rayon de l’échantillon 𝑅 et du temps 𝑡 :
𝑇𝑟 =
𝑐𝑟𝑡
𝑅2 (10)
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1
0%
20%
40%
60%
80%
100%
Tv
U
31
2.2.1.3.4 Détermination du 𝒄𝒗
Comme précisé dans le paragraphe 2.2.1.2.2, les essais œdométriques
permettent d’obtenir la variation de tassement en fonction du temps entre
deux paliers de chargements.
Afin d’évaluer le 𝑐𝑣, la méthode de Taylor (1948), ou méthode de la racine
carrée, utilise la similarité entre les allures des courbes 𝑈 = 𝑓(𝑇𝑣) et de
tassement en fonction du temps entre deux paliers de chargement. La
Figure 20 montre la construction graphique proposée par Taylor. Le point
de la courbe qui correspond à une consolidation moyenne de 90 % a son
abscisse égale à 1.15 fois l’abscisse du prolongement de la portion droite
initiale de la courbe. Le tracé permet d’obtenir le temps 𝑡90 pour lequel le
tassement atteint 90 % du tassement final moyen. Puis en utilisant
l’Equation (7), la théorie de consolidation de Taylor permet de calculer 𝑐𝑣, 𝑇𝑣
étant déterminé par la théorie de Terzaghi (Figure 19).
Le 𝑐𝑣 peut également être déterminé grâce à la méthode de Casagrande
(1938), qui s’applique sur le tracé du tassement en fonction du logarithme
du temps.
2.2.1.3.5 Détermination du 𝒄𝒓
Comme vu précédemment dans le paragraphe 2.2.1.2.1.2, un drainage
radial peut être centripète ou centrifuge. Cette distinction faite, lors de
l’application d’une pression sur l’échantillon, deux types de conditions aux
limites peuvent être modélisées : soit la pression appliquée sur
l’échantillon est uniforme (PU), soit c’est la déformation qui est uniforme
(DU) (Trautwein, Olson, et Thomas, 1981). Les solutions au drainage radial
centripète (Barron, 1948) servent notamment pour le dimensionnement
des drains verticaux. Les solutions de consolidation radiale centrifuge ont
été proposées par Silveira (1953) et McKinlay (1961) pour une solution PU
32
et par Escario et Uriel (1961) pour une solution DU. La Figure 21 montre
les courbes de 𝑈 en fonction de 𝑇𝑟 de ces théories.
Plusieurs méthodes de détermination du 𝑐𝑟 à partir des données
expérimentales ont été proposées, notamment celle de McKinlay (1961) qui
propose une variante de la méthode de la racine carrée de Taylor et dont le
travail a été généralisé par Trautwein (1980). Trautwein, Olson, et Thomas,
(1981) conseillent d’utiliser la méthode de McKinlay (1961) pour la
détermination du 𝑐𝑟 lors d’un drainage radial centrifuge, la théorie PU
fournissant des résultats plus proches de la réalité, même avec des
conditions d’essais plus proches de la théorie DU (application de la
pression sur l’échantillon par un élément rigide). Les valeurs des
coefficients utilisés par la méthode de McKinlay (1961) sont regroupées
dans le Tableau 2. Les valeurs de 𝑐𝑟 sont généralement plus grandes que
les valeurs de 𝑐𝑣 (Equation (11)).
𝑐𝑟 = 𝑎 𝑐𝑣
𝑎𝑣𝑒𝑐 𝑎 𝑡𝑒𝑙 𝑞𝑢𝑒 1 < 𝑎 < 4 (11)
33
Figure 20 – Détermination de la valeur de par la méthode de la racine carrée de
Taylor, d’après Holtz et Kovacs (1991) – La construction géométrique permet d’obtenir
t90, le temps au bout duquel U90% est atteint. T90% en est déduit, puis cv est évalué
grâce à la formule (7)
34
Figure 21 – Relations théoriques entre U et T pour des tests de consolidation radiale,
d’après Trautwein, Olson, et Thomas (1981). N=5 pour le drainage centrifuge, N étant
le rapport du diamètre de l’échantillon sur le diamètre du drain
Taylor, 1948 McKinlay, 1961
Coefficient de consolidation vertical radial
Exposant du temps 0.5 0.465
Coefficient prolongement abscisse 1.15 1.218
0.848 0.335
Tableau 2 – Comparaison des coefficients utilisés par Taylor et McKinlay dans la
détermination du coefficient de consolidation
Dans le paragraphe traitant du phénomène de consolidation, il a été fait
mention de la consolidation de fonte. Ce type de consolidation peut être
observé lors de la fonte d’un sol gelé, qui contient de la glace de manière
saisonnière (dans le cas d’un cycle de gel/fonte) ou permanente (dans le
cas de la dégradation d’un pergélisol). Les tassements observés seront
35
alors le résultat du passage de l’eau solide en eau liquide et d’une
consolidation comme représenté sur la Figure 22. On remarque bien la
diminution de volume due au passage de l’eau solide à l’eau liquide sous la
pression puis la consolidation avec l’augmentation de la pression
jusqu’à . Dans le cas de la fonte totale d’un échantillon, l’allure de la
courbe de déformation en fonction de la contrainte appliquée serait alors
semblable à celle de la Figure 23. On remarque que dans ce cas, on
retrouve l’allure de la courbe œdométrique classique, avec un saut lors du
premier palier dû au drainage de l’eau en excès. La courbe est ensuite une
droite lorsque la pression est exprimée sur une échelle logarithmique.
Figure 22 – Courbe typique d'indice des vides en fonction de la pression d'un sol gelé
soumis à une fonte d’après Andersland et Ladanyi (2004)
36
Figure 23 – Courbe œdométrique d’un échantillon de sol gelé lors d’une consolidation
de fonte, données d’après Nixon (1973)
2.2.2.2 Théorie de consolidation de fonte unidimensionnelle
Si la fonte s’effectue très lentement, l’eau liquide pourra être drainée au
fur et à mesure de la fonte. Le phénomène de consolidation se produira
rapidement, sur une couche de sol très mince et on n’observera
pratiquement pas d’augmentation de pression interstitielle. Si au contraire
la fonte est soudaine, l’excès de pression interstitielle sera conséquent et
donc la consolidation se produira après la fonte.
Au-delà de la courbe typique de la Figure 22, la consolidation de fonte
des sols est conditionnée à la fois par les caractéristiques classiques de
consolidation du sol, mais également par des considérations d’ordre
thermique. L’augmentation de température conditionne l’évolution de
l’interface entre sol fondu et sol encore gelé et donc les conditions de
consolidation aux limites puisque la pression interstitielle dans le sol gelé
est nulle. La théorie de la consolidation de fonte unidimensionnelle
(Morgenstern et Nixon, 1971) allie les résultats de la théorie de la
0%
20%
40%
60%
80%1 10 100 1000
Dé
form
atio
n Δ
H/H
σ (kPa)
37
consolidation unidimensionnelle de Terzaghi et les relations de conduction
de chaleur dans les sols. Du point de vue de la consolidation, elle
comporte donc les mêmes limitations que la théorie de Terzaghi. Du point
de vue de la saturation des sols, on peut tomber dans le cas où un sol gelé
comporterait un volume de glace dont l’équivalent en eau liquide est
supérieur à ce que le squelette solide pourrait absorber, elle se place donc
dans le cas où le sol serait juste saturé.
La profondeur du front de fonte est régie par la relation donnée par
l’Equation (12) avec 𝛼 une constante (Nixon et McRoberts, 1973).
𝑋(𝑡) = 𝛼 √𝑡 (12)
Dans leurs travaux de 1973, Nixon et McRoberts donnent comme
approximation de 𝛼 :
𝛼 = √2𝑘𝑢𝑇𝑠
𝐿 (13)
Avec 𝑘𝑢 la conductivité du sol fondu, 𝑇𝑠 la température imposée en
surface, 𝐿 la chaleur latente de fusion volumétrique du sol gelé. La
température du sol gelé est alors estimée à 0 °C et le gradient de
température dans la couche de sol fondue, linéaire.
L’excès de pression d’eau lors de la fonte et le degré de consolidation
sont donnés en fonction du ratio de consolidation 𝑅 (Figure 24). 𝑅 est
présenté comme une mesure relative des taux d’augmentation et de
dissipation de l’excès de pression d’eau interstitielle (Equation (14)). On
peut l’interpréter de la manière suivante : si 𝑅 est élevé, le sol est
susceptible de fondre plus rapidement qu’il ne se draine, il est très
sensible. Si 𝑅 est faible, la vitesse de drainage du sol peut compenser sa
fonte, le sol est stable.
𝑅 = 𝛼2√𝑐𝑣 (14)
38
Cette théorie basée sur le calcul du ratio de consolidation de fonte
pour la prévision de l’excès de pression d’eau interstitielle et le degré de
consolidation de fonte, donne de très bons résultats par rapport aux tests
œdométriques menés en laboratoire (Nixon et Morgenstern, 1974).
Figure 24 – Consolidation de fonte unidimensionnelle (Morgenstern et Nixon, 1971)
Le plus simple des essais, qui ne demande pas de matériel particulier
est de laisser fondre un échantillon de sol et de laisser sédimenter les
particules solides. On peut ensuite déterminer en volume le pourcentage
d’eau en excès et donc estimer le tassement de fonte dû à la fonte de la
glace en excès (Andersland et Ladanyi, 2004).
Afin de vérifier la théorie de consolidation de fonte unidimensionnelle,
Morgenstern et Smith (1973) ont créé le permode (« permafrost
œdometer »), un œdomètre capable de contrôler les cycles de gel-dégel d’un
échantillon, de mesurer sa température en plusieurs points, ainsi que la
pression interstitielle. Le drainage se fait axialement, par le haut de
l’échantillon. Une coupe de l’appareil est montrée Figure 25.
39
Le permode fournit des résultats très complets, mais l’appareil est peu
répandu et reste limité à une utilisation dans un cadre de recherche
(Komex Consultants Ltd, 1983). Il n’existe pas d’essai standard pour la
caractérisation de la consolidation de fonte. Plusieurs méthodes ont été
proposées, basées sur une fonte, plus ou moins contrôlée de l’échantillon.
Figure 25 – Le permode, d'après Morgenstern et Smith (1973)
Selon Komex Consultants Ltd (1983), une méthode pratique et complète
est celle de Shannon and Wilson Consultants. Le matériel utilisé est un
œdomètre standard légèrement modifié pour améliorer son étanchéité.
L’échantillon est soumis à une première pression de 48 kPa en fonte libre.
Après stabilisation et fonte complète, un second palier à 96 kPa est réalisé
jusqu’à fin de la consolidation primaire de l’échantillon. La déformation de
l’échantillon au cours du temps lors des deux paliers de chargement est
consignée. Les résultats du test sont : les déformations de l’échantillon lors
de chaque palier ainsi que la déformation totale, le pourcentage de glace
en excès.
L’Université Laval réalise régulièrement des tests de caractérisation de
consolidation de fonte à l’aide d’un œdomètre sur mesure. La cellule de
test fait 102.01 mm de diamètre intérieur avec un drainage axial de
l’échantillon. Lors du dernier contrat réalisé, la hauteur initiale des
40
échantillons testés a varié de 54 à 117 mm. Les échantillons étaient placés
gelés dans la cellule de test à la température du laboratoire. Le protocole
prévoyait l’application d’un premier palier à 25 kPa en fonte libre, pendant
24 heures. Puis des paliers de 75 kPa et de 100 kPa ont été appliqués avec
24 heures entre chaque palier. Les courbes obtenues sont des courbes de
déformation en fonction de la contrainte appliquée, ainsi que des courbes
de déformation en fonction du temps pour chaque palier (Loranger et
Lemieux, 2014).
41
3 Pertinence du projet
3.1 Lacunes Deux difficultés majeures sont rencontrées dans le processus de
caractérisation actuel.
La première est l’échantillonnage. Le carottage du pergélisol est une
étape très délicate en raison de la chaleur dégagée lors du forage et du
type de sol rencontré. Le forage avec des foreuses lourdes permet
l’utilisation de carottiers à triple paroi avec circuit de refroidissement. Du
fait de la puissance des machines, les problèmes rencontrés lors du forage
sont limités, mais la mobilité de ces installations est faible et les coûts de
mise en œuvre élevés. Dans le cas de l’utilisation de foreuses plus légères,
sans fluide de forage, deux possibilités sont à envisager. En présence d’un
sol riche en glace et à grains de tailles diverses, les carottiers à couronne
diamantée et à paroi mince peuvent fournir des résultats satisfaisants. Ils
sont moins à l’aise dans la glace pure, dans les sols fins très pauvres en
glace ou dans les sols chauds contenant du sable. Le constat est le même
pour le carottier CRREL qui a pu montrer des performances supérieures
lorsque monté sur une plus grosse foreuse, mais qui ne permet pas
d’avancer en présence de cailloux.
La seconde difficulté est le rapatriement des échantillons au laboratoire.
Il faut maintenir les échantillons gelés et les apporter aux laboratoires qui
se trouvent généralement à des latitudes plus basses, souvent par voie
aérienne. La logistique à déployer pour ces essais est donc lourde et
couteuse.
42
3.2 Objectif Ce projet de recherche s’inscrit dans le cadre de l’amélioration des
techniques d’investigation pour l’identification de la sensibilité du
pergélisol à la fonte.
L’objectif de ce projet est de développer un carottier œdométrique
capable de mesurer in situ les propriétés de consolidation de fonte du
pergélisol. Au lieu de mettre en œuvre des moyens pour récupérer des
échantillons gelés de bonne qualité, d’assurer leur transport vers les
laboratoires, le carottier permettra de réaliser des essais de consolidation
de fonte et de produire des profils de données de consolidation de fonte en
fonction de la profondeur afin de supporter les décisions de construction
ou de maintenance d’infrastructures.
Les contraintes imposées pour le développement du carottier sont les
suivantes :
Le carottier doit pouvoir être utilisé avec une foreuse légère
mobile. La foreuse de référence est la Minuteman (description des
caractéristiques en Annexe G).
Le carottage doit être possible dans la plus grande variété de sols.
Le carottage des sols fins et sable gelés doit être assuré. Le
problème des cailloux doit être minimisé.
Le carottier doit être capable de caractériser au moins le premier
mètre de pergélisol, pour les pergélisols situés au maximum 2 m
sous la surface naturelle du sol. La profondeur de travail sera
atteinte par tubage.
Le maintien dans les conditions thermiques d’origine des parois
du trou de forage doit être assuré lors des opérations de forage et
lors de la réalisation de l’essai de consolidation de fonte.
La fonte de l’échantillon doit être effectuée au sein du carottier.
43
La consolidation de l’échantillon doit pouvoir être effectuée sous
un niveau de pression choisi par l’utilisateur. La pression
maximum doit au moins être équivalant à la pression engendrée
par la construction d’un remblai de 5 m.
L’échantillon consolidé doit pouvoir être récupéré pour
l’identification et la classification du sol.
L’ensemble des opérations doit permettre de réaliser plusieurs
caractérisations dans une journée.
L’outil doit être démontable afin de faciliter les opérations
d’entretien et de changement de pièces.
45
4 Description du carottier Le paragraphe qui suit est une description générale du carottier
œdométrique. Une description plus détaillée de certains points est faite
dans la partie suivante. Le carottier présenté ici ne permet pas d’atteindre
2 m de profondeur, comme stipulé dans les contraintes. Pour ce faire, il est
nécessaire d’ajouter des rallonges, non présentées dans ce document.
L’apparence de l’invention est celle d’un carottier avec tarière double
(Figure 26). La longueur approximative totale du carottier avec sa tête
d’entrainement est de 130 cm. Le diamètre extérieur du carottier avec les
lames de coupe est de 80 mm et de 76 mm sans. Le carottier œdométrique
permet de former des carottes de 30 mm de diamètre et de 326 mm de
hauteur. Lors des opérations de carottage, les débris sont convoyés en
surface par une tarière double dont l’angle est de 23 ° au niveau de la tête
de forage, puis de 25 ° pour le reste du carottier. L’utilisation de fluide de
forage n’est pas nécessaire. L’essai de consolidation de fonte est réalisé sur
les 200 mm de hauteur de la partie supérieure de la carotte.
Le carottier est modulaire : chaque partie peut être démontée pour
nettoyage ou remplacement. On distingue (Figure 27) les ensembles
suivants :
L’ensemble tête (Figure 27, n°1)
La partie inférieure (Figure 27, n°2)
La partie supérieure (Figure 27, n°3)
Le tube de lecture (Figure 27, n°4)
L’accouplement (Figure 27, n°5)
La transmission de puissance entre les trois premiers éléments est
assurée par cannelures. Le maintien en position de ces liaisons
démontables se fait grâce à quatre vis à épaulement (diamètre
46
d’épaulement de 4 mm) leur étanchéité est assurée par des joints toriques
(Figures 28 et 29). La transmission de puissance entre la partie supérieure
et le tube de lecture ainsi qu’entre le tube de lecture et l’accouplement est
assurée par des vis à épaulement (0.25" (6.35 mm) de diamètre
d’épaulement). Les parties métalliques du carottier sont en inox, sauf les
dents de coupe, le tube à dents de carbure, le tube de lecture et
l’accouplement.
48
Figure 27 – Carottier œdométrique partiellement démonté
5 : Accouplement hexa
4 : Tube de lecture
3 : Partie supérieure
2 : Partie inférieure
1 : Ensemble tête
49
Figure 28 – Vue de la transmission de puissance par cannelures de l’ensemble tête
(photo en haut)/partie inférieure (photo en bas) et par crabot du tube à dents de
carbure/partie inférieure
50
Figure 29 – Vue de la transmission de puissance par cannelures entre la partie
inférieure (en haut) et la partie supérieure (en bas)
La tête de forage combine un effet de découpe par copeau avec un effet
de scie qui permet une découpe nette de l’échantillon. L’ensemble tête
comprend (Figure 30) :
La tête de coupe (Figure 30, n°1)
Les deux supports de lame (Figure 30, n°2)
51
Les deux lames de coupe (Figure 30, n°3)
Le tube à dents de carbure (Figure 30, n°4)
Les lames de coupe sont en acier à outil S7 avec des inserts en carbure
à gros grains (résistant aux impacts) (Figure 31). Les lames de coupe ont
un angle de coupe de 35 °, un angle de taillant de 45 ° et un angle de
dépouille de 10 °. Le maintien en position des lames de coupe sur les
supports de lame de coupe est assuré par une vis à tête fraisée (Figure 31,
n°1). Les supports de lame sont maintenus en position sur la tête de coupe
par deux vis CHC (Figure 30, n°5). Les supports de lame comprennent
également des emplacements pour d’éventuelles vis de réglage de l’angle de
dégagement (Figure 30, n°6). La transmission de la rotation au tube à
dents de carbure se fait par crabot. Tous les filetages de l’ensemble tête
sont des filetages 1/4-20.
1
2
3
4
5
6
52
Figure 30 – Ensemble tête – 1 : tête de coupe ; 2 : support de lame (x2) ; 3 : lame de
coupe (x2) ; 4 : tube à dents de carbure ; 5 : vis de fixation du support de lame ; 6 :
emplacement pour vis de réglage de l’angle de dégagement
Figure 31 – Ensemble tête – détail lame de coupe – 1 : vis de fixation de la lame sur
son support ; 2 : lame de coupe, support de l’insert ; 3 : lame de coupe, insert en
carbure
La partie inférieure est constituée : du tube extérieur bas, du filtre
(Figure 32, n°1) et de l’élément chauffant monté sur le fourreau avec ses
thermistances et sa connectique (Figure 32, n°2).
Le tube extérieur est fabriqué à partie d’un simple tube sur lequel sont
soudés aux extrémités deux manchons et sur sa surface extérieure la
tarière double. Les noms des manchons sont « manchon haut » et
« manchon bas » selon leur position l’un par rapport à l’autre lorsque le
carottier est en position de forage. Le filtre en inox 316L fritté poreux est
glissé dans le fourreau comme montré sur la Figure 32. Le joint torique se
retrouve donc du côté de la tête du carottier. Ce joint permet d’empêcher
les particules de sol de se glisser entre le fourreau et le filtre. L’élément
3
2
1
53
chauffant est tenu autour du fourreau grâce à un adhésif résistant à la
chaleur. Alimenté en 120 V alternatif, il offre une puissance de 175 W et
recouvre le fourreau sur une hauteur de 190 mm. Deux thermistances
permettent d’assurer le suivi de sa température. Les fils de l’élément
chauffant et des thermistances sont regroupés dans un connecteur à faible
encombrement (Figure 36) dans lequel est glissé un joint torique pour le
protéger de l’humidité. L’espace disponible entre l’élément chauffant et le
tube extérieur bas agit en tant qu’isolant thermique et limite la dissipation
de chaleur vers le sol environnant. L’eau drainée lors de la fonte de la
carotte de sol est confinée à l’intérieur du fourreau grâce à un joint en bas
du fourreau (Figure 32) et grâce au joint d’étanchéité réalisé avec la partie
supérieure (Figures 33 et 35). L’espace entre le tube extérieur bas et le
fourreau est donc au sec.
Figure 32 – Partie inférieure – Le filtre (1), le fourreau et l’élément chauffant (2) –
L’insertion du filtre se fait selon la flèche
La partie supérieure est constituée (Figure 33) : du piston, de deux
rotules, du vérin à tige traversante (Figure 34), du support de vérin
(Figure 34), du tube extérieur haut. La fabrication du tube extérieur haut
est similaire au tube extérieur bas et le système d’appellation des
manchons également. Le tube extérieur haut réalise également l’étanchéité
du fourreau du filtre et permet de garder au sec l’élément chauffant et le
2
1
54
vérin. La construction du tube extérieur haut permet le passage de la
connectique nécessaire au fonctionnement de l’élément chauffant
(Figure 35), au monitorage de ce dernier et le passage du tuyau
d’évacuation de l’eau de fonte (Figure 33).
Comme on peut le voir sur la Figure 33, deux rotules sont montées en
parallèle au bout de la tige du vérin, avant le piston, pour limiter
l’hyperstatisme du montage. Le piston se déplace dans le filtre de la partie
inférieure. L’étanchéité entre le piston et le filtre est réalisée grâce aux
joints à lèvre. En aval, la tige du vérin coulisse dans l’ouverture
étanchéifiée par un joint torique du tube extérieur de la partie supérieure.
La tige traversante du vérin (Figure 34), permet de récupérer l’information
de position de la tige en amont du vérin, dans le tube de lecture. Le circuit
pneumatique fonctionne sous un maximum de 10 bars. A cette pression,
une charge théorique de 373 kPa est appliquée sur l’échantillon.
55
Figure 33 – Vue de la partie inférieure de la partie supérieure
Tube extérieur haut
Tige du vérin
Evacuation de
l’eau drainée
Etanchéité
Rotule 1
Rotule 2 Joint piston 1
Joint piston 2
Piston
56
Figure 34 – Vérin à tige traversante, vissé dans le support vérin – La tige « descend »
vers la droite
Figure 35 – Vue du tube extérieur haut et du fourreau
Figure 36 – Connecteur électrique
Le tube de lecture (Figure 37) permet de visualiser le déplacement de la
partie supérieure de la tige traversante du vérin pneumatique sur un
Passage des câbles Tube extérieur haut
Fourreau
57
vernier. Il sert également de sortie aux connexions pneumatiques et
électriques du carottier ainsi qu’à la conduite d’évacuation de l’eau.
L’accouplement (Figure 38) permet d’adapter le carottier sur la foreuse
Minuteman. L’embout est un embout hexagonal 13/16" (20.638 mm) avec
blocage par goupilles de 3/8" (9.525 mm) de diamètre.
La Figure 39 offre une vue du modèle 3D en coupe pédagogique et situe
les éléments décrits ci-dessus. Le montage général du carottier se fait de la
manière suivante :
1. Vissage du vérin dans le support vérin et passage de la
connectique pneumatique et électrique dans le support vérin
2. Assemblage du support vérin dans le tube extérieur haut et
passage de la connectique à travers l’ouverture du tube extérieur
haut
3. Vissage des rotules et du piston sur la tige du vérin
4. Insertion du filtre dans le fourreau
5. Fixation du fourreau sur le tube extérieur haut
6. Branchement électrique et rangement du connecteur dans le
tube extérieur haut
7. Insertion de la partie supérieure et du fourreau dans le tube
extérieur bas
8. Insertion du tube à dents de carbures dans la tête
9. Assemblage des lames de coupe sur les supports de lame puis
des supports de lame sur la tête
10. Assemblage de l’ensemble tête sur la partie inférieure
11. Assemblage des tiges de forage suivies de l’accouplement
12. Lors des essais, montage du tube de lecture juste en dessous de
l’accouplement
59
Figure 39 – Vue d’ensemble du carottier en coupe pédagogique
Accouplement hexa
Tube de lecture
Tige du vérin
Support de vérin
Conduits pour la connectique
Tube extérieur haut
Tige du vérin
Rotule 1
Rotule 2
Piston
Fourreau
Filtre
Elément chauffant
Tête de forage
Lame de coupe
Tube extérieur bas
60
L’équipement intégré dans le carottier permet de réaliser une succession
d’essais de consolidation de fonte pour effectuer un profil de
caractérisation en profondeur du pergélisol.
Pour son fonctionnement, le carottier a besoin d’une foreuse légère,
d’une source de courant électrique et d’une source d’air comprimé. Le
forage commence par un tubage dont le but est d’atteindre le pergélisol, où
les essais de tassement seront effectués. Pour faire ce tubage, une tarière
creuse équipée d’un train de tige de forage est utilisée. Le diamètre
intérieur de la tarière creuse doit être assez grand pour permettre le
passage du carottier œdométrique. Une fois le pergélisol atteint, le train de
tige est remonté, et un bon ancrage du tubage dans le pergélisol est assuré
en continuant le forage de la tarière creuse sans le train de tige. Un
premier carottage est effectué par le carottier œdométrique jusqu’à la
pleine capacité de carottage de l’outil. Une fois la carotte de pergélisol
formée dans le carottier, l’élément chauffant électrique entraîne son dégel.
Le piston actionné par le vérin pneumatique à tige traversante vient
compresser la carotte de sol à une pression choisie par l’utilisateur. L’eau
contenue dans la carotte de sol est drainée de manière radiale à travers le
filtre. Elle s’accumule au-dessus du piston et sera évacuée en surface
grâce à une canalisation dédiée, lors de la remontée du piston. Le relevé
du tassement de fonte se fait par mesure du déplacement vertical de la tige
du vérin pneumatique. Une fois l’essai terminé, le piston est remonté et le
carottage se poursuit jusqu’au nouveau remplissage du carottier. Un
nouvel essai de tassement de fonte est reproduit. Cette succession
carottage-essai de tassement de fonte est enchainée jusqu’à obtenir une
carotte entière de sol drainé consolidé, qui remplit le carottier.
L’avancement du carottier n’étant plus possible, on remonte l’échantillon
sec en surface. Cet échantillon peut être gardé selon les besoins de la
campagne de caractérisation.
61
5 Conception
5.1 Structure du carottier
5.1.1 Diamètre extérieur du carottier
La puissance d’une foreuse rotative conditionne le diamètre maximum
des outils utilisés. La puissance minimale requise pour l’opération de
forage augmente avec le diamètre de l’outil utilisé. La procédure de forage
pour l’utilisation du carottier œdométrique prévoit de réaliser un tubage
jusqu’à un maximum de 2 m de profondeur sous le sol naturel. Le choix
du diamètre du carottier a donc été réalisé de telle sorte que le carottier
puisse passer dans la tarière creuse dont le diamètre intérieur est le plus
grand que la foreuse Minuteman puisse faire pénétrer à 2 m de
profondeur.
D’après la documentation constructeur de la foreuse (Annexe G), la
Minuteman est capable d’enfoncer une tarière de 76.2 mm à 9.1 m et une
tarière de 304.8 mm à 0.91 m. Une fonction puissance a été choisie pour
décrire une relation entre le diamètre de la tarière et la profondeur de
forage (Figure 40) et pouvoir extrapoler les données. La foreuse devrait
donc être capable d’atteindre 2 m de profondeur avec une tarière de
diamètre 191 mm (7.5’’). La tarière creuse standard qui se rapproche le
plus de ces dimensions est une tarière de 3.25’’ de diamètre intérieur
(82.6 mm). Le diamètre extérieur du carottier a été fixé à 76 mm avec une
tête de coupe pouvant faire 80 mm de diamètre.
62
Figure 40 – Estimation de la capacité de la foreuse Minuteman – Diamètre de tarière
en fonction de la profondeur de forage maximale atteinte
5.1.2 Résistance
Le dimensionnement pour la résistance du carottier s’est fait en
considérant qu’un couple maximum de 480 Nm lui serait appliqué lors des
opérations de carottage. Ce couple correspond au couple maximal fourni
par la foreuse. Les effets dynamiques ne sont pas pris en compte ici étant
donné le faible rayon de l’outil, et la faible vitesse de rotation. L’effort axial
maximum appliqué au carottier est supposé être celui nécessaire à la
rupture en traction d’un cylindre de glace de 80 mm de diamètre, soit
10 kN (résistance en traction de la glace = 2 MPa (Druez, Cloutier, et
Claveau, 1987)).
Les calculs de résistance à la torsion ont été réalisés sur les sections les
plus critiques du carottier. Les soudures et les vis à épaulement ont été
dimensionnées en cisaillement. Les cannelures ont été dimensionnées
pour des conditions de non-matage.
y = 288,81x-0,60
0
50
100
150
200
250
300
350
0 2 4 6 8 10
Dia
mè
tre
de
tar
ière
(m
m)
Profondeur atteinte (m)
63
5.1.3 Etanchéité
Des joints toriques assurent l’étanchéité du carottier. En raison des
fortes contraintes d’encombrement au rayon du carottier, les joints
assurant l’étanchéité des liaisons par cannelures ont d’abord été placés
pour travailler en compression axiale. Le montage du carottier était alors
très difficile puisque la compression des joints devait être faite par le
monteur afin d’assurer le bon alignement des trous pour le montage des
vis à épaulement. La compression axiale des joints provoquait également
des contraintes au niveau des vis à épaulement, rendant le démontage du
carottier difficile.
Des modifications ont donc été faites pour que les joints situés au
niveau des cannelures réalisant l’assemblage de la partie inférieure avec la
partie supérieure ainsi que l’assemblage du support de vérin avec le tube
extérieur haut travaillent en compression radiale. Le montage et le
démontage du carottier ont été rendus plus faciles. Ce changement n’a pas
pu être réalisé pour l’étanchéité entre l’ensemble tête et la partie inférieure.
5.1.4 Caractéristiques de coupe
5.1.4.1 Evolution de la tête de forage
La conception initiale de la tête de forage a posé des problèmes lors des
premiers essais de carottage. Elle a donc été modifiée sur trois points : le
passage des débris, les lames de coupe et les dents du tube dents en
carbure.
Le premier test de carottage a été réalisé avec une tête qui offrait un
passage pour les débris de forage trop faible. Les débris de sols ne
pouvaient pas être évacués et restaient proches des lames de coupe pour
former un bouchon que ce soit pour un carottage dans la glace ou dans un
64
sol gelé, comme on peut le voir sur les Figures 41 et 42. L’agrandissement
de ce passage a résolu le problème (Figure 43).
Figure 41 – Obstruction au passage des débris de forage dans un sol fin riche en glace
– Forme initiale de la tête de forage
65
Figure 42 – Obstruction au passage des débris de forage dans la glace – Forme initiale
de la tête de forage
Figure 43 – Efficacité de la modification du passage des débris de forage
66
En même temps que le problème d’évacuation des débris de forage, il a
été constaté que les lames de coupe (à l’origine réalisées entièrement en
acier à outil trempé) s’usaient très vite (Figure 44).
Figure 44 – Usure des lames en acier à outils
La mise en place d’inserts en carbure résistant aux impacts et
beaucoup plus durs que l’acier à outil trempé a réglé ce problème. La
Figure 45 montre les lames avec insert en carbure après 30 forages. Une
légère usure est visible, mais les lames sont encore en bon état.
67
Figure 45 – Faible usure des inserts en carbure, après plus de 30 forages
5.1.4.2 Géométrie des lames
Les principaux éléments géométriques d’un outil de coupe sont définis
sur la Figure 46. Une distinction est faite entre les angles apparents qui
peuvent être définis lorsque la machine n’est pas en train de forer et les
angles réels qui varient selon le chemin de pénétration de l’outil.
Figure 46 – Définition des angles d'outils – Angles de coupe : réel (β1)réel (A), apparent
(β1)app (B) – Angles de dépouille : réel (β2)réel (a), apparent (β2)app (b) – Angle de
dégagement effectif (β2)eff : (c) – D’après (Mellor, 1976)
68
Selon Mellor (1977), un angle de dépouille réel ne devrait jamais être
inférieur à 5 ° pour des considérations dynamiques (Equation (15)).
(𝛽2)𝑟é𝑒𝑙 > 5 ° (15)
D’après la Figure 46, en appelant 𝛼 l’angle du chemin de pénétration, on
peut écrire :
(𝛽2)𝑎𝑝𝑝 > 𝛼𝑚𝑎𝑥 + 5 ° (16)
Dans notre configuration, le dégagement de la lame par rapport au
support de lame est de 5 mm et la distance annulaire entre une lame et
l’ouverture devant la lame suivante correspond à environ 45 % du
périmètre (Figure 47). La vitesse de pénétration maximum est donnée par
l’Equation (17). On obtient des vitesses de pénétration maximum de 19.4,
37, 64 mm/s à respectivement 105, 200 et 345 tr/min.
𝑈𝑚𝑎𝑥 =
𝑑é𝑔𝑎𝑔𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 × 𝑁
%𝑜𝑐𝑐𝑢𝑝𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑠𝑢𝑝𝑝𝑜𝑟𝑡 𝑑𝑒 𝑙𝑎𝑚𝑒
𝐴𝑣𝑒𝑐 𝑁 𝑙𝑎 𝑣𝑖𝑡𝑒𝑠𝑠𝑒 𝑑𝑒 𝑟𝑜𝑡𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑢 𝑐𝑎𝑟𝑜𝑡𝑡𝑖𝑒𝑟
(17)
Dans la pratique, 12 mm/s de vitesse de pénétration, correspond déjà à
2 tours de manivelle de la Minuteman par seconde. A cette vitesse, la
valeur de l’angle 𝛼 varie entre 0.5 ° pour 𝑁 = 345 tr/min et 𝑟 = 40 mm et
3.8 ° pour 𝑁 = 105 tr/min et 𝑟 = 17.5 mm (Equation (18)).
Dans ces conditions, un angle de dépouille apparent de plus de 8.8 ° est
satisfaisant.
Concernant l’angle de coupe, plus sa valeur augmente, plus les efforts
de coupe à fournir par la foreuse diminuent. Saito et Yoshikawa (2007)
conseillent d’utiliser un angle de coupe apparent proche de 30 ° pour des
lames en carbure et des sols de l’argile au sable. Pour assurer la résistance
𝛼𝑚𝑎𝑥 = tan−1 (
𝑈𝑚𝑎𝑥
2π 𝑟 𝑁) (18)
69
de la lame, il a été imposé un angle de taillant de 45 °. L’angle de dépouille
est fixé à 10 °, l’angle de coupe est donc de 35 °.
Figure 47 – Angle d’ouverture de la tête de forage
5.1.4.2.1 Vérification de la capacité de la tarière
Pour vérifier la capacité d’une tarière, on calcule de coefficient de
glissement entre la tarière et les parois du trou de forage 𝐹𝑠. L’expression
de la vitesse de convoyage vertical 𝑢 s’écrit :
𝑢 = 𝐹𝑠 𝑁 𝑝
𝐴𝑣𝑒𝑐 𝑝 𝑙𝑒 𝑝𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑡𝑎𝑟𝑟𝑖è𝑟𝑒, 𝑖𝑐𝑖 60 𝑚𝑚 𝑒𝑡 𝑁 𝑙𝑎 𝑣𝑖𝑡𝑒𝑠𝑠𝑒 𝑑𝑒 𝑟𝑜𝑡𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 (19)
On veut que la capacité de convoyage soit supérieure au volume par
unité de temps de débris produits par le forage. En prenant en compte 𝑢 la
vitesse de convoyage,𝑎 l’aire disponible pour le convoyage, 𝑝 le pas de la
tarière, 𝑒 l’épaisseur de la tarière, 𝐾𝑏 un coefficient de gonflement
(changement de volume lors de la coupe du sol, augmentation de la
porosité), 𝐴 l’aire de découpe et 𝑈 la vitesse de pénétration de l’outil, cette
condition s’écrit :
16 °
70
𝑢 𝑎 (𝑝 − 𝑒) > 𝐾𝑏 𝑈 𝐴 𝑝 (20)
En prenant 𝑅𝑐 le rayon de la carotte, 𝑅𝑖 le rayon intérieur de la
tarière, 𝑅𝑒 le rayon extérieur de la tarière,𝑅𝑒𝑡 le rayon extérieur de la tête de
forage, on obtient :
𝐹𝑠 >
𝑈
𝑁 𝑝𝐾𝑏 (1 − 𝑒 𝑝⁄ )
1 − (𝑅𝑐 𝑅𝑒𝑡⁄ )2
1 − (𝑅𝑖 𝑅𝑒⁄ )2
𝑒𝑥𝑒𝑚𝑝𝑙𝑒 ∶ 𝐹𝑠 >12 ∗ 60
105 ∗ 60 2 (1 − 2 30⁄ )
1 − (15 40⁄ )2
1 − (28 38⁄ )2
(21)
Avec 𝐾𝑏 = 1.85 (Mellor, 1976) on obtient des valeurs de 0.40, 0.21 et 0.12
pour respectivement des vitesses de rotation de 105, 200 et 345 tr/min.
On obtient des coefficients de glissement minimum faibles, ce qui est
réconfortant quand a la capacité de la tarière à acheminer les débris de
forage en surface. Le coefficient de sécurité augmente avec la vitesse de
rotation.
5.1.5 Conception et fabrication
La conception du carottier œdométrique a été réalisée sur Pro/E, logiciel
de conception assistée par ordinateur. La fabrication a en grande partie été
effectuée dans l’atelier de génie mécanique de l’Université Laval.
L’équipement pneumatique a été acheté chez Festo, les filtres ont été
achetés chez GNK Sinter Metals. La tarière double, les inserts en carbure
des lames de coupe ainsi que les dents en carbure du tube à dents en
carbure ont été fabriqués et soudés par Carbudiam.
Le coût total de la fabrication du carottier équipé de six filtres est estimé
à 11.3 k$, le détail est donné Tableau 3.
71
Prix ($) Quantité
Fabrication à l'Université Laval 8000 1
Fabrication tarière et dents carbure tube 1276 1
Fabrication lames de coupe 150 2
Circuit pneumatique 851 1
Filtres 1000 6
Total 11 277
Tableau 3 – Coûts de fabrication du carottier
5.2 Système de chauffage Dans cette partie est détaillée la démarche suivie pour le
dimensionnement et le montage de l’organe destiné à faire fondre la carotte
de sol dans le carottier.
5.2.1 Elément chauffant
5.2.1.1 Choix technologique
Un rapide calcul permet d’estimer la puissance minimum à fournir à
l’échantillon. Si on considère qu’il est entièrement en glace (cas le plus
défavorable en terme de temps de fonte) et que l’on veut le faire fondre en
moins de 5 minutes, avec une température initiale de -5 °C, l’Equation (22)
nous indique que l’élément chauffant doit fournir une puissance minimum
de 140 W.
72
𝑃 =
(𝐶𝑣 ∆𝑇 + ∆𝐻𝑓𝑢𝑠𝑖𝑜𝑛 𝑒𝑎𝑢) 𝑚
𝑡
𝑃 𝑙𝑎 𝑝𝑢𝑖𝑠𝑠𝑎𝑛𝑐𝑒 à 𝑓𝑜𝑢𝑟𝑛𝑖𝑟 à 𝑙′é𝑐ℎ𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝑙𝑜𝑛
𝐶 𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑝𝑎𝑐𝑖𝑡é 𝑡ℎ𝑒𝑟𝑚𝑖𝑞𝑢𝑒 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑖𝑞𝑢𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑔𝑙𝑎𝑐𝑒
𝑚 𝑙𝑎 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑐𝑎𝑟𝑜𝑡𝑡𝑒
∆𝑇 𝑙′é𝑐𝑎𝑟𝑡 𝑑𝑒 𝑡𝑒𝑚𝑝é𝑟𝑎𝑡𝑢𝑟𝑒
∆𝐻𝑓𝑢𝑠𝑖𝑜𝑛 𝑒𝑎𝑢 𝑙′𝑒𝑛𝑡ℎ𝑎𝑙𝑝𝑖𝑒 𝑑𝑒 𝑓𝑢𝑠𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑙′𝑒𝑎𝑢
(22)
Un chauffage axial de l’échantillon pose le problème de l’intégration du
système sur le piston mobile et le temps de fonte, plus grand comparé à un
chauffage radial. De plus avec un chauffage axial, la hauteur d’échantillon
dégelé est plus difficile à connaitre qu’avec un chauffage radial qui impose
déjà une hauteur de fonte.
Le choix technologique pour la fonte de l’échantillon s’est porté vers
l’élément électrique résistif en raison notamment de son faible
encombrement. La circulation d’un fluide caloporteur aurait été
compliquée et plus couteuse à mettre en œuvre.
Les éléments résistifs chauffants peuvent prendre différentes formes,
allant du fil chauffant aux plaques chauffantes, rigides ou souples. Pour
un encombrement faible, les plaques souples peuvent convenir. Il existe
plusieurs technologies : bandes souples en caoutchouc de silicone avec
circuit bobiné ou imprimé et bandes en polyimide avec circuit imprimé.
Les ordres de grandeur des épaisseurs courantes pour chaque produit
sont respectivement de 1.4 mm, 0.6 mm et 0.2 mm. Le prix augmente avec
la diminution de l’épaisseur. La bande chauffante choisie est une bande en
caoutchouc de silicone avec circuit bobiné. Elle doit être alimentée en
courant alternatif de 120 V au maximum et a une puissance de 175 W.
Ses dimensions sont de 119 mm x 190 mm avec une épaisseur générale de
73
1.52 mm, 4.5 mm au niveau de la connexion des fils de diamètre
0.812 mm.
Figure 48 – Elément chauffant
L’air est un très bon isolant thermique. L’espace libre laissé entre
l’élément chauffant et la paroi intérieure du carottier assure l’isolation
thermique vers l’extérieur du carottier.
5.2.1.2 Vérification des performances du design
5.2.1.2.1 TEMP/W
TEMP/W est un logiciel de Geo-slope International qui fait partie d’une
suite de logiciels de simulation par éléments finis spécialisés en
géotechnique. TEMP/W constitue le volet de la suite permettant de
modéliser les transferts de chaleur dans le sol. Il dispose d’une interface
utilisateur simple et la prise en main du logiciel est facilitée par le fait que
les équations utilisées dans les calculs par éléments finis sont déjà
intégrées au logiciel.
Afin de mieux comprendre le fonctionnement de TEMP/W et de se
rassurer sur la fiabilité des résultats, une simulation simple a été réalisée
puis confrontée aux résultats obtenus par un calcul analytique (Annexe A)
74
5.2.1.2.2 Définition du problème
Les objectifs de la vérification des performances du design sont de :
donner des courbes d’évolution de la fonte d’une carotte de
pergélisol type en fonction de sa teneur volumétrique en glace
vérifier que l’isolation du carottier est suffisante dans chaque cas
Quatre simulations ont été réalisées pour ce problème à symétrie axiale.
Les caractéristiques thermiques des matériaux sont données dans le
Tableau 4. Les simulations ont été réalisées en considérant une teneur en
eau volumétrique de sol de 10, 50 et 90 % (m3/m3). La puissance dégagée
par l’élément chauffant électrique est de 7.75 kW/m2. Dans les trois
premières simulations, l’étude se fait proche du centre de l’élément
chauffant : les transferts de chaleur se font uniquement de manière radiale
(Figure 80). Dans la quatrième simulation, les effets de bords sont
étudiés : des flux thermiques axiaux sont également considérés avec un
sol dont la teneur en eau est de 50 % (m3/m3). Les conditions aux limites
sont les mêmes pour les quatre simulations. La température de départ du
système est de -5 °C, au temps 𝑡 = 0 𝑠, on applique un flux thermique de
7.75 kW/m2 au niveau de l’emplacement de l’élément chauffant pendant
6.5 minutes.
Pour les simulations à transfert de chaleur radial, le maillage est
constitué d’éléments rectangulaires à 8 nœuds de 0.3 mm de côté. Le
nombre de pas de calcul est de 90 000 pour les quatre-vingt-dix premières
secondes de simulation, suivant un incrément de temps exponentiel, le
premier pas de calcul étant de 0.0001 s. Le pas de calcul est de 0.0033 s
pour les trois-cents secondes restantes. La convergence a été atteinte en
chaque nœud. Pour la simulation radiale et axiale, le maillage est
constitué d’éléments rectangulaires à 8 nœuds de 1 mm de côté et
d’éléments rectangulaires à 8 nœuds ou triangulaires à 6 nœuds plus
75
grossiers pour le sol à l’extérieur du carottier. Les pas de calculs ont été
semblables aux autres simulations.
Inox air sol
Conductivité thermique non gelé
(W/m/°C) 16.2 0.025 1.35
Conductivité thermique gelé
(W/m/°C) 16.2 0.025 1,8
Capacité thermique volumique non gelé
(kJ/m3/°C) 4000 1.205 2480
Capacité thermique volumique gelé
(kJ/m3/°C) 4000 1.205 1810
Tableau 4 – Caractéristiques thermique des matériaux (Simulation Temp/W)
5.2.1.2.3 Résultats
Les résultats des calculs se trouvent en Annexe B. Sans surprise,
l’échantillon qui a mis le plus de temps à dégeler est celui à 90 % (m3/m3)
de teneur en eau, avec une température de 0 °C atteinte au centre de
l’échantillon en 81 secondes. Les échantillons de sol à 10 et 50 % (m3/m3)
de teneur en eau ont été dégelés en respectivement 72 et 74 secondes. Au
bout des 6.5 minutes, on remarque que les températures atteintes sur la
face extérieure de l’échantillon et sur l’élément chauffant sont
respectivement de 92 °C et 94 °C. Ces températures sont atteintes au
rythme d’environ 13 °C/min. Les températures à l’extérieur du carottier
restent en dessous de -3 °C.
Au bout de 90 secondes, la quatrième simulation montre qu’à
l’extrémité de l’élément chauffant il reste une partie de l’échantillon qui
n’est pas dégelée (Annexe B). La fonte s’est par contre effectuée le long de
la paroi du filtre, jusqu’à 1.5 cm au-delà de l’élément chauffant. Le front
de fonte entraîne la formation d’une « pointe gelée », orientée vers le centre
de l’échantillon qui pénètre à environ 1 cm au niveau de l’axe central de
l’échantillon.
76
5.2.1.2.4 Validation
Les résultats obtenus sont satisfaisants : dans les cas simulés, on
atteint la fonte de l’échantillon en moins de 80 secondes, bien avant que le
sol environnant ne soit impacté. Le profil de fonte montre qu’en bordure de
l’élément chauffant, le bord de l’échantillon fond, mais pas le centre, ce qui
dans le cadre d’une consolidation pourrait introduire une erreur dans la
mesure des déformations. Un paramètre qui est à contrôler est la
température de l’élément chauffant. Les simulations sur Temp/W ont
montré que cette dernière pouvait monter au-dessus de 90 °C en
6 minutes de chauffe, à la vitesse de 13 °C/min. Afin d’éviter de porter à
ébullition l’eau contenue dans le carottier, l’élément chauffant doit être
régulé en température. En raison des résultats obtenus lors de la
quatrième simulation, l’incertitude sur la hauteur de fonte sera de l’ordre
de 6 %. La hauteur de fonte prise pour les calculs est fixée à 190 mm.
5.2.2 Régulation de la puissance de chauffe
5.2.2.1 Besoin
Porter à ébullition l’eau contenue dans l’échantillon mènerait à la
production de vapeur et à une montée en pression dans le carottier. Le
contrôle de la température au sein du carottier est nécessaire pour
empêcher une surchauffe. La plage de température d’intérêt est de
0° C/100 °C.
5.2.2.2 Traitement des données de température et contrôle de l’élément chauffant
Le CompactRio est un système de contrôle et de surveillance embarqué
doté d’un contrôleur et d’un châssis modulaire. Il est idéal pour la
réalisation de prototypage. En raison de sa disponibilité au laboratoire et
de sa flexibilité, il a été choisi pour assurer le traitement des données du
77
système, leur affichage et le contrôle de l’élément chauffant. L’interface de
programmation et de monitorage est réalisée sur le logiciel PC LabView de
National Instrument.
Le CompactRio est utilisé avec trois modules :
Un module d’entrées analogiques 32 voies de +/- 200 mV à +/-
10 V (NI 9205)
Un module de sorties analogiques 4 voies +/- 10 V (NI 9263)
Un module de sorties analogiques 4 voies de 0 à 20 mA (NI 9265)
Un boitier externe avec un relais commandé en 0 – 10 V par le
CompactRio permet le contrôle de l’alimentation de l’élément chauffant. Ce
montage permet également le contrôle de la puissance de chauffage (voir
paragraphe 5.2.2.3.2)
5.2.2.2.1 Régulation PID
La régulation de la température est réalisée par un régulateur PID5 sur
Labview. Ce type de régulateur permet de délivrer un signal de commande
en fonction de la différence entre la consigne et la mesure dans le but de
réguler un procédé. Comme son nom l’indique, il fournit une action
proportionnelle, une action intégrale et une action dérivée. L’action
proportionnelle correspond à la vitesse de la régulation. Elle agit donc au
niveau de la rapidité de la correction. Son gain est multiplié à l’erreur pour
fournir un signal de commande, la correction est instantanée. Un gain trop
élevé peut mener à un système instable. L’action intégrale correspond à la
précision de la régulation. Elle complète la correction proportionnelle en
agissant sur l’erreur statique. L’action dérivée correspond à l’accélération
de la réponse. Elle agit au niveau de la stabilité du système. Elle est donc
particulièrement importante dans notre cas puisque nous travaillons sur
5 Proportionnel, Intégral, Dérivé
78
un système de régulation de température avec des transferts de chaleur
par conduction donc où l’inertie est importante. La correction dérivée va
permettre d’empêcher le système de s’emballer. Il est facile de chauffer le
carottier, mais pas de le refroidir. Nous recherchons donc un système très
stable avec des dépassements faibles de la consigne de température.
Les signaux délivrés par les capteurs de température sont filtrés par un
filtre passe-bas dans Labview pour éliminer les perturbations induites par
l’alimentation de l’élément chauffant et rendre le PID plus fiable,
notamment au niveau de la correction dérivée.
Les paramètres du PID ont été déterminés par l’expérience dans
l’objectif d’avoir un système avec très peu de dépassement (10 °C au
maximum) et le plus rapide possible.
5.2.2.2.2 Relais
Le signal de commande délivré par le module de sortie NI 9263 du
CompactRio est un signal courant continu 0 – 10 V et l’élément chauffant
est alimenté en courant alternatif 110 V à 50 Hz. Le relais choisi est un
relais statique, monophasé, à commutation à angle de phase et à
commande 0 –10 V. La commutation à angle de phase permet de fournir
une réponse en puissance proportionnelle au signal de commande. Les
références du relais sont : Carlo Gavazzi RM1E23V25. Le montage est
montré Figure 54.
5.2.2.3 Acquisition de la température de chauffage
5.2.2.3.1 Choix du capteur de températures
Il existe différents types de sondes de températures, regroupées sous
trois familles :
79
Thermocouples
RTD6
Thermistances
Fibre optique
Ces différents capteurs sont décrits Annexe C (National Instrument,
2012 ; Renaot et Jouin, 2012 ; Ferdinand, 2003 ; National Instrument,
2013).
Dans notre cas, le thermocouple pose le problème des raccordements.
La longueur de fil jusqu’à l’unité de traitement est variable. Les connexions
pour thermocouples sont des connexions spécifiques qui doivent être
compatibles avec la nature des métaux utilisés au niveau du thermocouple
et sont encombrantes. La technologie RTD offre une sensibilité faible dans
la plage de température qui nous intéresse. La sensibilité d’un RTD 100 Ω
(valeur à 0 °C) est d’environ 0.4 Ω/°C alors que la sensibilité d’une
thermistance de 10 kΩ (valeur à 25 °C) est de l’ordre de 100 Ω/°C autour
de 50 °C (Figure 49). Les capteurs à fibre optique, technologie intéressante,
posent le problème du traitement des données. Notre équipement actuel
(voir paragraphe 5.2.2.2) ne permet pas leur utilisation directe.
En raison de leur sensibilité élevée sur la plage de température de
fonctionnement et de leur résistance élevée qui leur permet de ne pas être
sensibles à l’ajout de rallonges de fils, notre choix s’est porté vers les
thermistances. Différentes thermistances sont disponibles sur le marché,
leur résistance 25 °C pouvant être de 2 kΩ, 5 kΩ, 10 kΩ ou 100 kΩ.
6 Resistance Temperature Detectors, capteurs de température à résistance
80
Figure 49 – Comparaison des valeurs typiques de résistance d'une thermistance 10 kΩ
et d'un RTD 100 Ω, dans la plage de température -50 °C/150 °C
5.2.2.3.2 Alimentation des thermistances
L’alimentation d’une thermistance peut se faire par un générateur de
tension soit par un générateur de courant. Le montage avec générateur de
tension est un montage avec pont diviseur de tension. Il n’a pas été utilisé
ici : la mise en place d’un pont diviseur de tension implique plus de
câblage (un pont diviseur de tension par thermistance, c'est-à-dire une
résistance par thermistance). Les thermistances sont alimentées en
courant et la lecture de la tension se fait par le module d’acquisition
NI 9205 du CompactRio. Le Tableau 5 donne des valeurs typiques de
résistance de thermistances pour des températures qui nous intéressent.
Le choix de la valeur du courant d’alimentation des thermistances ainsi
que de la valeur à 25 °C de résistance des thermistances dépendent de
leur plage de température d’utilisation et de la plage de voltage d’entrée du
CompactRio.
Les premières thermistances utilisées étaient des thermistances 2.5 kΩ,
alimentées par un circuit maison indépendant délivrant un courant stable
1
10
100
1000
10000
100000
1000000
-100 -50 0 50 100 150 200
Résis
tan
ce (
Ω)
Température (°C)
Thermistance 10kΩ
RTD 100Ω
81
de 20,5 µA. Le choix d’une valeur faible de thermistance a été fait afin de
pouvoir mesurer de faibles températures (-30 °C), sans dépasser le plafond
des 10 V en entrée de la carte d’acquisition. Il s’est avéré difficile d’obtenir
un signal non perturbé par l’alimentation en courant alternatif de l’élément
chauffant. La construction du carottier ne permet pas de séparer les fils
d’alimentation des thermistances des fils d’alimentation de l’élément
chauffant qui se retrouvent dans la même gaine.
Température
(°C)
Résistance (Ω) Sensibilité
(Ω/°C)
2.5 kΩ 5 kΩ 10 kΩ 2.5 kΩ 5k Ω 10 kΩ
-30 44 250 88 500 177 000 2744 5487 10 980
-5 10 580 21 160 42 320 560.7 1121 2243
0 8163 16 330 32 650 416.3 832.6 1665
25 2500 5000 10 000 110.0 220.0 440.0
50 900.8 1802 3603 34.23 68.46 136.9
100 170.0 340.0 680.0 4.930 9.860 19.72
Tableau 5 – Résistance et sensibilité en fonction de la température de thermistances
2.5 kΩ, 5 kΩ et 10 kΩ (document EPCOS)
Afin de diminuer les perturbations par l’augmentation du voltage aux
bornes des thermistances, deux modifications ont donc été faites. Les
thermistances ont été remplacées par des thermistances 10 kΩ qui offrent
une meilleure sensibilité Ω/°C (Tableau 5) et l’alimentation des
thermistances a été changée pour une alimentation par module de sortie
NI 9265, capable de fournir jusqu’à un courant de 20 mA. Ainsi
l’alimentation des thermistances peut être ajustée pour que la tension
mesurée à leurs bornes se trouve toujours proche de 10 V, la tension
pleine échelle. Le signal obtenu est beaucoup moins perturbé et plus facile
à exploiter pour la commande PID de labview.
La valeur du courant traversant la thermistance est également limitée
par la puissance maximum dissipée. Un courant trop élevé mène à une
82
montée en température de la thermistance. La mesure de température de
la thermistance comprend alors sa propre température ce qui fausse les
données. Les thermistances 10 kΩ de chez EPCOS autorisent une
puissance de dissipation maximum de 60 mW à 25 °C. Le Tableau 11 et la
Figure 89 de l’Annexe D donnent les valeurs de courant à injecter aux
thermistances pour obtenir une tension de 10 V à leurs bornes et la
puissance dissipée qui en découle. Ne connaissant pas la relation entre
puissance dissipée et température, on se fixe de ne pas dépasser les
60 mW pour toute température. Dans le cas d’un voltage cible de 10 V aux
bornes de thermistances, ce critère est respecté pour des températures en
dessous de 70 °C. Le courant injecté est alors de 5.7 mA. La limite de
courant injecté maximum est fixée à 5 mA. Pour résumer, la valeur du
courant injecté devra être choisie de manière à se rapprocher des 10 V aux
bornes des thermistances, sans les dépasser et dans la limite de 5 mA.
Le montage des thermistances sur le CompactRio est montré Figures 54
et 55.
5.2.3 Montage du système de chauffage
5.2.3.1 Mise en place des thermistances
Les deux thermistances ainsi que leur câble d’alimentation sont collés
sur le fourreau avec de l’époxy (Figure 50).
5.2.3.2 Mise en place de l’élément chauffant
5.2.3.2.1 Echange de chaleur avec le fourreau
L’échange de chaleur entre l’élément chauffant et le fourreau est
amélioré grâce à l’application d’une pâte thermique à base de silicone
(MGChemicals 860 Silicone Heat Transfert Compound) entre l’élément
chauffant et le fourreau.
83
5.2.3.2.2 Maintien en position
L’épaisseur de l’élément chauffant est de 1.52 mm et de 4.5 mm au
niveau des connexions électriques. Assemblé sur le fourreau de 36.4 mm
de diamètre, il ne reste pas beaucoup de place pour insérer l’ensemble
dans la partie basse du carottier dont le diamètre de passage est de
42.5 mm.
La solution compacte, économique et démontable sans destruction de
l’élément chauffant retenue est l’assemblage par ruban adhésif. Le
maintien en position a dans un premier temps été assuré par un ruban
électrique classique en PVC7 dont la température d’utilisation allait jusqu’à
80 °C. Lors des premiers tests, les thermistances n’ont jamais dépassé les
60 °C. Aux températures proches de leur température d’utilisation
maximum, ces rubans adhésifs perdent leurs caractéristiques mécaniques
et ne sont plus capables d’assurer un maintien en position. Les
thermistances n’étant plus en contact avec l’élément chauffant,
l’information de température était erronée et la température de
fonctionnement du ruban adhésif a été dépassée. Le ruban s’est fortement
détérioré et a dû être remplacé (voir les photos des Figure 50 et Figure 51).
Le deuxième ruban utilisé était un ruban PVC résistant à des
températures allant jusqu’à 105 °C dont les caractéristiques principales se
trouvent dans le Tableau 6. Il n’a pas été remarqué de dégradation
particulière de ce ruban, mais il a tout de même été remplacé.
Le ruban adhésif actuellement en place est un ruban film en polyimide
avec un adhésif en silicone. Ce ruban adhésif a pour particularité de
résister à des températures allant jusqu’à 260 °C, d’être plus résistant que
le ruban PVC, moins déformable et de garder ses caractéristiques
7 Polychlorure de vinyle
84
mécaniques à haute température. Il est encore plus fin, ce qui facilite
l’insertion du fourreau du filtre dans le corps bas du carottier. Les
caractéristiques principales de ce ruban adhésif se trouvent dans le du
Tableau6.
Nom Scotch® Super 33+™ 3M™ Polyimide Film Tape 5413
Ruban PVC Kapton® Polyimide Film
Adhésif Résine de caoutchouc Silicone
Epaisseur 0.177 mm 0.07 mm
Température d’utilisation -18 °C à 105 °C -73 °C à 260 °C
Largeur 3/4" 3/4"
Résistance à la traction (23 °C) 15 lbs/in
ASTM D-1000
33 lbs/in
ASTM D-3759
Allongement à la rupture (23 °C) 250 %
ASTM D-1000
62 %
ASTM D-3759
Tableau 6 – Comparaison des caractéristiques du ruban adhésif PVC et du ruban en
polyimide
Figure 50 – Thermistances collées sur le fourreau avec de l’époxy – Détérioration du
ruban adhésif en PVC classique – Côté thermistances
85
Figure 51 – Détérioration du ruban adhésif en PVC classique – Côté opposé aux
thermistances
Figure 52 – Maintien en position de l'élément chauffant par ruban PVC Scotch® Super
33+™. On remarque que le ruban en PVC classique est laissé sur la partie supérieure
du fourreau (ici à droite de l’élément chauffant), où il n’a pas été détérioré
86
Figure 53 – Maintien en position de l'élément chauffant par le ruban 3M™ Polyimide
Film Tape 5413
5.2.3.3 Branchements
Les Figures 54 et 55 montrent les branchements faits pour le boitier de
puissance et le CompactRio. Un fusible 5 A permet d’assurer la sécurité du
montage.
87
Figure 54 – Branchements du boitier de puissance
Relais
Générateur de courant (abandonné par la suite)
Fusible 5A
Vers le CompactRio
Vers le carottier
Alimentation 110V AC
88
Figure 55 – Branchements du CompactRio
5.3 Consolidation de l’échantillon Une fois l’échantillon fondu, il faut le consolider. Deux aspects sont à
considérer : le drainage de l’eau et l’application de la charge sur
l’échantillon.
5.3.1 Drainage de l’eau
Il est possible de drainer un échantillon cylindrique de deux manières :
axialement ou radialement. Dans le cadre d’un échantillon de rayon 𝑅 de
15 mm et de hauteur 𝐻 de 200 mm, le drainage radial sera plus rapide
qu’un drainage axial, d’autant plus que par construction du carottier, le
drainage axial ne peut se faire que par le haut. On peut donner une
approximation du gain de vitesse de consolidation obtenu avec un
drainage radial par rapport à un drainage axial. D’après les Equations (7),
(10) et (11) pour un échantillon donné, on peut écrire :
Alimentation 24V DC
Connexion Ethernet vers PC
Module NI 9263
Module NI 9205
Module NI 9265
89
𝑡𝑟 = 𝑡𝑣 1
𝑎 𝑇𝑟
𝑇𝑣 𝑅2
𝐻2
1 < 𝑎 < 4
(23)
En se plaçant dans le cas où le degré de consolidation moyen 𝑈 serait de
90 %, (Tableau 2), on peut approximer la relation entre 𝑡𝑟 et 𝑡𝑣 a :
𝑡𝑟 <
𝑡𝑣
500 (24)
Nous avons également vu dans la revue de littérature que le coefficient
de consolidation augmentait avec la température. Ceci peut être retrouvé
par le calcul.
Par définition :
𝑐𝑣 =
𝑘
𝜌𝑤𝑔
1
𝑚𝑣
𝑎𝑣𝑒𝑐 𝑘 𝑙𝑒 𝑐𝑜𝑒𝑓𝑓𝑖𝑐𝑖𝑒𝑛𝑡 𝑑𝑒 𝑝𝑒𝑟𝑚é𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑡é
(25)
Or
𝑘 = 𝐾𝜌𝑤𝑔
𝜇
𝑎𝑣𝑒𝑐 𝐾 𝑙𝑎 𝑝𝑒𝑟𝑚é𝑎𝑏𝑖𝑙𝑖𝑡é
(26)
La perméabilité 𝐾 est une constante intrinsèque du matériau et ne
dépend pas de la température. En supposant que les autres paramètres
sont également indépendants de la température, on obtient une relation,
qui pour un sol et une pression donnés, exprime 𝑐𝑣 en fonction de la
viscosité dynamique de l’eau 𝜇 (Equation (27)), qui dépend de la
température (0).
𝑐𝑣 =𝑐𝑡𝑒
𝜇 (27)
Pour la cellule de consolidation étudiée, donc avec un drainage radial, la
Figure 56 montre le temps théorique nécessaire pour atteindre un degré de
90
consolidation moyen de 90 % en fonction de valeurs de 𝑐𝑣 à 20 °C. Les
courbes sont tracées d’après l’Equation (28). Les temps de consolidation
attendus pour une température donnée se trouvent entre les droites
pleines et les droites en pointillés. Par exemple pour consolider à 90 % un
sol dont le 𝑐𝑣 est de 6.10-8 m2/s à 20 °C, il faudrait entre 5 et 20 minutes à
20 °C et entre 2 et 9 minutes à 70°C.
Figure 56 – Temps théorique de consolidation jusqu’à un degré de consolidation
moyen de 90 % de la cellule de consolidation du carottier en fonction de valeurs
typiques de cv à 20 °C
𝑡𝑈=90% =
(𝑇𝑟)90%𝑅2
𝑎 𝑏 (𝑐𝑣)20°𝐶
𝑎𝑣𝑒𝑐 𝑏 = 𝑓(𝑇) 𝑡𝑒𝑙 𝑞𝑢𝑒 𝑐𝑣(𝑇) = 𝑏(𝑇)(𝑐𝑣)20°𝐶
(28)
Les hautes températures sont bénéfiques pour la vitesse de
consolidation, mais une température élevée dans la cellule de
consolidation pourrait entraîner une dégradation des conditions thermique
du sol autour du carottier. Il faut trouver un compromis.
1E-01
1E+00
1E+01
1E+02
1E+03
1E-08 1E-07 1E-06
t U=9
0%
(m
in)
(cv)20°C (m2/s)
0°C, b=1
0°C, b=4
20°C, b=1
20°C, b=4
70°C, b=1
70°C, b=4
91
5.3.1.1 Filtre
L’élément technologique qui réalise le drainage radial de l’échantillon
doit
résister à la friction engendrée par la formation de la carotte de sol
lors des opérations de carottage
être compatible avec le principe du passage d’un piston équipé de
joints d’étanchéité
avoir une capacité de filtration suffisante pour garder un
maximum de sol en place
avoir une perméabilité supérieure au sol testé pour ne pas freiner
le drainage de l’échantillon
Les filtres en métal fritté poreux possèdent ces caractéristiques et c’est
d’ailleurs ce type de matériau qui a été utilisé par McKinlay (1961) pour la
réalisation de ses essais de consolidation radiale centrifuge. Pour mieux
s’adapter aux types de sols rencontrés, deux filtres ont été achetés à la
société GKN Sinter Metal Filters GmbH qui est un fabricant de filtres
métalliques poreux. Les filtres ont été choisis sur la base de deux critères :
leur capacité de filtration et leur perméabilité. Le premier filtre a été choisi
pour sa capacité de filtration élevée : il retient 98 % des particules
supérieures à 1 µm. Son coefficient de perméabilité à 20 °C est de 1.5 10-
6 m/s ce qui suffisant pour les argiles, mais risque d’être un peu faible
pour les sols plus perméables. Le second filtre possède un 𝑘 à 20 °C de
9.7 10-5 m/s ce qui lui permet d’assurer le drainage des sols fins et des
sables fins. Sa capacité de filtration est en revanche moins bonne puisqu’il
filtre 98 % des particules supérieures à 24 µm. Dans la suite du rapport,
on appellera ces filtres respectivement « filtre 1 µm » et « filtre 24 µm ». Les
filtres sont fabriqués avec une tolérance de +/- 0.5 mm au diamètre.
92
Lors des premiers essais de consolidation, il a été constaté qu’une partie
du sol fin des échantillons testés se retrouvait sur la paroi extérieure du
filtre, plutôt dans sa partie basse (Figure 57). Le problème a été corrigé en
réalisant une étanchéité entre le filtre et le fourreau grâce à un joint
torique (Figure 58).
Figure 57 – Fuite de sol entre le filtre et le fourreau
Figure 58 – Etanchéité entre le filtre et le fourreau
5.3.1.2 Piston
Dans un essai de consolidation à drainage axial standard, l’absence
d’étanchéité entre la pierre poreuse et la bague contenant l’échantillon ne
pose pas de problème. L’eau se draine à travers la pierre poreuse, coule
entre la pierre et la bague. Lors de la réalisation d’essais de consolidation
de fonte sur le pergélisol, il est possible de travailler sur des échantillons
contenant des volumes d’eau élevés. Si aucune étanchéité n’est réalisée
34
mm
Joint torique
93
entre le piston qui applique la charge et les parois de la cellule de
consolidation, il y a un risque que l’eau s’écoule directement entre ces
deux éléments sans passer par le filtre. Il en résulterait une grande perte
de sol et donc des résultats de tassement faussés. L’étanchéité doit donc
être assurée entre le piston et la paroi de la cellule de consolidation c'est-à-
dire le filtre. Le piston a deux fonctions : appliquer une charge sur
l’échantillon et aider à l’évacuation de l’eau drainée lorsque l’essai est
terminé. L’étanchéité lors de sa remontée du piston doit être effective pour
ne pas laisser l’eau drainée retomber dans l’échantillon.
Il existe deux types de joints très répandus : joint torique et le joint à
lèvre. Le premier demande des ajustements plus précis que le second
(Chevalier, 2003). En raison des grandes tolérances de fabrication du filtre,
le choix s’est tourné vers deux joints à lèvres en uréthane de dimensions
0.875 x 1.125 x 0.25". Ils sont montés en opposition afin de réaliser la
double étanchéité requise.
Pour la stabilité du piston lors de son glissement dans le filtre, les
centres respectifs des rainures destinées au montage des joints à lèvres
sont espacés de 30 mm. Afin de pallier le mauvais alignement de la tige du
vérin avec le filtre qui pourrait nuire au bon fonctionnement de l’étanchéité
piston/filtre, deux éléments rotules sont montés entre la tige du vérin et le
piston. Ces deux éléments limitent l’hyperstatisme du montage et le piston
peut réaliser la translation dans le filtre de manière optimale.
94
Figure 59 – Vue des rotules, du piston et des joints à lèvres
5.3.2 Charge de consolidation
5.3.2.1 Critères de choix technologique
La pression à appliquer sur l’échantillon de 30 mm de diamètre doit être
au moins égale à la pression exercée par un remblai de 5 m. Sachant que
la zone de travail se situe au maximum à 3 m de profondeur en dessous
du sol naturel, la pression minimum à exercer sur l’échantillon est celle
engendrée par 5 m de remblai et 3 m de sol naturel. En choisissant des
masses volumiques pour le remblai et pour le sol naturel de
respectivement 2.3 Mg/m3 et 2.4 Mg/m3, on obtient une pression
minimum de 184 kPa ce qui correspond à une force à développer de
130 N.
Le test de consolidation est choisi pour être réalisé sur 200 mm de
longueur afin de limiter le nombre de tests à réaliser pour établir un profil
des caractéristiques de consolidation en fonction de la profondeur. La
Rotules Piston
Joints à lèvres
95
position du piston, reflet de l’avancement de la consolidation, doit être
connue dans le temps.
L’encombrement est un critère strict. D’après les calculs de
dimensionnement du carottier, l’actionneur doit tenir dans un cylindre
centré sur l’axe de rotation du carottier de 41 mm de diamètre.
L’équipement produisant l’énergie nécessaire au fonctionnement de
l’actionneur doit être compatible avec une utilisation mobile sur le terrain.
Les opérations de forage impliquent un allongement du train de tige avec
l’augmentation de la profondeur. Les connecteurs d’alimentation de
l’actionneur doivent donc être facilement branchés lorsque l’on ajoute une
tige au train de tige et débranchés lorsqu’une tige est enlevée.
Le logement de l’actionneur est étanche à l’eau et à la poussière, mais il
n’offre pas de protection conte les vibrations ou les chocs dus aux
opérations de carottage.
5.3.2.2 Les possibilités technologiques
Il existe trois types de vérins courants : les vérins hydrauliques, les
vérins électriques et les vérins pneumatiques. On peut également trouver
des vérins souples et des vérins à tige télescopique.
Les vérins pneumatiques fonctionnent avec de l’air comprimé. Les
pressions de travail vont généralement jusqu’à 10 bars. Ils sont très
répandus dans l’industrie et sont simples à mettre en œuvre. Ils peuvent
remplir tous les critères énoncés dans le paragraphe précédent. Il existe
également des vérins dits souples ou gonflables. Ces vérins sont
généralement à simple effet, c'est-à-dire qu’ils ne travaillent que dans un
seul sens. Il faut nécessairement un vérin double effet (qui travaille dans
les deux sens), car il doit assurer la remontée du piston dans la cellule de
consolidation en chassant l’eau drainée vers la surface.
96
Les vérins hydrauliques fonctionnent avec de l’huile sous pression. Les
pressions de travail sont beaucoup plus importantes que dans le cas du
vérin pneumatique, elles peuvent atteindre 300 bars ce qui en fait les
vérins les plus puissants pour un volume donné. Grâce au caractère
incompressible de l’huile, ces vérins offrent une grande précision du
déplacement de la tige. Ils sont très couteux et compliqués à mettre en
œuvre, de plus il est compliqué de prévoir un système de connexion /
déconnexion rapide des tuyaux d’alimentation du vérin.
Les vérins électriques sont constitués d’un moteur électrique et d’un
système de transformation du mouvement rotatif en mouvement de
translation, généralement une vis à bille. Ils sont capables de fournir une
large gamme de performances. Cependant les critères de force développée
en fonction de l’encombrement n’ont pas été atteints par les produits du
marché. Cette technologie reste très intéressante, car les connectiques
électriques sont simples et il est facile d’intégrer un capteur de position
dans un vérin électrique, ce qui résout les problèmes liés à la transmission
de l’information de position de la tige.
5.3.2.3 Description du circuit pneumatique
Le vérin choisi est un vérin pneumatique de chez Festo dont les
références sont : CRDSNU-20-200-A-A3-S2-100K8. Il est en acier
inoxydable et fonctionne à sec. Il a une tige traversante qui permet de
reporter l’information de déplacement de la tige derrière le vérin, puisqu’il
n’est pas possible d’introduire un capteur de déplacement entre le vérin et
le piston, par manque de place. Le diamètre du piston du vérin 𝐷𝑝𝑣 est de
20 mm et le diamètre de la tige 𝐷𝑡 est de 8 mm. La pression de
fonctionnement 𝑃𝑎𝑖𝑟 maximale est de 10 bars. La pression maximum
appliquée sur l’échantillon par le piston de diamètre 𝐷𝑝 est donc de
97
373 kPa (Equation (29)). Le vérin rentre sa tige avec une force identique à
cette développée lors de sa sortie.
(𝑃é𝑐ℎ𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝑙𝑜𝑛)𝑚𝑎𝑥 = (𝑃𝑎𝑖𝑟)𝑚𝑎𝑥
𝐷𝑝𝑣2 − 𝐷𝑡
2
𝐷𝑝2
= 3.73 𝑏𝑎𝑟 = 373 𝑘𝑃𝑎 (29)
Le raccordement au circuit pneumatique du vérin est réalisé par une
pièce fabriquée sur mesure afin de répondre au critère d’encombrement
qui ne pouvait pas être satisfait avec une pièce standard. Hormis cette
pièce, ce reste du circuit pneumatique est fourni par Festo. Les
branchements pneumatiques sont réalisés par des connecteurs rapides.
Les raccords de type « union » permettent de connecter deux câbles entre
eux, les raccords enfichables permettent de connecter les tuyaux à des
trous taraudés (sur le manodétendeur et le distributeur). Les filetages
utilisés sont les filetages « gaz ». La distribution de l’air est réalisée par un
distributeur 4/3 (4 entrées/sorties et 3 positions). Le distributeur
comporte une position de sortie de la tige, une position neutre et une
position de rentrée de la tige. Un silencieux est monté sur le distributeur
pour limiter les bruits lors des changements de position. Les tuyaux
utilisés dans le carottier font 3 mm de diamètre extérieur. Le faible
diamètre des tuyaux limite de débit d’air, mais ce n’est pas gênant, car la
vitesse de sortie de la tige du vérin n’est pas un critère. Hors du carottier,
le tuyau est de taille plus conventionnelle, soit 6 mm de diamètre
extérieur. Les tuyaux sont en polyuréthane. L’air est conditionné par un
manodétendeur qui permet d’ajuster la pression du circuit en fonction des
besoins de l’utilisateur. Il peut être utilisé avec une pression de service de
14 bars et fournir alors 12 bars en sortie, mais le reste des composants
sont dimensionnés pour une pression de service de 10 bars qu’il ne faut
pas dépasser.
99
6 Tests en laboratoire
6.1 Montage expérimental Pour réaliser des essais de forage et de consolidation, un environnement
proche des situations du terrain a été reproduit en laboratoire. Les tests
ont été effectués avec une foreuse MinuteMan (Annexe G) dans différents
types d’environnement. Le montage expérimental est détaillé dans les
sous-parties suivantes.
6.1.1 Plateforme de forage
Figure 60 – Plateforme de forage
Une plateforme de forage (Figure 60) a été construite afin de surélever la
foreuse MinuteMan et de lui permettre de réaliser des carottages dans des
barils de sols préparés en chambre froide. La plateforme de forage a été
100
construite à partir de bois de construction. Les dimensions de la
plateforme ont été choisies pour permettre de travailler en étant à l’aise et
en sécurité. La foreuse Minuteman était fixée sur la plateforme par les
points d’ancrage prévus pour son immobilisation lors d’une opération sur
le terrain.
6.1.2 Barils
Trois situations de forage ont été reproduites en laboratoire : forage
dans la glace pure, forage dans un sol fin riche en glace et forage dans un
sol plus grossier riche en glace. Le Tableau 7 donne les caractéristiques du
silt utilisé pour la situation avec le sol fin et du sable utilisé pour la
situation avec un sol plus grossier.
Les sols ont été construits couche par couche dans une chambre froide
dont la température était de -8 °C. Chaque nouvelle couche a été posée
après que la précédente est complètement gelée. Ce système a également
été adopté pour le remplissage de glace des barils : le remplissage par
couche permet d’éviter la déformation du fond du baril due à la dilatation
de l’eau lors de son passage à l’état solide pour les barils de glace. La
teneur en eau du silt lorsqu’il était encore à température pièce était de
40 %. Les couches de sable ont été saturées directement dans le baril,
l’indice des vides à l’état lâche du sable étant de 0.65, ce qui correspond à
une teneur en eau de 24 % pour une saturation à 100 %. Le Tableau 8
montre quel a été l’agencement des couches de sol et de glace pour les
barils sur lesquels ont été effectués des tests de consolidation.
Les barils ont été montés sur des palettes pour faciliter leur transport de
la chambre froide à la plateforme de forage.
101
Granulométrie
Type de sol Gs elache Wsat (%) WL (%) WP (%) Wbaril (%) Graviers Sable Silt Argile
Silt 2.79 nc nc 34.7 22.2 40 9.60 31.7 49.9 8.81
Sable nc 0.65 24 nc nc 24 1.9 97.2 0.9
Tableau 7 – Propriétés des sols utilisés
Baril Silt 2 (BSI2)* Baril Sable (BSA1)*
Profondeur
(mm)
Epaisseur
(mm)
Constitution
couche
Profondeur
(mm)
Epaisseur
(mm)
Constitution
couche
0 à 52 52 Glace 0 à 24 24 Glace
52 à 130 78 Silt à w=0.4 24 à 80 56 Sable à w=0.24
130 à 170 40 Glace 80 à 102 22 Glace
170 à 240 70 Silt à w=0.4 102 à 144 42 Sable à w=0.24
240
…
Glace 144 à 164 20 Glace
164 à 203 39 Sable à w=0.24
203 à 220 17 Glace
220 à 265 45 Sable à w=0.24
265 à 290 25 Glace
290 à 325 35 Sable à w=0.24
325 à … Glace
* Voir paragraphe suivant (6.2.1) pour la dénomination des barils
Tableau 8 – Constitution des barils utilisés lors des essais
6.2 Tests effectués
6.2.1 Forages réalisés
La Figure 61 permet de visualiser l’ensemble des forages réalisés au cours
du projet. Dans cette partie, nous nous intéresserons principalement aux
102
forages avec test de consolidation. Ces tests ont été réalisés dans la glace,
dans le sol gelé à base de silt et le sol gelé à base de sable. Les forages sont
regroupés de manière chronologique en 0.
La dénomination des forages suit la logique suivante :
La première lettre correspond au type de forage réalisé. A ce
niveau du projet, les forages ont tous été réalisés dans des barils.
La première lettre est donc un « B ». On peut imaginer d’autres
lettres dans le cadre d’une validation sur le terrain.
Dans le cadre de forages réalisés dans des barils, les deux lettres
suivantes correspondent au type de sol contenu dans le baril :
« G » pour la glace, « SI » pour le silt et « SA » pour le sable.
Le numéro qui se trouve avant le tiret correspond au numéro du
baril contenant le type de sol précisé par les lettres précédentes.
Le numéro après le tiret correspond au numéro du trou réalisé
dans le baril identifié par les lettres et chiffres précédents.
Par exemple, le forage BSI1-3 correspond au troisième trou réalisé dans
le premier baril de silt. Le forage BSI2-5 correspond au cinquième trou
réalisé dans le deuxième baril de silt. Le forage BSA1-10 correspond au
dixième trou réalisé dans le premier baril de sable. Enfin, le forage BG2-2
correspond au deuxième trou réalisé dans le deuxième baril de glace.
La dénomination des essais de consolidation réalisés suit la logique
suivante :
La première ou les deux premières lettres correspondent à la
nature du sol testé. « G » pour la glace, « Si » pour le silt et « Sa »
pour le sable. Elles sont suivies du numéro de l’essai
Dans la version longue, on met le code du sol et le numéro de
l’essai réalisé entre parenthèses et on ajoute la longueur de
l’échantillon testé en millimètres.
103
Par exemple, « Si-2 » ou, dans la version longue, « (Si-2) 102 »
correspond au deuxième essai de consolidation effectué dans le baril de
silt. La longueur de l’échantillon était de 102 mm.
104
Figure 61 – Forages réalisés
6.2.2 Performances de carottage
6.2.2.1 Déroulement du carottage
Les critères de performance lors du carottage sont les suivants :
1. Remplissage du carottier : on souhaite que le remplissage du
carottier soit total.
63 forages
35 forages
glace
10 forages
Amélioration des performances
12 forages
Tests de fonte / réglage du PID
7 forages
Nettoyage après forage Silt
6 essais
Consolidation de glace
1 test de fuite
5 essais avec suivi f(t) du tassement
17 forages
Silt
11 forages
Amélioration des performances
6 essais (Série 1)
Fonte avant chargement Chargement de 168 kPa
2 essais rejetés
4 essais retenus
11 forages
Sable
11 essais (Série 2)
Fonte sous charge Paliers de chargement
105
2. Remaniement de la carotte (fractionnement, fonte) : on souhaite
que le remaniement soit faible. La carotte doit rester dans le
carottier avant l’essai. Il n’est donc pas possible de l’observer
avant sa destruction lors de l’essai. Le critère pratique du
remaniement au cours de cette étude a été l’expansion verticale de
l’échantillon.
Différentes modifications (détaillées dans la partie consacrée à la
conception du carottier) ont permis d’améliorer le carottage. Le savoir-faire
de l’opérateur reste un élément clé dans l’obtention de carottes de sol de
qualité. Les paramètres de forage sur lesquels on peut jouer sont la vitesse
de rotation de la foreuse et la vitesse de pénétration, qui correspond à une
certaine pression appliquée sur la tête de forage. Les paramètres donnant
de bons résultats de carottage ont été étudiés.
Vitesse de rotation de l’axe de la foreuse
Trois vitesses de rotation sont possibles avec la Minuteman : 105 tr/min,
200 tr/min et 345 tr/min qui correspondent à des vitesses de coupe
maximum respectives de 0.42 m/s, 0.80 m/s et 1.4 m/s.
Pour les carottages réalisés à des vitesses supérieures à 100 tr/min, le
guide de tarière actuel ne permet pas de commencer un carottage droit,
c’est pourquoi la réalisation d’un précarottage, c'est-à-dire le carottage des
premiers centimètres du baril de glace à 100 tr/min, est nécessaire.
Prise de mesure de la hauteur de sol échantillonnée
Lors des carottages, la profondeur du trou réalisé a été mesurée de trois
manières
d’après le déplacement vertical de la foreuse
directement dans le trou avec un galon à mesurer
en comptant le nombre de tours de volant de la colonne de la
foreuse
106
L’inconvénient de la mesure du déplacement vertical de la foreuse est
que le point de référence est impossible à obtenir avec une précision
supérieure à un demi-tour de volant, soit 3.18 mm. Elle a pour avantage
d’être rapide et de permettre de situer l’avancement du forage rapidement.
La valeur obtenue a parfois été utilisée lorsque la valeur mesurée
directement de la profondeur du trou n’était pas disponible.
La mesure directe de la profondeur de trou a pour inconvénient de n’être
réalisable qu’à la fin du carottage. Elle est par contre plus fiable
puisqu’elle est directe. La mesure se fait entre la surface du sol dans le
baril et la surface formée par le passage des lames de coupe, au fond du
trou. Puisqu’il y a une hauteur de 6 mm entre les lames et les dents de la
couronne, il faut ajouter 6 mm à la mesure obtenue pour obtenir la
profondeur atteinte. C’est cette mesure qui a été utilisée par défaut pour la
profondeur de forage. L’incertitude ce cette mesure est de +/-2 mm.
Dans l’état actuel des choses, compter le nombre de tours de volant
effectués pendant le forage est difficile. Cette méthode n’est donc
applicable qu’après forage, si le forage a été filmé. En cas de pression trop
forte appliquée sur la tête de forage, l’embrayage du système de translation
verticale du bloc moteur de la foreuse se débraye pour protéger le système
de vis à bille. Il est alors possible de tourner le volant sans que la foreuse
ait de mouvement vertical. Cette sécurité ne permet pas de se baser sur le
nombre de tours de volant pour estimer avec précision la profondeur
atteinte. Elle a par contre permis d’estimer des vitesses de pénétration sur
des tronçons de forage de début de forage, où le glissement de l’embrayage
était nul voir très faible.
6.2.2.2 Glace
Les résultats de performance de forage dans la glace sont présentés
dans le Tableau 13 de l’Annexe I. Seules les données des forages de la série
107
BG3-x et BG4-x qui correspondent aux carottages réalisés dans la glace
après la dernière modification de conception (voir 0) sont données ici. En
plus des données telles que la longueur des carottes ou la profondeur de
forage obtenu, on trouve une variété de conditions de carottage.
Les carottages BG3-1 à BG3-4 ont été réalisés à une vitesse de rotation
de 105 tr/min, les autres forages ont été réalisés à 200, voire 345 tr/min,
avec précarottage. Les vitesses de pénétration moyennes ont varié entre
4.7 mm/s et 14 mm/s selon qu’il a été décidé d’imposer une pénétration
rapide ou non.
Les Figures 62 et 63 montrent respectivement l’influence de la vitesse de
rotation de l’axe de la foreuse, la vitesse de pénétration moyenne sur
l’expansion verticale des échantillons de glace et le remplissage du
carottier. Pour les deux paramètres étudiés, des régressions linéaires ont
été calculées pour dégager des tendances d’évolution.
L’augmentation de la vitesse de rotation (Figure 62) a un effet bénéfique
sur la qualité des carottes de glace obtenues. La valeur de l’expansion
verticale passe d’une moyenne de 27 % pour 105 tr/min, à une moyenne
de 16 % pour une vitesse de rotation de 305 tr/min. L’effet bénéfique de
l’augmentation de la vitesse de rotation est également remarqué pour le
remplissage du carottier avec une tendance à l’augmentation avec la
vitesse de rotation. Les valeurs évoluent de 91–100 % à 105 tr/min, à 99–
100 % à 345 tr/min.
108
Figure 62 – Influence de la vitesse de rotation de l’axe de la foreuse sur l’expansion
verticale de l’échantillon et le remplissage du carottier (forages BG3-1 à BG4-4)
Les régressions linéaires proposées pour l’expansion verticale de
l’échantillon et le remplissage du carottier en fonction de la vitesse de
pénétration moyenne (Figure 63) donnent chacun des coefficients de
détermination de 0.56 et de 0.06. La vitesse de pénétration ne semble donc
pas affecter de manière significative le remplissage du carottier. En
revanche, l’expansion verticale de l’échantillon a diminué avec
l’augmentation de la vitesse de pénétration moyenne puisqu’elle se situe
entre 20 et 30 % pour des vitesses inférieures à 10 mm/s et diminue
jusqu’à 0 % pour les vitesses moyennes supérieures à 10 mm/s, le
remplissage est de 100 % et l’expansion verticale de l’échantillon est nulle.
y = -0.0005x + 0.3139 R² = 0.1833
y = 0.0001x + 0.9628 R² = 0.1957
0 50 100 150 200 250 300 350 400
90%
92%
94%
96%
98%
100%
-10%
0%
10%
20%
30%
40%
0 100 200 300 400
Rem
pli
ssag
e d
u c
aro
ttie
r
Exp
an
sio
n v
erti
cale
de l'é
ch
an
till
on
Vitesse de rotation de l'axe de la foreuse (tr/min)
Expansion veticale de l'échantillon Remplissage du carottier
109
Figure 63 – Influence de la vitesse de pénétration moyenne sur l'expansion verticale
de l'échantillon et le remplissage du carottier (forages BG3-1 à BG4-4)
6.2.2.3 Silt
Les résultats de performance de forage dans le baril de silt BSI2 sont
présentés dans le Tableau 14 de l’Annexe I. Les performances de forage
obtenues dans le baril BSI1 ne sont pas présentées ici, car elles ne
correspondent pas aux performances du carottier dans sa version la plus
aboutie. Ces performances ont été discutées précédemment dans la partie
dédiée à la conception.
La profondeur de forage du carottage BSI2-5 n’a pas été prise par
mesure directe et la mesure de la descente de la foreuse a été prise sans
référence. La valeur de 232 mm est une approximation basée sur
l’observation de la vidéo prise lors du carottage BSI2-5. Son incertitude est
estimée à +/- 10 mm. Il a donc été décidé de ne pas prendre en compte le
forage BSI2-5 pour l’étude des performances de carottage dans le silt.
y = -0.0396x + 0.5204 R² = 0.5675
y = 0.0027x + 0.9652 R² = 0.0573
0 2 4 6 8 10 12 14
90%
92%
94%
96%
98%
100%
-10%
0%
10%
20%
30%
40%
0 2 4 6 8 10 12 14
Rem
pli
ssag
e d
u c
aro
ttie
r
Exp
an
sio
n v
erti
cale
de l'é
ch
an
till
on
Vitesse de pénétration moyenne (mm/s)
Expansion verticale de l'échantillon Remplissage du carottier
110
Les vitesses de rotation des forages réalisés dans le baril BSI2 ont varié
de 105 tr/min à 345 tr/min. Les durées de carottage données dans le
tableau correspondent aux durées de carottage effectives, sans les temps
morts de changement de vitesse. Les vitesses de pénétration moyenne ont
varié de 2.9 mm/s à 11 mm/s. Le taux de remplissage a varié de 54 % à
100 % et l’expansion verticale de l’échantillon de 10 % à 38 %.
Les Figures 63 et 65 montrent respectivement l’influence de la vitesse de
rotation et de la vitesse de pénétration moyenne sur l’expansion verticale
de l’échantillon et le remplissage du carottier. Pour les deux paramètres
étudiés, des régressions linéaires ont été calculées pour dégager des
tendances d’évolution.
En passant de 105 tr/min à 345 tr/min, on passe d’une moyenne de
32 % à 11 % d’expansion verticale de l’échantillon avec des valeurs très
groupées autour de la moyenne (écarts types respectifs de 6 et 1 %).
L’augmentation de vitesse de rotation est également bénéfique pour le
remplissage du carottier puisque l’on passe d’en remplissage de 61 % à
96 % en moyenne avec des écarts types respectifs de 6 et 5 %.
L’augmentation de la vitesse de pénétration moyenne de 2.9 mm/s à
11 mm/s a pour effet de faire diminuer l’expansion verticale de
l’échantillon. Selon la tendance linéaire, la diminution de l’expansion
verticale de l’échantillon est de 3 % par mm/s d’augmentation de vitesse
de pénétration. Pour les vitesses de pénétration autour de 3 mm/s le
remplissage du carottier n’est que de 60 %. La vitesse de pénétration la
plus élevée (11 mm/s) donne une expansion verticale d’échantillon de
17 %. Quant au remplissage du carottier, il atteint les 100 % pour des
vitesses de pénétration autour de 10 mm/s avec une pente de tendance
linaire de 5.4 %/(mm/s).
111
Figure 64 – Influence de la vitesse de rotation de l'axe de la foreuse sur l'expansion
verticale de l'échantillon et le remplissage (forage BSI2-1 à BSI2-9 sauf BSI2-5)
Figure 65 – Influence de la vitesse de pénétration sur l'expansion verticale des
échantillons et le remplissage du carottier (forages BSI2-1 à BSI2-9 sauf BSI2-5)
y = -0.0009x + 0.4089 R² = 0.8842
y = 0.0015x + 0.4521 R² = 0.9401
0 50 100 150 200 250 300 350 400
0%
20%
40%
60%
80%
100%
0%
10%
20%
30%
40%
0 50 100 150 200 250 300 350 400
Rem
plis
sage
du
caro
ttier
Expa
nsio
n ve
rtic
ale
de l'
écha
ntill
on
Vitesse de rotation de l'axe de la foreuse (tr/min)
Expansion verticale de l'échantillon Remplissage du carottier
y = -0.03x + 0.38 R² = 0.39
y = 0.05x + 0.46 R² = 0.55
0 2 4 6 8 10 12
0%
20%
40%
60%
80%
100%
0%
10%
20%
30%
40%
0 2 4 6 8 10 12
Rem
plis
sage
du
caro
ttier
Expa
nsio
n ve
rtic
ale
de l'
écha
ntill
on
Vitesse moyenne de pénétration (mm/s)
Expansion verticale de l'échantillon Remplissage du carottier
112
6.2.2.4 Sable
Les résultats de performance de forage dans le baril de sable BSA1 sont
présentés dans l’Annexe I. Tous les carottages effectués dans le baril BSA1
ont été réalisés avec un précarottage à 100 tr/min puis à une vitesse de
rotation de 345 tr/min, sauf le carottage BSA1-1 qui a été réalisé à
200 tr/min.
Les vitesses de pénétration moyennes ont varié entre 3.7 et 8.6 mm/s.
Les taux de remplissage ont été toujours supérieurs à 98 %.
Contrairement aux carottages réalisés dans la glace et le silt, la vitesse de
pénétration moyenne n’a eu que peu d’influence sur l’expansion verticale
de l’échantillon et le remplissage du carottier (Figure 66).
L’expansion verticale de l’échantillon a varié de 4.35 % à -7.5 %. Les cas
d’expansion négative ont pu entraîner une compression de l’échantillon,
mais il est plus probable que ce résultat soit l’image d’une pénétration plus
profonde du carottier rempli, transformé en outil de forage destructif, la
présence de la carotte dans le carottier agissant comme élément abrasif et
entrainement la destruction du fond du trou et donc l’avancement du
carottier.
113
Figure 66 – Influence de la vitesse de pénétration moyenne sur l'expansion verticale
de l'échantillon – Forages BSA1-1 à BSA1-11
6.2.2.5 Synthèse des performances de carottage
Les performances de carottage du carottier ont été évaluées sur la base
de deux critères de qualité de carottage : l’expansion verticale de
l’échantillon formé et le remplissage du carottier. Les deux paramètres
étudiés ont été la vitesse de rotation qui a été de 105, 200 ou 345 tr/min
et la vitesse de pénétration moyenne sur la plage de 2.9 à 13 mm/s.
La vitesse de pénétration moyenne la plus élevée a été de 13 mm/s dans
le baril de glace, de 10.6 mm/s dans le baril de silt et de 8.1 mm/s dans le
baril de sable. Pour rappel, les vitesses de pénétration théoriques
maximales pour 105, 200, 345 tr/min sont, respectivement, 19.4, 37,
64 mm/s. Les valeurs obtenues en pratique sont bien inférieures
notamment à cause de la foreuse : il est très difficile d’imposer une vitesse
de pénétration supérieure à 12.7 mm/s qui correspond déjà à 2 tours de
manivelle par seconde. La vitesse de pénétration n’est cependant pas
y = 0.0053x - 0.0394 R² = 0.0434
y = -0.0003x + 0.9947 R² = 0.0104
0 2 4 6 8 10
98%
99%
100%
-10%
-5%
0%
5%
10%
0 2 4 6 8 10
Rem
pli
ssag
e d
u c
aro
ttie
r
Exp
an
sio
n v
erti
cale
de l'é
ch
an
till
on
Vitesse de pénétration moyenne (mm/s)
Expansion verticale de l'échantillon Remplissage du carottier
114
toujours indépendante de la vitesse de rotation de la foreuse, car en cas de
forage difficile, c'est-à-dire un forage où les lames de coupe ne seront pas
capables de couper une grosse épaisseur de sol à chaque passage, les
vitesses de rotation plus élevées permettront d’atteindre les vitesses de
pénétration plus grandes.
Selon les observations faites lors des carottages dans la glace et le silt,
les performances de carottage s’améliorent lorsque la rotation de l’axe de la
foreuse est de 345 tr/min et lorsque la vitesse de pénétration augmente.
Une vitesse moyenne de pénétration minimale de 10 mm/s, à 345 tr/min
est donc recommandée pour le carottage dans ces types de sols.
Pour le sable, une vitesse de rotation de 345 tr/min à n’importe quelle
vitesse de pénétration donne de bons résultats. Cette facilité de forage a
par contre un inconvénient : une profondeur de pénétration supérieure à
la capacité du carottier a parfois été observée. Il convient donc de
surveiller la descente du carottier de manière à l’arrêter lorsque le carottier
est censé être rempli.
Un dernier paramètre difficile à quantifier n’a pas été étudié. Il s’agit de
l’acquisition d’expérience du foreur. En plus de la variation des paramètres
de forage, on remarque une amélioration de la qualité de forage liée au
temps.
Enfin, les forages réalisés ont été des forages de très faible profondeur,
avec nettoyage entre chaque forage. Des conditions plus réelles sont
fortement susceptibles de changes les caractéristiques de forages
observées lors de cette étude.
115
6.2.3 Consolidation
6.2.3.1 Déroulement des essais de consolidation
Le premier protocole d’essai de consolidation a eu pour objectif de
répondre au but initial de l’essai de consolidation du carottier : obtenir le
tassement de fonte sous une charge déterminée par l’utilisateur. Le
protocole 1 a été le suivant :
Carottage
Mesure de la hauteur initiale de la carotte formée par descente du
piston jusqu’à la carotte de sol
Remontée du piston
Fonte de l’échantillon
Application d’un chargement de 168 kPa sur l’échantillon
Observation du déplacement du piston au cours du temps
Libération de la carotte et nettoyage du carottier (par un forage
dans la glace)
Lors de l’essai, on relève les données suivantes :
• Le déplacement initial du piston
• Le temps de chauffe appliqué
• Le déplacement du piston en fonction du temps
Pour le dernier essai de la série 1, le forage BSI2-9, un protocole 1
modifié (le protocole 1’) a été suivi. L’étape de nettoyage du carottier n’a
pas été effectuée entre le forage BSI2-8 et BSI2-9.
Lorsque les résultats de la série 1 ont été obtenus, il a été décidé de
changer le protocole afin d’obtenir plus d’information sur la consolidation
du sol testé. Pour des raisons organisationnelles et par souci de
consistance, le nouveau protocole n’a été suivi que pour les tests réalisés
116
sur le sol gelé à base de sable (BSA1) et pour trois des quatre tests réalisés
sur le dernier baril de glace (BG4). Le protocole 2 a été le suivant :
Evaluation des frottements du piston contre le filtre avant
carottage
Carottage
Application d’un premier palier de chargement et fonte de
l’échantillon sous cette charge. La fonte est arrêtée lorsque la
différence de température relevée par les deux thermistances est
nulle.
Après stabilisation (pas de déplacement visible du piston pendant
2 minutes), application d’un nouveau palier de chargement
Libération de la carotte et nettoyage du carottier (par un forage
dans la glace ou par jet d’eau)
Lors de l’essai, on relève les données suivantes :
La pression minimale à fournir au vérin pour permettre le
déplacement du piston dans le carottier à vide
Le déplacement initial du piston
La pression dans le vérin au cours du temps
Le déplacement du piston au cours du temps
Pour les essais réalisés dans la glace, un seul palier de chargement est
appliqué, jusqu’au drainage total de la carotte de glace.
L’hypothèse faite plus loin dans le paragraphe 6.2.3.3.1 concernant
l’influence des frottements du piston contre le filtre du carottier sur les
résultats a mené à une variante de ce dernier protocole de test. Après la
stabilisation du déplacement du piston, ce dernier est remonté puis
redescendu jusqu’à l’obtention d’un point d’équilibre entre la réaction du
sol et le pison plutôt qu’entre les frottements du piston contre le filtre et le
piston. Cette variante a permis de mettre en évidence le problème de
117
l’influence du frottement du piston contre le filtre sur les résultats de
paliers obtenus. Le protocole 2 modifié (protocole 2’) a été appliqué pour
les 2 derniers essais de la série 2.
Au cours des essais, le filtre 1 µm a été changé pour un filtre 24 µm. Ce
changement s’est fait après le deuxième essai de la série 2 et a été motivé
par la crainte que le filtre 1 µm n’ait perdu ses propriétés hydrauliques à
cause d’un colmatage. Ce filtre a en effet été utilisé pour beaucoup de
carottages, avec ou sans consolidation et il n’a pas été nettoyé. Ne
disposant pas de montage pour vérifier ses performances de perte de
pression, il a été complètement changé pour un filtre 24 µm. Comme il a
été précisé dans le paragraphe dédié au choix du filtre pour le carottier
(5.3.1), le filtre 24 µm a une perte de charge moins élevée que le 1 µm, ce
qui permet en théorie de diminuer les effets de perte de charge du filtre
lors d’une consolidation. Il a une capacité de filtration moins bonne que le
1 µm, mais qui reste convenable pour le type de sol testé dans la série 2
puisque qu’il est capable de retenir les particules supérieures à 24 µm, soit
99 % du sol utilisé pour cette série.
Le Tableau 9 récapitule quels protocoles ont été appliqués, avec quels
filtres et sur quels forages.
118
Série 1 Série 2 Glace
Nom forage
BSI2-4
à
BSI2-8
BSI2-9
BSA1-1
et
BSA1-2
BSA1-3
à
BSA1-9
BSA1-10
et
BSA1-11
BG4-1
et
BG4-2
BG4-3 BG4-4
Nom essai
consolidation
Si-1
à
Si-5
Si-6
Sa-1
et
Sa-2
Sa-3
à
Sa-11
Sa-10
et
Sa-11
G1
et
G2
G3 G4
Protocole 1 1' 2 2' 2 1 2
Filtre 1 µm 24 µm 1 µm 24 µm
Tableau 9 – Protocoles suivis et filtres utilisés pour les essais de consolidation sur les
carottes de sol ou de glace
L’acquisition des déplacements du piston au cours du temps a été
réalisée par capture vidéo à l’aide d’un appareil photo sur trépied. Les
vidéos obtenues ont ensuite été exploitées à l’aide d’un logiciel d’analyse
vidéo. Le vernier placé sur le carottier a permis une mise à l’échelle des
relevés vidéo. A cause d’une durée maximum de 9 minutes et 59 secondes
imposée par l’appareil photo pour des vidéos prises en 720p, il est arrivé
que l’information de déplacement n’ait pas pu être prise en continu dans le
temps.
6.2.3.2 Essai à un palier de chargement
6.2.3.2.1 Résultats
L’acquisition du déplacement vertical du piston de l’essai de
consolidation Si-1 a échoué, les données sont donc inutilisables et cet
essai ne sera pas étudié. Les déplacements verticaux des essais Si-2 à Si-5
ainsi que de l’essai G3 sont visibles en fonction du temps sur la Figure 67.
Les allures de courbe obtenues sont proches de celles que l’on obtient pour
un essai de consolidation conventionnel. Les différences de hauteur
d’échantillon testé expliquent les différences de valeur finales des courbes
119
obtenues : la quantité de glace présente dans l’échantillon n’est pas la
même.
Les résultats de l’essai Si-6 réalisé selon le protocole 1’ sont montrés
Figure 68. L’absence de nettoyage du carottier avant l’essai a provoqué le
coincement du piston dès les premiers millimètres de déplacement vertical.
Pour essayer de débloquer le piston, ce dernier a été remonté puis
redescendu plusieurs fois. L’enregistrement du déplacement vertical ne
correspond donc pas à la consolidation de l’échantillon au cours du temps
qui est interrompue à chaque fois que le déplacement est constant.
120
Figure 67 – Essais de consolidation à un palier de chargement Si-2 à Si-5 –
Déplacement vertical en fonction du temps
Figure 68 – Essai de consolidation à un palier de chargement – Si-6 – Déplacement
vertical en fonction du temps
0
50
100
150
200
0 10 20 30 40
Dép
lacem
en
t verti
cal
(m
m)
t (min)
(Si-2) 102
(Si-3) 156
(Si-4) 183
(Si-5) 185
(G-3) 189
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 5 10 15 20 25 30 35
Dép
lacem
en
t veti
cal (m
m)
t (min)
121
6.2.3.2.2 Interprétation
La représentation du déplacement vertical de ces mêmes essais en
fonction du temps élevé à la puissance 0.465 (Tableau 2) de la Figure 69
permet de mettre en évidence deux phases qui se produisent lors de la
réalisation de l’essai. La première est le drainage de l’eau en excès
contenue dans la carotte de sol. Lors de cette phase, la vitesse de
déplacement vertical (matérialisée par la pente des courbes à un point
donné) pour les échantillons de silt est proche de la vitesse de déplacement
vertical de l’échantillon de glace. Vient ensuite une phase à vitesse de
déplacement vertical plus lente, c’est la consolidation. On s’attendrait à
obtenir une troisième phase, une phase de consolidation secondaire, ou du
moins une phase de stabilisation, mais les durées des essais ont
certainement été trop courtes.
Figure 69 – Essais de consolidation à un palier de chargement Si-2 à Si-5 –
Déplacement vertical en fonction du temps à la puissance 0.465
A cause de ce manque d’information dans le temps, la méthode
d’évaluation de la vitesse de consolidation de McKinley n’a pas pu être
0
50
100
150
200
0 1 2 3 4 5
Dép
lacem
en
t verti
cal
(m
m)
t0.465 (min)0.465
(Si-2) 102 (Si-3) 156 (Si-4) 183 (Si-5) 185 (G-3) 189
122
appliquée. En revanche, pour chaque essai, la recherche du point
d’intersection de la tangente à la partie de la courbe correspondant à la
phase de drainage et de la tangente à la partie de la courbe correspondant
à la phase de consolidation a été faite. Il a été supposé que l’ordonnée de
ce point correspond au déplacement vertical obtenu à la suite de
l’évacuation de l’eau en excès de la carotte de sol. Un exemple de tracé de
ces tangentes est donné Figure 70, la méthode sera surnommée la
« méthode des tangentes » par la suite. Les autres tracés sont donnés
Annexe J.
Figure 70 – Exemple de tracé de tangentes pour la détermination du tassement dû au
drainage de l'eau en excès – Essai Si-4 – On lit ici 95 mm de tassement d’après la
méthode des tangentes
Comme il a été constaté dans le paragraphe 6.2.2, les carottes de sol
subissent une expansion verticale lors du carottage. La correspondance
entre le sol échantillonné et le sol avant échantillonnage n’est donc pas
évidente. Deux hypothèses ont été formulées et deux estimations de
l’épaisseur des lentilles de glace dans les carottes ont été calculées.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 1 2 3 4 5 6
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t0.465 (min)0.465
Si-4
123
La première hypothèse, nommée H1, est que l’expansion verticale se
produit autant pour les couches de sol gelé que pour les couches de glace.
La seconde hypothèse, nommée H2, est que la résistance du sol gelé au
carottage est bien supérieure à celle de la glace. Le sol gelé ne subit donc
pas d’expansion verticale et c’est la glace qui en est entièrement
responsable.
Les résultats des estimations de la composition des carottes, établis
selon les deux hypothèses formulées précédemment se trouvent dans le
Tableau 14 de l’Annexe I. Pour pouvoir estimer de manière théorique le
tassement dû au drainage de l’eau en excès, l’hypothèse que l’eau en excès
dans la carotte est exclusivement l’eau des lentilles de glace a été faite. La
Figure 71 montre l’erreur relative (Equation (30)) entre les deux prévisions
de tassement et les mesures faites à partir de la méthode des tangentes.
L’incertitude de calcul de H2 est plus élevée que celle de H1, car le calcul
de tassement théorique selon H2 demande le calcul du facteur d’expansion
de la glace en calcul intermédiaire. L’erreur relative calculée d’après H2
est, dans les quatre cas, supérieure d’un point de vue algébrique à celle
évaluée d’après H1.
𝐸𝑟𝑟𝑒𝑢𝑟 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑡𝑖𝑣𝑒 =
𝑡𝑎𝑠𝑠𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑡ℎé𝑜𝑟𝑖𝑞𝑢𝑒 − 𝑡𝑎𝑠𝑠𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑚𝑒𝑠𝑢𝑟é
𝑡𝑎𝑠𝑠𝑒𝑚𝑒𝑛𝑡 𝑡ℎé𝑜𝑟𝑖𝑞𝑢𝑒 (30)
L’essai Si-2 donne une erreur relative de 9 % (+/- 7 %) selon H1, 13 %
(+/- 16 %) selon H2. L’erreur relative de Si-3 est de -23 % (+/- 10 %) selon
H1 et - 10 % (+/- 12 %) selon H2. L’erreur relative de Si-4 est de 0 % (+/-
10 %) selon H1 et de 9 % (+/- 11 %) selon H2. L’erreur relative de Si5 est
de 2 % (+/- 9 %) selon H1 et de 9 % (+/- 10 %) selon H2.
On remarque que pour les deux hypothèses, le tassement mesuré pour
l’essai Si-3 donne une erreur relative négative (le tassement mesuré est
donc supérieur aux tassements théoriques), ce qui ne correspond pas à la
124
tendance observée pour les autres essais. Aucune raison n’a été trouvée
pour expliquer cette différence.
En considérant que l’essai Si-3 a été raté, et en mettant cet essai de
côté, on obtient alors des erreurs relatives qui s’étendent de 29 % à 0 %
en incluant l’incertitude des mesures. Pour améliorer les prévisions, la
méthode des tangentes serait à ajuster, par exemple en s’inspirant de la
méthode de Taylor pour la détermination du 𝑐𝑣. Un facteur de correction
serait appliqué à la pente de la tangente à la courbe dans la zone de
drainage de l’eau en excès pour déterminer un nouveau point
d’intersection. Dans un cas favorable, on pourrait obtenir des erreurs
relatives de +/- 15 %.
Dans le cas où les résultats de l’essai Si-3 seraient représentatifs du
type de résultats que l’on peut obtenir avec le carottier, le maximum
d’erreur relative observé est alors de 29 % et le minimum de -23 %. Une
correction des résultats apportés par la méthode des tangentes parait alors
moins prometteuse.
Le nombre d’essais réalisés est actuellement trop faible pour pouvoir
pencher plus du côté d’une des deux possibilités. Si d’autres essais sont
réalisés, il faudrait veiller à diminuer l’incertitude des mesures.
125
Figure 71 – Erreurs relatives entre le tassement dû au drainage de l’eau en excès
mesuré par la méthode des tangentes et estimé selon l’hypothèse 1 (H1) et selon
l’hypothèse 2 (H2). Les segments verticaux représentent l’incertitude de calcul
6.2.3.3 Essai à plusieurs paliers de chargements
6.2.3.3.1 Résultats
Les courbes de déplacement relatif en fonction de la contrainte
appliquée se trouvent Figure 72. La plage des contraintes appliquées varie
de 19 kPa à 183 kPa, les tassements enregistrés, de 11 % à 69 %. Le
tassement minimum attendu pour tous ces essais est de 37 % (la hauteur
d’échantillon testée est à peu près la même pour tous les essais et les
différences n’ont pas de conséquence sur la quantité de lentilles de glace
présentes dans la zone de consolidation du carottier). Les premiers points
de mesure des essais Sa-1, 7, 8 et 9 qui donnent respectivement 32 %,
24 %, 19 % et 11 % ne sont donc pas cohérents avec la constitution du
baril.
-40%
-30%
-20%
-10%
0%
10%
20%
30%
Si-2 H1 Si-2 H2 Si-3 H1 Si-3 H2 Si-4 H1 Si-4 H2 Si-5 H1 Si-5 H2
Erreu
r r
ela
tive e
t in
certi
tud
e
126
Figure 72 – Courbes de tassement des essais réalisés dans le baril BSA1
Les courbes sont croissantes pour tous les essais (l’axe des ordonnées
de la Figure 72 est inversé pour respecter la représentation traditionnelle
de ce genre de courbes). Lors d’un essai de consolidation normal, la pente
de la courbe augmente avec la contrainte appliquée jusqu’à la zone de
compression. La courbe suit alors une droite dont le coefficient directeur
est l’indice de compression modifié. Pour les essais Sa-3 à 5 et Sa-7 à 10,
la pente des courbes diminue avec la contrainte appliquée. Cependant, la
tendance attendue semble se rétablir après les premiers points. Il semble
donc qu’il y ait un problème pour les points des premiers paliers de
contrainte.
L’observation des courbes de déplacement vertical en fonction du temps
confirme le soupçon d’une non-conformité apparaissant pour les petits
niveaux de contrainte. Un exemple d’une telle courbe est donné Figure 73,
(les autres courbes sont disponibles en Annexe K). Lors de cet essai,
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
10 100 1000
ΔH
/H
0
σ (kPa)
(Sa-1) 186 (Sa-2) 185 (Sa-3) 185 (Sa-4) 186
(Sa-5) 188 (Sa-6) 189 (Sa-7) 187 (Sa-8) 189
(Sa-9) 189 (Sa-10) 189 (Sa-11) 189
127
quatre paliers de chargement ont été réalisés, à 56 kPa, 93 kPa, 130 kPa
et 186 kPa. On remarque que le premier palier est très net, la progression
du déplacement s’est arrêtée de manière brusque à 46 mm. Or, comme
nous l’avons vu dans le début de cette partie, le tassement minimum
attendu de ce palier est de 37 % soit de 70 mm. Le tassement réel n’a donc
pas été atteint.
Figure 73 – Essai Sa-7 – Déplacement vertical en fonction du temps
En réponse à ce constat, le protocole 2 a été modifié pour devenir le
protocole 2’ (voir paragraphe sur le déroulement des essais). Il a été
appliqué aux essais Sa-10 et Sa-11. Le premier palier de l’essai Sa-11 est
visible Figure 74. On remarque le même phénomène que pour l’essai Sa-7 :
à 5 minutes, le piston est arrêté à 40 mm alors qu’il devrait au moins
atteindre 70 mm. Les montées et descentes du piston permettent alors de
dépasser les 70 mm et d’atteindre les 76 mm. Pour les autres paliers,
l’effet de montée et descente du piston semble moins fort. Les mêmes
observations ont été faites pour l’essai Sa-10 Annexe K. L’interprétation de
ce comportement est que les frottements du piston contre le filtre en inox
0
20
40
60
80
100
120
0 10 20 30 40 50 60 70
Dép
lacem
en
t (m
m)
t (min)
Sa-7
p1 : 56kPa
p2 : 93kPa
p3 : 130kPa
p4 : 186kPa
128
poreux sont parfois plus élevés que la force exercée par le vérin
pneumatique. Le piston se bloque alors dans sa course. Un cycle de
montée-descente du piston permet de vaincre le blocage et d’atteindre un
nouveau point d’équilibre.
Il apparait clairement que ce phénomène de frottement intervient
lorsque la pression appliquée est faible. On suppose dans cette étude que
l’influence des frottements n’intervient plus lorsque la pression appliquée
est supérieure à une fois la valeur de contrainte de frottements mesurée
avant l’essai. Basé sur cette hypothèse, un critère de filtre a été appliqué à
toutes les données des essais du baril BSA1, y compris pour les essais Sa-
10 et Sa-11.
Les nouvelles courbes de déplacement relatif en fonction de la contrainte
appliquée se trouvent sur la Figure 75. Les points de mesure retirés sont
marqués d’un astérisque dans le tableau de valeur des essais du baril
BSA1 (Tableau 15 de l’Annexe I).
129
Figure 74 – Essai Sa-11 – Déplacement vertical en fonction du temps
Figure 75 – Courbes de tassement des essais réalisés dans le baril BSA1 (données
filtrées)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 10 20 30 40 50 60
Dép
lacem
en
t (m
m)
t (min)
Sa-11
p1 : 22kPa
p2 : 59kPa
p3 : 97kPa
p4 : 134kPa
p5 : 171kPa
30%
40%
50%
60%
70%
10 100 1000
ΔH
/H
0
σ (kPa)
(Sa-1) 186 (Sa-2) 185 (Sa-3) 185 (Sa-4) 186
(Sa-5) 188 (Sa-6) 189 (Sa-7) 187 (Sa-8) 189
(Sa-9) 189 (Sa-10) 189 (Sa-11) 189
130
La comparaison des tassements relatifs obtenus pour chaque essai à
une même pression appliquée permet d’évaluer la fidélité des mesures. La
valeur de 130 kPa a été choisie, car toutes les courbes de chargement
filtrées sont définies à cette valeur. L’écart type des valeurs de déplacement
vertical relatif est de 8 % pour une moyenne de 51.9 % de tassement
relatif. Comme remarqué sur la Figure 75, les essais Sa-4 et Sa-10 sont
situés à plus d’un écart type de la moyenne avec des tassements bien
supérieurs aux autres tassements mesurés. Les données sont représentées
sur la Figure 76.
Figure 76 – Tassement relatif sous 130 kPa et indice de compression modifié obtenus
pour chaque essai après traitement des données (suppression des points avec des
pressions trop faibles et régression linéaire sur le logarithme de la contrainte des
données restantes)
On retrouve également sur la Figure 76 les valeurs des indices de
compression modifiés 𝐶𝑐𝜀 (formule (31)) calculées à partir des données
filtrées des essais réalisés. La moyenne des 𝐶𝑐𝜀 est de 0.19 et l’écart type
est de 0.1. Les essais Sa-6 et Sa-8 se trouvent en dehors du lot, à plus
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
Sa-1 Sa-2 Sa-3 Sa-4 Sa-5 Sa-6 Sa-7 Sa-8 Sa-9 Sa-10 Sa-11C
cε
ΔH
/H
0
ΔH/H à 130 kPa ΔH/H moyenne + σ ΔH/H moyenne - σ
Cce (données filtrées) Ccε moyenne + σ Ccε moyenne - σ
131
d’un écart type de la moyenne. L’indice de compression 𝐶𝑐, plus largement
utilisé en géotechnique, se déduit du 𝐶𝑐𝜀 grâce à la formule (32). Lors de la
mise en place du sable dans le baril, l’indice des vides a été estimé à 0.65,
ce qui nous donne un 𝐶𝑐 moyen de 0.31 avec un écart type de 0.16.
𝐶𝐶𝜖 =
Δ𝐻𝐻0
log (𝜎′2
𝜎′1) (31)
Pour obtenir un 𝐶𝑐𝜀 de référence d’une manière similaire à celle employée
pour les 𝐶𝑐𝜀 du carottier, on réalise une régression linéaire sur les trois
derniers points de mesures pris lors de l’essai de consolidation standard
(Annexe L). Ces trois derniers points couvrent la plage de contraintes
exploitée lors des essais du carottier, soit la plage 56-187 kPa. On obtient
un 𝐶𝑐𝜀 de 0.045 soit un 𝐶𝑐 de 0.066 (𝑒0 = 0.466).
Les courbes des trois essais de fonte sous charge réalisés sur les
échantillons de glace (G1, G2 et G4) sont représentées Figure 77. On
remarque que la fonte de l’échantillon se produit environ à 4.5 minutes.
L’allure des courbes est la même que celle de l’essai G3, avec un léger
retard dans le temps. Pour un échantillon de glace, la fonte sous charge
est donc un bon moyen de déterminer quand l’échantillon est fondu, cela
permet d’éviter de chauffer l’échantillon trop longtemps et de gagner en
temps d’opération.
𝐶𝑐 = 𝐶𝑐𝜖 (1 + 𝑒0) (32)
132
Figure 77 – Essais G1, G2 et G4 – Déplacement vertical en fonction de t0.465
6.2.3.3.2 Interprétation
Les tassements obtenus après filtrage des données sont cohérents par
rapport à la quantité de glace présente, car ils se trouvent au-dessus des
37 %. L’écart de mesure entre les essais Sa-4 et Sa-10 et les autres essais
n’a pas pu être expliqué.
Les 𝐶𝑐 obtenus par le carottier sont très élevées par rapport au 𝐶𝑐 obtenu
par l’essai de référence.
La première source d’explication pourrait venir de la différence
géométrique des deux outils. Le ratio diamètre-hauteur de l’échantillon du
carottier est de 0.15, contre 2.82 pour l’échantillon de la cellule
œdométrique standard. La paroi de la cellule de test est beaucoup plus
rugueuse dans le premier cas que dans le second. L’effet du frottement du
sol contre la paroi de la cellule devrait donc être plus important pour le
montage du carottier, entraînant une rigidification artificielle du système
et provoquant une baisse du 𝐶𝑐 mesuré. Ce phénomène n’est pas mis en
0
50
100
150
200
0 1 2 3 4
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t0,465 (min0,465)
G1 G2 G4
133
évidence par les 𝐶𝑐 obtenus : les 𝐶𝑐 du carottier sont environ 4.7 fois
supérieurs au 𝐶𝑐 obtenu lors de l’essai œdométrique standard.
Une partie de l’explication pourrait se trouver au niveau de la hauteur
réelle de l’échantillon testé. Si on considère que l’essai ne se réalise pas
sur la hauteur d’échantillon initiale prévue de 190 mm de carotte, mais
sur une hauteur d’échantillon corrigée, on pourrait définir un facteur de
correction 𝑓𝐻 (Equation (33)). Un nouveau 𝐶𝑐𝜀 serait obtenu à partir de
l’ancien et du facteur de correction 𝑓𝐻 (Equation (34)). Dans le cas d’une
hauteur d’échantillon supérieure à la hauteur d’échantillon prévue
initialement, le facteur de correction 𝑓𝐻 devient inférieur à 1 et le
nouveau 𝐶𝑐𝜀 diminue.
𝑓𝐻 =
𝐻é𝑐ℎ𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝑙𝑜𝑛 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙𝑒
𝐻é𝑐ℎ𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝑙𝑜𝑛 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔é𝑒 (33)
𝐶𝑐𝜖 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔é = 𝐶𝑐𝜖 𝑖𝑛𝑖𝑡𝑖𝑎𝑙 𝑓𝐻 (34)
En supposant dans un cas extrême que la totalité de la carotte soit
soumise à l’essai, soit une hauteur d’échantillon de 326 mm, cela nous
donnerait un facteur de correction 𝑓𝐻 de 0.58, ce qui est encore loin du
facteur 1/4 nécessaire pour compenser l’écart observé entre les 𝐶𝑐 mesurés
par le carottier et celui mesuré de manière standard.
Enfin, l’essai de référence a été réalisé sur du sable qui n’a pas subi un
gel préalable et surtout qui ne se trouvait pas dans un environnement très
riche en eau/glace comme les échantillons de sables du baril BSA1. Les
effets de la présence de glace en excès, de sa fonte et de son drainage sur
le comportement en consolidation du sable ne sont pas simples à décrire.
Ils pourraient éventuellement expliquer les différences entre les essais du
carottier et l’essai de référence.
135
7 Evolution Pour faire suite aux essais réalisés en laboratoire, aux différentes
manipulations du carottier œdométrique, plusieurs aspects pourraient être
améliorés.
7.1 Conception
Le système des cannelures s’est avéré pratique à utiliser pour
l’assemblage, mais le maintien en position assuré par les vis à épaulement
a été parfois difficile, principalement à cause de la taille des vis. Une
augmentation du diamètre des vis ainsi que la réalisation de chambrages
plus larges faciliteraient des opérations de montage et démontage. Pour
rendre l’assemblage entre la partie supérieure et la partie inférieure plus
fonctionnelle, de légères modifications au niveau des surfaces de guidage
de la liaison pourraient être réalisées pour que l’insertion se fasse plus
directement. Ce guidage pourrait être assuré par un chanfrein plus long et
progressif de la surface d’accueil du fourreau du manchon bas du tube
extérieur de la partie basse.
D’une manière générale, les chanfreins pourraient être revus pour
assurer une transition plus douce lors de l’insertion des pièces avec des
joints toriques (par exemple avec des chanfreins longs et de 15 ° au
maximum).
La tête et le tube extérieur de la partie basse devraient être revus pour
que l’étanchéité entre les deux pièces se fasse par compression radiale du
joint torique. Le montage actuel est difficile à assembler.
Le passage des connexions électriques dans le tube extérieur n’est pas
pratique. Le logement du connecteur dans le tube extérieur haut pourrait
être revu.
136
Dans le cadre d’une utilisation terrain, il reste à concevoir les tiges de
forage qui permettront au carottier d’atteindre la profondeur de travail. Les
tiges devront être compatibles avec les rallonges de connexions
pneumatiques, électriques, le tuyau d’évacuation de l’eau drainée et avec
la prolongation de la tige du vérin.
7.2 Modification de la cellule de consolidation
7.2.1 Chauffage
L’élément chauffant actuel est alimenté en courant alternatif de 120 V,
ce qui peut provoquer des perturbations du signal des thermistances. Le
changement vers un élément chauffant de même puissance alimenté en
courant continu diminuerait supprimerait ces perturbations. La sécurité
des utilisateurs serait également renforcée. Comme mentionné dans le
paragraphe 5.2.1.1 le passage à un élément chauffant en caoutchouc de
silicone à circuit imprimé permettrait de réduire l’encombrement du
système. Par la même occasion, l’espace annulaire autour de l’élément
chauffant gagnerait 1 mm, l’isolation serait donc plus performante.
Le transfert de chaleur entre l’élément chauffant et l’échantillon pourrait
être amélioré en utilisant un fourreau en aluminium plutôt qu’un fourreau
en acier inoxydable, car la conduction thermique du premier est environ
10 fois plus grande que celle du deuxième. La lecture des températures
serait également plus représentative des températures de la surface
extérieure de l’échantillon.
Il est difficile de déterminer quel est le moment où l’échantillon de sol
est dégelé. Un travail sur ce point permettrait d’éviter l’échauffement du
carottier alors que l’échantillon est déjà dégelé. Les thermistances ne sont
espacées que de 25.4 mm. Un espacement plus grand permettrait
d’observer un gradient de température qui pourrait donner des indices
137
quant au moment où l’alimentation de l’élément chauffant n’est plus
nécessaire.
7.2.2 Charge appliquée
La force de frottement des joints du piston contre le filtre est difficile à
évaluer, car elle dépend de la propreté du filtre et du sol en cours
d’analyse. Cette incertitude entraîne des erreurs au niveau de la mesure
du déplacement du piston en fonction de la pression appliquée.
Pour améliorer la précision des mesures, deux solutions sont
envisageables. La première est la limitation du frottement du piston contre
de filtre. GKN Sinter Metal peut construire des filtres en acier inox 316L
poreux asymétriques de série « AS » (Figure 78). Le filtre est alors constitué
de deux couches : une couche intérieure extrêmement filtrante et une
couche extérieure très perméable. Le résultat est un filtre qui pour une
perméabilité équivalente, propose une capacité de filtration et un état de
surface améliorés. Ce type de filtre est environ 1.5 fois plus cher que le
filtre de la série « IS » utilisé jusqu’à maintenant.
Figure 78 – Filtre poreux à construction asymétrique (GKN Sinter Metal)
La deuxième solution consiste à intégrer un capteur de charge au
niveau du piston à base de jauge de déformation. La charge réelle
138
appliquée est ainsi connue. L’intégration d’un tel capteur nécessitera de
revoir le circuit électrique actuel du carottier.
7.2.3 Lecture du déplacement
Sauf combiné à un système d’acquisition et de traitement vidéo, le
vernier actuel ne permet pas une lecture précise du déplacement de la tige
du vérin. Il demande également une attention particulière de l’utilisateur.
L’implantation d’un capteur de déplacement permettrait donc de gagner en
précision et en simplicité d’exécution. Le capteur pourrait se trouver soit
juste au-dessus du vérin, soit en surface.
139
8 Conclusion L’objectif de ce projet était de développer un carottier capable de réaliser
un essai de consolidation de fonte in situ. Les contraintes comprenaient
l’utilisation d’un équipement de forage léger, des méthodes de forage sans
fluide, une profondeur de travail à atteindre par tubage, des conditions
d’essai spécifiques, une procédure et une durée d’exécution compatibles
avec une utilisation sur le terrain.
Le prototype proposé est muni d’une tarière double et d’une tête de
coupe alliant deux effets de coupe. L’essai de consolidation, dégel de
l’échantillon, application d’une charge et drainage, se fait entièrement
dans le carottier. Une méthode de travail est donnée.
Le carottier a été testé en laboratoire pour évaluer ses caractéristiques
de carottage et ses résultats d’essais de consolidation de fonte. Les essais
ont été menés sur de la glace et sur deux sols gelés riches en glace, l’un
constitué de silt, l’autre de sable.
Les forages réalisés ont permis de conclure que pour des vitesses de
rotation de 100 à 345 tr/min, il valait mieux choisir une vitesse de rotation
de 345 tr/min pour obtenir des échantillons de meilleure qualité. Les
vitesses de pénétration maximum atteintes ont été de 14, 11 et 9 mm/s
respectivement dans la glace, le silt et le sable.
La première série d’essais de consolidation de fonte, réalisée sur le silt, a
permis de mettre en évidence la capacité du carottier à réaliser un essai de
consolidation de fonte sous une charge unique. Les temps d’application de
la charge n’ont pas été assez longs pour observer la consolidation
secondaire des échantillons et donc d’évaluer la vitesse de consolidation.
Cependant, deux méthodes d’analyse ont permis de déduire des courbes
140
obtenues le tassement de fonte dû au drainage de l’eau en excès avec une
erreur relative inférieure à 13 % et 23 % pour chaque méthode.
La seconde série d’essais de consolidation de fonte, réalisée sur le sable,
a permis d’obtenir des profils de tassement en fonction de la contrainte
appliquée. Les valeurs de certains points à faible niveau de chargement
ont été anormalement hautes à cause d’une friction trop importante dans
la cellule de consolidation. Une filtration de ces données biaisées a permis
de redonner aux courbes les allures attendues. Les pentes observées,
caractérisées par l’indice de compression modifié, étaient un peu plus
prononcées que celles obtenues avec un essai de consolidation standard.
L’aspect pessimiste de ces résultats n’a pas pu être expliqué.
Plusieurs points donnant des axes de travail pour la poursuite du
développement du carottier ont été donnés. La diminution de l’incertitude
sur la valeur de la charge réellement appliquée sur l’échantillon et la
réduction de la friction à l’intérieur de la cellule sont à réaliser. Quelques
modifications de la conception du carottier pour faciliter son assemblage,
améliorer sa capacité de dégel et simplifier la prise de mesure du
tassement peuvent être réalisées. La conception des tiges de forage pour
permettre au carottier d’atteindre sa profondeur de travail sur le terrain
est à prévoir.
D’après les résultats obtenus et les corrections apportées par les
modifications à venir, le carottier sera un outil capable de donner in situ
des résultats tels que le tassement de fonte dû au drainage de la glace en
excès, la vitesse de consolidation de l’échantillon testé ainsi que la courbe
de tassement en fonction de la contrainte appliquée, tout ceci en fonction
de la profondeur de forage.
141
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147
Annexes A à D – système de chauffage
Annexe A Comparaison des résultats de Temp/W avec un calcul analytique
Le cas d’étude est le changement de température dans un cylindre sur
la surface duquel est appliqué un flux thermique, assez à la situation à
laquelle on est confrontés lors des simulations réalisées pour le
dimensionnement de l’organe de chauffe du carottier.
D’après la littérature (Incropera, 2011) :
𝑇𝑠
∗ = 2𝑡∗ +1
4+ 2 ∑
𝑒 −𝜁𝑛2𝑡∗
𝜁𝑛2
∞
𝑛=1
(35)
Et
𝑇𝑠
∗ = 𝑘𝑇𝑠 − 𝑇𝑖
𝑟0𝑞𝑠" (36)
Avec 𝑡∗ le temps, 𝜁𝑛 les zéros de la formule du premier ordre de Bessel, 𝑘
la conductivité du matériau, 𝑇𝑠 la température à la surface du cylindre au
cours du temps, 𝑇𝑖 la température initiale de la surface du cylindre, 𝑟0 le
rayon du cylindre et 𝑞𝑠" le flux thermique appliqué à la surface du cylindre.
Pour simplifier les calculs, on choisit :
𝑘 = 1 𝑊/𝑚/°𝐶
𝑇𝑖 = 0 °𝐶
𝑟0 = 1 𝑚
𝑞𝑠" = 1 𝑊/𝑚²
(37)
Les résultats obtenus sont comparés aux résultats analytiques
(Figure 79 et Tableau 10). La simulation par éléments finis donne des
températures de surface du cylindre très proches des températures
données par le calcul analytique. L’écart observé aux temps 0.01 s, 0.05 s
148
et 0.1 s est expliqué par le nombre de pas de calcul choisi dans TEMP/W.
Plus le nombre d’étapes de calcul est élevé, plus la solution par éléments
finis se rapproche de la solution analytique. Ici les calculs ont été faits
avec 50 000 pas de calculs. L’écart constaté entre le calcul analytique et la
simulation par éléments finis est très faible, Temp/w réagit correctement à
l’exercice.
Figure 79 – Evolution de la température de la surface du cylindre sur 10 secondes, par
la méthode analytique et par la méthode par éléments finis
Temps (s) 0.01 0.05 0.1 0.2 0.5
Ecart en température (°C) 5.92E-06 1.15E-05 8.43E-06 4.08E-06 1.72E-07
Ecart (%) 0.01 % 0.00 % 0.00 % 0.00 % 0.00 %
Temps (s) 1 1,5 2 2,5 10
Ecart en température (°C) 4.27E-08 -3.71E-11 -2.40E-14 0.00E+00 0.00E+00
Ecart (%) 0.00 % 0.00 % 0.00 % 0.00 % 0.00 %
Tableau 10 – Écarts entre les valeurs obtenues par la méthode analytique et par la
simulation par éléments finis
0
5
10
15
20
25
0 2 4 6 8 10
Tem
pé
ratu
re (
°C)
Temps (s)
Analytique
Simulation par EF
150
Figure 81 – Evolution de la température au centre de l'échantillon en fonction du
temps pour des teneurs en eau volumétriques de 10, 50 et 90 % (m3/m3)
Figure 82 – Evolution de la température au centre et à l’extérieur de l’échantillon et
sur l’élément chauffant en fonction du temps – Sol à 10 % (m3/m3) de teneur en eau
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
0 20 40 60 80 100
T (
°C
)
t (s)
w=90%
w=50%
w=10%
-20
0
20
40
60
80
100
0 2 4 6 8
T (
°C
)
t (min)
w = 10 %
Centre échnatillon
Extérieur échantillon
Elément chauffant
151
Figure 83 – Evolution de la température au centre et à l’extérieur de l’échantillon et
sur l’élément chauffant en fonction du temps – Sol à 50 % (m3/m3) de teneur en eau
Figure 84 – Evolution de la température au centre et à l’extérieur de l’échantillon et
sur l’élément chauffant en fonction du temps – Sol à 90 % (m3/m3) de teneur en eau
-20
0
20
40
60
80
100
0 2 4 6 8
T (
°C
)
t (min)
w = 50 %
Centre échnatillon
Extérieur échantillon
Elément chauffant
-20
0
20
40
60
80
100
0 2 4 6 8
T (
°C
)
t (min)
w = 90 %
Centre échnatillon
Extérieur échantillon
Elément chauffant
152
Figure 85 – Evolution de la température sur la paroi intérieure et la paroi extérieure du
carottier en fonction du temps – Sol à 10 % (m3/m3) de teneur en eau
Figure 86 – Evolution de la température sur la paroi intérieure et la paroi extérieure du
carottier en fonction du temps – Sol à 50 % (m3/m3) de teneur en eau
-5
-4
-3
-2
-1
0
0 2 4 6 8
T (
°C
)
t (min)
w = 10 %
Paroi intérieure ducarottier
Paroi extérieure ducarottier
-5
-4
-3
-2
-1
0
0 2 4 6 8
T (
°C
)
t (min)
w = 50 %
Paroi intérieure ducarottier
Paroi extérieure ducarottier
153
Figure 87 – Evolution de la température sur la paroi intérieure et la paroi extérieure du
carottier en fonction du temps – Sol à 90 % (m3/m3) de teneur en eau
-5
-4
-3
-2
-1
0
0 2 4 6 8
T (
°C
)
t (min)
w = 90 %
Paroi intérieure ducarottier
Paroi extérieure ducarottier
154
Figure 88 – Profil de température pour la simulation radiale et axiale (t = 90 s). En
rouge l’emplacement de l’élément chauffant. La courbe en tiret représente le front de
dégel. Les températures sont indiquées en degrés Celsius
Hau
teur
(m
)
Rayon (m)
155
Annexe C Capteurs de température : technologie disponible
Thermocouples
Le fonctionnement des thermocouples est basé sur l’effet Seebeck.
Lorsqu’un conducteur est soumis à un gradient de température, il génère
une tension. En mesurant la différence de potentiel générée entre deux
conducteurs de nature différente soumis à un même gradient de
température, on peut retrouver la valeur de ce gradient de température.
Un thermocouple ne permet que de mesurer une différence de
température. Il faut donc connaitre la température de référence pour
obtenir une valeur absolue de température. Différents types de
thermocouples existent, ils sont différenciés au niveau de leur
composition. Les métaux utilisés sont les alliages de nickel, cuivre,
chrome, aluminium, magnésium et le fer, cuivre, platine. La plage de
température mesurée peut aller de -200 °C à 1800 °C. Les variations de
tension se situent entre -10 mV et 80 mV, les thermocouples sont donc
sensibles aux bruits, introduits par des perturbations extérieures ou par
les instruments de mesure. Dans la pratique, il est difficile d’atteindre une
précision de +/- 1 °C. Leur temps de réponse est faible.
RTD
Le principe de fonctionnement des RTD est basé sur la variation presque
linéaire de la résistance électrique en fonction de la température des
métaux purs. Les RTD peuvent être constitués de nickel, de cuivre ou de
platine. Ils sont caractérisés par leur stabilité dans le temps, leur temps de
réponse élevé et leur faible sensibilité. Ils nécessitent une excitation en
courant. Les valeurs de résistances des RTD sont faibles (100 Ω à 1000 Ω
à 0 °C). Le câblage des RTD au boitier d’acquisition peut donc avoir une
influence sur les mesures de température s’il n’y a pas eu de calibration.
Leur plage de température de fonctionnement peut aller de -200 °C à
500 °C. La précision de ces capteurs est de l’ordre de +/- 0.1 °C.
156
Thermistances
Comme les RTD, le principe de fonctionnement des thermistances est
basé sur la variation de la résistance électrique d’un oxyde métallique
semi-conducteur en fonction de la température. Contrairement aux RTD,
les thermistances nécessitent une excitation en tension. Leur variation de
résistance en fonction de la température n’est pas linéaire. Leur résistance
augmente avec la température pour les thermistances CTP8 et diminue
avec la température pour les thermistances CTN 9 . Les valeurs de
résistances des thermistances sont élevées (selon les modèles la valeur
nominale à 25 °C peut aller de 2 kΩ à 100 kΩ) et la variation de résistance
en fonction de la température est grande. Leur plage de température de
fonctionnement est peu étendue (de -80 °C à 250 °C). Ce sont donc des
capteurs très sensibles. Ils sont plus physiquement plus fragiles que les
thermocouples et les RTD.
Capteurs à fibres optiques
Les capteurs à fibre optique utilisent les phénomènes physiques tels que
les réseaux de Bragg, l’effet Raman ou l’effet Brillouin pour délivrer une
image de la température. La transmission des données peut se faire sur de
longues distances par connexion optique. Ils ont pour avantage d’être
insensibles aux perturbations électromagnétiques. Ils sont également de
faible encombrement. La précision de ces capteurs est de l’ordre de +/-
0.1 °C à +/- 2 °C. La prise de mesure peut être extrêmement rapide (2 ms)
à lente (5 min), dépendamment de la technologie utilisée.
8 Coefficient de Température Positif
9 Coefficient de Température Négatif
157
Annexe D Alimentation des thermistances
T (°C) R (Ω) Ientrée pour 10 V (mA) P pour 10 V (mW) Ientrée max (mA)
-15 72 930 0.14 1.4 0.14
-10 55 330 0.18 1.8 0.18
-5 42 320 0.24 2.4 0.24
0 32 650 0.31 3.1 0.31
5 25 380 0.39 3.9 0.39
10 19 900 0.50 5.0 0.50
15 15 710 0.64 6.4 0.64
20 12 490 0.80 8.0 0.80
25 10 000 1.00 10.0 1.0
30 8057 1.2 12.4 1.2
35 6531 1.5 15.3 1.5
40 5327 1.9 18.8 1.9
45 4369 2.3 22.9 2.3
50 3603 2.8 27.8 2.8
55 2986 3.3 33.5 3.3
60 2488 4.0 40.2 4.0
65 2083 4.8 48.0 4.8
70 1752 5.7 57.1 5.0
75 1481 6.8 67.5 5.0
80 1258 7.9 79.5 5.0
85 1072 9.3 93.3 5.0
90 917.7 11 109.0 5.0
95 788.5 13 126.8 5.0
100 680 15 147.1 5.0
105 588.6 17 169.9 5.0
Tableau 11 – Puissance dissipée en fonction de la température pour un voltage de 10 V
aux bornes de la thermistance
158
Figure 89 – Puissance dissipée, courant injecté pour un voltage aux bornes des
thermistances de 10 V et valeur de la résistance en fonction de la température
(thermistance 10 kΩ)
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
0
1
2
3
4
5
6
7
8
-20 0 20 40 60 80 100 120
I (
mA
) o
u P
(m
W)
R (
Ω)
x 1
00
00
R
I
P
159
Annexes E à F – consolidation de
l’échantillon
Annexe E Variation de la viscosité dynamique de l’eau en fonction de la température
Sous 1 bar de pression
T (°C) μ (kg/m/s)
0 1.80E-03
10 1.32E-03
20 1.01E-03
30 8.02E-04
40 6.60E-04
50 5.55E-04
60 4.72E-04
70 4.05E-04
80 3.52E-04
161
Annexe F Caractéristiques des filtres
SIKA-R 1 IS SIKA-R 20 IS
Diamètre intérieur (mm) 30 30
Diamètre extérieur (mm) 34 34
Matériau AISI 316L AISI 316L
Filtration à 98 % (µm) 1 24
Perméabilité (10-12 m2) 0.15 10
Coefficient de perméabilité à 20 °C (m/s) 1.46E-06 9.74E-05
163
Annexes G à L – essais de laboratoire
Annexe G Caractéristiques techniques de la foreuse Minuteman (http://www.mobiledrill.net/new-drill-rigs/Minuteman)
165
Annexe H Récapitulatif des forages réalisés
Forage
Am
éliora
tion d
e la p
erf
orm
ance fora
ge
BSi1-1
BSi1-2
BSi1-3
Inserts plaquettes carbure bricolage
BSi1-4
BSi1-5
BG1-1
BG1-2
BG1-3
BG1-4
BG1-5
Nouvelle géométrie tarière
BG2-1
BG2-2
BG2-3
BG2-4
BG2-5
Tests
de fonte
d'é
chantillons d
e g
lace /
régla
ge d
u p
id
BG2-06
BG2-07
BG2-08
Pesées
BG2-09
BG2-10
BG2-11
BG2-12
BG2-13
BG2-14
BG2-15
BG2-16
BG2-17
166
Essais
consolidation 1
palier
mis
e e
n p
lace
BSi1-6
Insert en carbure résistant aux impacts et remplacement ruban adhésif élément chauffant
BSi1-7
BG2-18
BSi1-8
BG2-19
Remplacement ruban adhésif élément chauffant et modification couronne de forage
BSi2-1
BSi2-2
BG3-1
BSi2-3
BG3-2
Essais
consolidation 1
palier
Filtr
e S
IKA-R
1-I
S
BSi2-4
BG3-3
BSi2-5
BG3-4
BSi2-6
BG3-5
BSi2-7
BG3-6
BSi2-8
BSi2-9
Essais
consolidation m
ultip
aliers
sur
sable
BSa1-1
BG4-1
BG4-2
BSa1-2
BG4-3
Filtr
e S
IKA-R
20-I
S
BG4-4
BSa1-3
BG4-5
BSa1-4
BSa1-5
BSa1-6
BSa1-7
BSa1-8
BSa1-9
BSa1-10
BSa1-11
Tableau 12 – Récapitulatif des forages réalisés et de l’évolution du carottier
167
Annexe I Caractéristiques de forage
Forage
Nom forage BG3-1 BG3-2 BG3-3 BG3-4 BG3-5 BG3-6 BG4-1 BG4-2 BG4-3 BG4-4
Vitesse de rotation (tr/min) 105 105 105 105 200 345 345 345 345 345
Précarottage à 105 tr/min non non non non oui oui oui oui oui oui
Hauteur précarottage (mm) na na na na 63.50 63.50 69.85 82.55 44.45 63.50
Durée précarottage (s) na na na na 10 18 8 9 5 9
Durée carottage (s) 55 35 32 48 17 15 18 23 36 24
Profondeur de forage (mm) 261 253 241 247 266 272 328 326 240 261
Vitesse de pénétration
précarottage (mm/s) na na na na 6.4 3.5 8.7 9.2 8.9 7.1
Vitesse de pénétration hors précarottage
(mm/s) na na na na 11.9 13.9 14.3 10.6 5.4 8.2
Vitesse de pénétration moyenne (mm/s) 4.7 7.2 7.5 5.1 9.9 8.2 12.6 10.2 5.9 7.9
Hauteur de carotte
(mm) 316 298 326 326 326 326 325 326 326 321
Remplissage du carottier 96.9 % 91.4 % 100 % 100 % 100 % 100 % 99.7 % 100 % 100 % 98.5 %
Expansion verticale de l'échantillon 21.1 % 17.8 % 35.3 % 32.0 % 22.6 % 19.9 % -0.91 % 0.00 % 35.8 % 23.0 %
La vitesse de pénétration est calculée sur la base d'une valeur moyenne entre la descente de la foreuse et la hauteur du trou
Tableau 13 – Données forage et consolidation BG3 et BG4
168
Forage
Nom forage BSI2-1 BSI2-2 BSI2-3 BSI2-4 BSI2-5 BSI2-6 BSI2-7 BSI2-8 BSI2-9
Vitesses de rotation (tr/min) 105 105 105 105 105 345 345 345 345
Précarottage à 105 tr/min non non non non non oui oui oui oui
Hauteur précarottage
(mm) na na na na na 146 70 51 64
Durée précarottage
(s) na na na na na 29 10 6 9
Durée carottage
(s) 47 44 24 29 41 46 29 26 50
Profondeur de forage (mm) 162 128 147 166 232* 265 284 292 290
Vitesse de pénétration
précarottage (mm/s) na na na na na 5.0 7.0 8.5 7.1
Vitesse de pénétration moyenne
(mm/s) 3.4 2.9 6.1 5.7 5.7 5.8 9.8 11.2 5.8
Hauteur de carotte
(mm) 200 176 196 221 238 292 319 321 326
Remplissage du carottier 61.3 % 54.0 % 60.1 % 67.8 % 73.0 % 89.6 % 97.9 % 98.5 % 100 %
Expansion verticale de l'échantillon 23 % 38 % 33 % 33 % 3 % 10 % 12 % 10 % 12 %
Consolidation
Nom essai abrégé na na na Si-1 Si-2 Si-3 Si-4 Si-5 Si-6
169
Nom essai long na na na (Si-1) 85 (Si-2) 102 (Si-3) 156 (Si-4) 183 (Si-5) 185 (Si-6) 190
Hauteur échantillon testé (mm) na na na 85 102 156 183 185 190
Tassement mesuré (méthode des
tangentes) (mm) na na na dm 48 86 95 97 dm
Calculs H1
Facteur d'expansion na na na 1.3 1.0 1.1 1.1 1.1 1.1
Profondeur couche sol 1 corrigée
(mm) na na na 69 53 57 58 57 58
Profondeur couche glace 2 corrigée
(mm) na na na 173 133 143 146 143 146
Profondeur couche sol 2 corrigée
(mm) na na na 226 174 187 191 187 191
Profondeur couche glace 3 corrigée
(mm) na na na 320 246 264 270 264 270
Tassement théorique (exp.10 sol
=exp. glace) (mm) na na na 69 53 70 95 99 102
Erreur relative (exp. sol = exp. glace) na na na na 9 % -23 % 0 % 2 % nc
Calculs H2
Hauteur de sol fin in situ na na na 78 140 148 148 148 148
10 exp. = expansion
170
Hauteur de glace in situ na na na 88 92 117 136 144 142
Facteur d'expansion de glace na na na 1.6 1.1 1.2 1.3 1.2 1.3
profondeur couche sol 1 corrigée
(mm) na na na 85 55 64 65 62 65
profondeur couche glace 2 corrigée
(mm) na na na 163 133 142 143 140 143
profondeur couche sol 2 corrigée
(mm) na na na 228 176 191 194 189 193
profondeur couche glace 3 corrigée
(mm) na na na 298 246 261 264 259 263
Tassement théorique (exp. sol =1)
(mm) na na na 85 55 78 105 107 112
Erreur relative (exp. sol) = 1 na na na na 13 % -10 % 9 % 9 % nc
* Donnée estimée d’après vidéo
Tableau 14 – Données forage et consolidation BSI2
171
Forage
Nom forage BSA1-1 BSA1-2 BSA1-3 BSA1-4 BSA1-5 BSA1-6 BSA1-7 BSA1-8 BSA1-9 BSA1-10 BSA1-11
Vitesses de rotation (tr/min) 200 345 345 345 345 345 345 345 345 345 345
Précarottage à 105 tr/min oui oui oui oui oui oui oui oui oui oui oui
Hauteur précarottage (mm) 148 44 70 51 51 38 44 44 38 32 32
Durée précarottage (s) 34 8 9 8 6 5 9 7 7 6 7
Durée carottage (s) 81 61 36 58 91 43 56 77 48 52 67
Profondeur de forage (mm) 318 347 308 310 340 337 310 337 332 328 331
Vitesse de pénétration précarottage (mm/s)
4.3 5.6 7.8 6.4 8.5 7.6 4.9 6.4 5.4 5.3 4.5
Vitesse de pénétration moyenne (mm/s)
3.9 5.7 8.6 5.3 3.7 7.8 5.5 4.4 6.9 6.3 4.9
Hauteur de carotte (mm) 322 321 321 322 324 325 323 325 325 325 325
Remplissage du carottier 98.9 % 98.5 % 98.6 % 98.7 % 99.5 % 99.7 % 99.1 % 99.8 % 99.7 % 99.8 % 99.8 %
Expansion verticale de l'échantillon 1.4 % -7.5 % 4.4 % 3.8 % -4.6 % -3.6 % 4.2 % -3.5 % -2.1 % -0.80 % -1.8 %
Consolidation
Nom essai Sa-1 Sa-2 Sa-3 Sa-4 Sa-5 Sa-6 Sa-7 Sa-8 Sa-9 Sa-10 Sa-11
Hauteur d'échantillon testé (mm) 186 185 185 186 188 189 187 189 189 189 189
Frottements à vide (kPa) 93 93 75 86 75 75 56 60 56 52 52
Charge palier 1 (kPa) 48* 70* 82 78* 75 75 56* 52* 18* 22* 22*
Charge palier 2 (kPa) 70* 108 127 116 119 112 93 90 37 41* 60
172
Charge palier 3 (kPa) 108 149 168 157 168 168 131 127 56 60 97
Charge palier 4 (kPa) 149 na na na na na 187 183 75 97 134
Charge palier 5 (kPa) na na na na na na na na 93 134 172
Charge palier 6 (kPa) na na na na na na na na 131 na na
Charge palier 7 (kPa) na na na na na na na na 168 na na
ΔH/H à 130 kPa 47.5 % 48.7 % 54.0 % 66.2 % 52.2 % 44.1 % 48.6 % 46.3 % 47.9 % 68.6 % 46.7 %
Cce brut 0.37 0.08 0.19 0.48 0.15 0.32 0.50 0.61 0.34 0.22 0.10
Cce (données filtrées) 0.22 0.11 0.19 0.15 0.15 0.32 0.13 0.42 0.11 0.12 0.15
Tableau 15 – Données forage et consolidation BSA1
173
Annexe J Essais à un palier de chargement – Déplacement vertical en fonction du temps à la puissance 0.465 – Essais Si-2 à Si-5
0
10
20
30
40
50
60
70
0 1 2 3 4 5
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t0.465 (min)0.465
Si-2
0
20
40
60
80
100
120
140
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t0.465 (min)0.465
Si-3
174
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 1 2 3 4 5 6
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t0.465 (min)0.465
Si-4
0
20
40
60
80
100
120
0 1 2 3 4 5
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t0.465 (min)0.465
Si-5
175
Annexe K Essais à plusieurs paliers de chargement – Déplacement vertical en fonction du temps – Essais Sa-1 à Sa-11
0
20
40
60
80
100
0 10 20 30 40
Dép
lacem
en
t v
erti
cal (m
m)
t (min)
Sa-1
p1 : 48kPa
p2 : 70kPa
p3 : 108kPa
p4 : 149kPa
0
20
40
60
80
100
0 10 20 30 40 50
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
Sa-2
p1 : 70kPa
p2 : 108kPa
p3 : 149kPa
176
0
20
40
60
80
100
120
0 10 20 30 40 50 60
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
Sa-3
p1 : 82kPa
p2 : 126kPa
p3 : 168kPa
0
20
40
60
80
100
120
140
0 10 20 30 40 50 60
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
Sa-4
p1 : 78kPa
p2 : 115kPa
p3 : 156kPa
177
0
20
40
60
80
100
120
0 5 10 15 20 25 30 35
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
Sa-5
p1 : 74kPa
p2 : 119kPa
p3 : 168kPa
0
20
40
60
80
100
0 10 20 30 40 50 60 70
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
Sa-6
p1 : 74kPa
p2 : 112kPa
p3 : 168kPa
178
0
20
40
60
80
100
120
0 10 20 30 40 50 60 70
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
Sa-7
p1 : 56kPa
p2 : 93kPa
p3 : 130kPa
p4 : 186kPa
0
20
40
60
80
100
120
0 10 20 30 40 50 60 70
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
SA-8
p1 : 52kPa
p2 : 89kPa
p3 : 126kPa
p4 : 182kPa
179
0
20
40
60
80
100
0 10 20 30 40 50 60
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
Sa-9
p1 : 18kPa
p2 : 37kPa
p3 : 56kPa
p4 : 74kPa
p5 : 93kPa
p6 : 130kPa
p7 : 168kPa
0
20
40
60
80
100
120
140
0 20 40 60 80
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
Sa-10
p1 : 22kPa
p2 : 41kPa
p3 : 59kPa
p4 : 97kPa
p5 : 134kPa
180
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 10 20 30 40 50 60
Dép
lacem
en
t verti
cal (m
m)
t (min)
Sa-11
p1 : 22kPa
p2 : 59kPa
p3 : 97kPa
p4 : 134kPa
p5 : 171kPa
181
Annexe L Essai de consolidation standard sur un échantillon de sable
Diamètre cellule 2 po 𝑒0 0.466
Hauteur échantillon 1.8 +/- 0.5 cm 𝑒𝑓 0.385
7%
6%
5%
4%
3%
2%
1%
0
0,1 1 10 100 1000
ΔH
/H
0
Contrainte effective de consolidation (kPa)
0,38
0,40
0,42
0,44
0,46
0,48
0,1 1 10 100 1000
In
dic
e d
es v
ides, e
Contrainte effective de consolidation (kPa)