Tensar ss2 Typar 3407 Bidim B2 Pas de géosynthetique Woven Tensar SS1 Polyfelt TS500
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8.3) Analyse rhéologique
Les courbes de Wöhler établies permettent d’estimer le nombre de cycles qu’est susceptible de subir une chaussée en fonction de la déformation au sommet du sol d’infrastructure induite par chaque cycle. Pour déterminer la valeur de cette déformation, il est nécessaire de s’appuyer sur un code de calcul tenant compte des conditions de chargement ainsi que des caractéristiques des matériaux de chaussée utilisés.
Le code de calcul développé dans ce projet s’appuie sur les théories de Boussinesq et d’Odemark (Section 2.4.2) permettant la détermination de l’état de contrainte et de l’état de déformation à une profondeur donnée dans la chaussée en fonction de la charge appliquée. Cette méthode de calcul donne un résultat simplifié qui ne correspond pas forcément à la réalité, mais cela permet d’avoir un bon ordre de grandeur avec un modèle simple à mettre en place. La démarche de calcul peut se programmer sur Excel, l’Annexe III montre un exemple pour un cas particulier.
Dans le cadre du projet, cette analyse permet d’obtenir les valeurs de déformation sur le sol d’infrastructure en fonction des caractéristiques de ce sol, de la nature ainsi que de l’épaisseur des couches granulaires et du niveau de sollicitation. Pour mener à bien cette analyse, il s’agit de connaitre les modules des matériaux qui composent la chaussée.
Plusieurs modèles existent pour déterminer le module réversible d’un matériau. Le modèle de Suarez, pour la détermination du module des matériaux granulaires, ainsi que le modèle de Rahim et George, pour la détermination du module des sols fins et grossiers, sont présentés au paragraphe 2.2.2.2) du présent rapport. Le module peut également être déterminé à partir des essais DCP et LWD avec des modèles présentés dans la partie 6.3.3). Des valeurs typiques de module réversible selon le type de sol sont également proposées par l’AASHTO (voir Tableau 3, section 2.2.2.2)). En 1962, Heuklelom et Klomp ont établis une relation entre le MR et l’indice CBR, définie par l’équation suivante :
MR(MPa) = 10(CBR) (69)
Chacun de ces modèles a été appliqué pour déterminer la valeur des modules réversibles des matériaux utilisés lors de la construction des échantillons de chaussées de ce projet. Ensuite, les valeurs des modules obtenues ont été implémentées dans le modèle de Boussinesq-Odemark pour déterminer, en fonction de la charge appliquée, la déformation au sommet du sol d’infrastructure théorique. Le coefficient de poisson de chacun des matériaux a été fixé à 0,35. Finalement, les déformations calculées ont été comparées aux véritables déformations mesurées lors des essais. Le Tableau 36 présente les écarts moyens entre la déformation théorique et la déformation réelle pour chacun des modèles cités ci-dessus. L’écart est ici défini par l’équation suivante :
Écart (%) = 100 × |ϵréel− ϵϵ théorique
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Tableau 36 : Déformation au sommet du sol d’infrastructure, écarts entre théorie et réalité selon le modèle utilisé pour déterminer le module réversible des matériaux de chaussée
Modèle de détermination des modules réversibles des matériaux
Écart moyen entre la déformation réelle au sommet du sol d’infrastructure et la déformation calculée avec Boussinesq-
Odemark MG-20 : Modèle de Suarez (2010)
Sol d’infrastructure : Modèle de Rahim et George (2005)
38,50%
Modèle DCP 60,84%
Modèle LWD 150,82%
Valeurs typiques de modules de l’AASHTO 33,39%
MR (MPa) = 10(CBR) 52,89%
Lorsque les modules réversibles déterminés avec le modèle LWD sont implémentés dans les équations de Boussinesq et Odemark, l’écart moyen entre la déformation calculée et la déformation mesurée lors des essais est assez important. Ce résultat est à relativiser car les données obtenues ici avec le LWD peuvent être remises en cause. En effet, les mesures ont été prises sur des matériaux compactés dans une cuve rigide de faibles dimensions, ce qui a pu influencer les bassins de déflexion créés sous l’appareil.
L’écart obtenu en utilisant le modèle DCP ou le modèle CBR est relativement faible compte tenu de l’ordre de grandeur des déformations dont il est question. Le modèle CBR d’Heuklelom et Klomp est relativement pratique mais il faut toutefois le considérer avec précaution car l’étude de Hight et Steven (1982) ainsi que celle de Loach (1987) concluent qu’il n’existe en réalité pas de corrélation entre CBR et MR.
Le modèle de Suarez associé au modèle de Rahim et George apparait ici comme tout à fait pertinent pour déterminer les modules des matériaux qui sont utilisés dans les calculs de Boussinesq et d’Odemark. Cependant, il s’agit d’un modèle qui nécessite de connaitre un grand nombre de caractéristiques des matériaux. L’utilisation d’un tel modèle est appropriée si le sol et les matériaux de chaussée ont fait l’objet d’une caractérisation rigoureuse.
Il s’avère ici que ce sont les valeurs typiques de modules de l’AASHTO qui permettent d’obtenir la meilleure corrélation entre déformations calculées et déformations réelles. Cette observation est intéressante car c’est finalement le modèle le plus simple, à savoir une liste de valeurs de modules prédéfinies selon le type de sol, qui s’avère le plus convainquant lorsqu’il est combiné avec le code de calcul de Boussinesq-Odemark.
Les contraintes verticales calculées par Boussinesq-Odemark ont également été comparées avec les valeurs obtenues durant les essais par les capteurs de pression. Pour l’ensemble des modèles, l’écart est d’environ 40%. Cet aspect n’est pas discuté ici car les contraintes n’interviennent pas dans la méthode de conception développée. De plus, les capteurs de pression utilisés durant les
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essais n’étaient pas suffisamment sensibles pour mesurer précisément les faibles contraintes en profondeur.
Les écarts moyens ont ici été calculés en comparant la réalité avec les résultats obtenus par les calculs de Boussinesq-Odemark. Des écarts moyens du même ordre de grandeur ont étés obtenus en effectuant les calculs avec la théorie de Burmister par l’intermédiaire du logiciel WinJULEA.