Effets des charges sur les chaussées en période de restriction
des charges-volet laboratoire
Mémoire
Ahmed El youssoufy
Maîtrise en génie civil
Maître ès sciences (M.Sc.)Québec, Canada
Effets des charges sur les chaussées en période de restriction
des charges-volet laboratoire
Mémoire
Ahmed El youssoufy
Sous la direction de :
Guy Doré, directeur de recherche
iii
Résumé
Pendant la période de dégel, les chaussées subissent une diminution significative de leur capacité portante, ce qui conduit à une augmentation de la détérioration au cours de cette saison. Le Ministère des Transports du Québec impose une restriction des charges pendant le dégel et la récupération structurale de la chaussée pour assurer une protection contre les dommages excessifs liés au dégel. L’objectif principal de ce projet est de présenter les résultats d’une enquête sur le comportement de la structure de la chaussée pendant le gel et le dégel dans des conditions contrôlées au laboratoire de l’Université Laval à l’aide d’un Simulateur de Véhicules Lourds (SVL). Les résultats de l’étude seront utilisés pour développer des critères d’aide pour les autorités dans le processus de prise de décision pour la mise en place et l’enlèvement de la restriction des charges. Une structure typique de chaussée souple à quatre couches a été construite dans une fosse d’essai faite en béton à l’Université Laval. La section de la chaussée a été instrumentée pour mesurer les déformations horizontales dans la couche du béton bitumineux, ainsi que la contrainte et la déformation verticale, et la teneur en eau dans toutes les couches non-liées et dans le sol d’infrastructure. La température a été également suivie dans toutes les couches. Le nouveau SVL a été utilisé pour appliquer une charge de 5000 kg (conditions normales), 5500 kg (hiver) et 4000 kg (restriction des charges printanière) sur un assemblage standard d’un essieu à pneu jumelé. Le simulateur a également été utilisé pour induire trois cycles de gel-dégel jusqu’à une profondeur de 1,5 m dans la structure de la chaussée. Les résultats ont permis de quantifier la relation entre la réponse de la chaussée et la profondeur de gel/dégel et d’identifier les conditions critiques de la période de dégel. Aussi, les résultats ont montré que l’application d’une période de restriction de charge pendant la période de dégel permettait d’avoir un gain sur la durée de vie de la chaussée, cette période de restriction est donc justifiée et efficace. Cependant, pour optimiser la période de restriction de charges, de nouveaux critères de gestion ont été proposés dans ce projet.
iv
Abstract
During the spring thaw period, pavements experience a significant decrease of their bearing capacity, which leads to increased deterioration during that season. The Ministry of Transportation of Quebec enforces load restrictions during the thawing and the recovery of the pavement structures to ensure they are protected from excessive thaw associated damages. The main objective of this paper is to present the results of an investigation of the structural behaviour of a pavement structures during freezing and thawing under laboratory controlled conditions using the Laval University heavy vehicle simulator (HVS). The results of the study will be used to develop criteria to assists the authority in the decision-making process for the implementation and the removal of load restrictions. A typical four-layer flexible pavement structure was built inside an indoor concrete test pit at Laval University. The pavement section was instrumented to monitor horizontal strains in the asphalt concrete layer as well as vertical stress, vertical strain, and water content in each unbound layer and in subgrade soil. Temperature was also monitored in all layers. The new HVS was used to impose 5000 kg (normal conditions), 5500 kg (winter) and 4000 kg (spring load restrictions) loads on a standard dual-tire assembly. The load simulator was also used to induce three freeze-thaw cycles to a depth of 1,5 m in the pavement structure. The results allowed quantifying the relationship between pavement response and freezing/thaw depth and to identify the critical conditions of the thawing period. Also, the results showed that the application of a load restriction period during the thaw allowed to have a gain on the life cycle, thus a load restriction period is justified and effective. However, to optimize the load restriction period, new management criteria have been proposed in this project.
v
Table des matières
Résumé ... iii
Abstract ... iv
Table des matières ... v
Liste des tableaux ... x
Liste des figures ... xi
Remerciement ... xvi
Chapitre 1 : Introduction ... 1
1.1 Mise en contexte ... 1
1.2 Objectif du projet de recherche ... 2
1.3 Structure du mémoire ... 3
Chapitre 2 : Revue de littérature ... 4
2.1 Comportement thermique des chaussées ... 4
2.1.1 La pénétration du gel dans les sols ... 4
2.1.1.1 Gélivité des sols ... 4
2.1.1.2 Processus de pénétration du gel ... 6
2.1.1.3 Formation des lentilles de glace ... 8
2.1.1.4 Effets du soulèvement au gel sur la chaussée ... 11
2.1.1.5 Mécanisme et affaiblissement au dégel ... 13
2.2 Comportement hydrique de la chaussée ... 16
2.3 Comportement mécanique ... 18
2.3.1 Modules des couches ... 18
2.3.1.1 Détermination des modules réversible en laboratoire ... 20
2.3.1.2 Modèles représentatifs du module réversible MR ... 21
2.3.1.2.1 Loi constitutive modèle K-Ɵ ... 21
2.3.1.2.2 Modèle de Uzan ... 23
2.3.1.2.3 Loi constitutive selon la méthode d’essai LC 22-400 (2004) ... 23
2.3.1.2.4 Loi constitutive selon la méthode d’essai LC 22-400 (2006) ... 24
2.3.1.3 Définition et détermination du module complexe de l’enrobé bitumineux ... 24
vi
2.3.2 Déformations et contraintes des couches ... 31
2.4.1 Dégradation des chaussées ... 37
2.4.2 Mécanismes d’endommagement par fatigue ... 38
2.4.3 Mécanismes d’endommagement par orniérage ... 40
2.4.4 Loi d’endommagement de Miner ... 41
2.5 Restriction de charges durant le dégel ... 42
2.5.1 Les recherches de WSDOT ... 45
2.5.2 Études satellitaires en utilisant l’indice de gel et l’indice de dégel ... 46
2.5.3 Recherches Norvégiennes ... 47
2.6 Techniques de conception permettant d’atténuer les effets du gel et du dégel ... 49
2.6.1 Atténuation des effets au gel ... 50
2.6.1.1 Transition longitudinale ... 50
2.6.1.2 Isolation des chaussées ... 51
2.6 Conclusion ... 52
Chapitre 3 Description de la fosse d’essai, de l’instrumentation utilisée et de la méthodologie ... 54 3.1 Fosse d’essais ... 54 3.2 Instrumentation ... 56 3.2.1 Jauges de déformations ... 56 3.2.2 Jauges de contraintes ... 61 3.2.3 Tekscan ... 63
3.2.4 Jauges de succion matricielle ... 63
3.2.5 Teneur en eau ... 64 3.2.6 Températures ... 66 3.3 Installation de l’instrumentation ... 67 3.3.1 Phase de construction ... 67 3.4 Bilan de l’instrumentation ... 75 3.5 Méthodologie ... 82
Chapitre 4 Essai de caractérisation des matériaux ... 86
4.1 Résultat de l’essai Proctor ... 86
vii
4.3 Potentiel de ségrégation des sols ... 90
Chapitre 5 Présentation et analyse des résultats de la fosse d’essai ... 92
5.1 Résultat du cycle 1 ... 92 5.1.1 Description de l’essai ... 92 5.1.2 Comportement thermique ... 92 5.1.3 Comportement hydrique ... 95 Teneur en eau ... 95 5.1.3.1 Succion matricielle ... 97 5.1.3.2 Soulèvement au gel ... 97 5.1.4 Comportement mécanique ... 98
5.1.4.1 Déformation des couches ... 98
5.1.4.2 Déflexions à la surface ... 103
5.1.4.3 Contraintes dans les couches non liées ... 105
5.1.4.4 Modules des couches ... 107
5.1.4.5 TireScan : empreinte et contrainte à l’interface pneu-chaussée ... 108
5.1.5 Conclusion ... 115 5.2 Résultats du cycle II ... 116 5.2.1 Description de l’essai ... 116 5.2.2 Comportement thermique ... 116 5.2.3 Comportement hydrique ... 122 5.2.3.1 Teneur en eau ... 122 5.2.3.2 Succion matricielle ... 124 5.2.4 Comportement mécanique ... 125
5.2.4.1 Déformation des couches ... 125
5.2.4.2 Contraintes dans les couches non liées ... 128
5.2.4.3 Modules des couches ... 130
5.2.5 Conclusion ... 135
5.3 Résultats du cycle III ... 136
5.3.1 Description de l’essai ... 136
5.3.2 Comportement thermique ... 136
viii
5.3.3.1 Teneur en eau ... 141
5.3.3.2 Succion matricielle ... 143
5.3.4 Comportement mécanique ... 144
5.3.4.1 Déformations des couches ... 144
5.3.4.2 Contraintes dans les couches non liées ... 148
5.3.4.3 Modules des couches ... 151
5.3.4.4 Soulèvement/déflexion durant le gel-dégel ... 154
5.3.5 Conclusion ... 157
Chapitre 6 Comparaison entre les résultats obtenus au SERUL et ceux obtenus dans la fosse d’essai ... 158
6.1 Introduction ... 158
6.2 Comportement thermique ... 159
6.2.1 Rappel des paramètres thermiques ... 159
6.2.2 Présentation des résultats ... 160
6.3 Comportement hydrique ... 168
6.4 Comportement mécanique ... 169
6.5 Conclusion ... 172
Chapitre 7 Analyse de l’endommagement par fatigue ... 173
7.1 Introduction ... 173
7.2 Calcul de l’endommagement par fatigue ... 174
7.2.1 Détermination du paramètre KF1 ... 174
7.2.2 Détermination du module dynamique |E*| ... 175
7.2.3 Loi de Miner ... 176
7.3 Analyse de l’endommagement total et des dommages saisonniers ... 177
7.4 Analyse de l’endommagement avec des critères optimisés ... 182
7.5 Conclusion ... 184
7.6 Discussion ... 184
7.6.1 Réflexion objective sur l’ensemble du projet ... 184
7.6.2 Mise en application du travail de recherche ... 186
7.6.3 Pistes pour des recherches futures ... 188
ix
Références ... 193
Annexes ... 199
Annexe A : Les valeurs références de différents paramètres de mesure ... 199
Annexe B : Rapports d’essais-enrobés : essais en traction-compression directe ... 200
Annexe C : Module réversible des couches non liées ... 205
x
Liste des tableaux
Tableau 2-1 : Potentiel de ségrégation. ... 5
Tableau 2-2 : Valeurs typiques des constantes k- et k2 du modèle K-Ɵ (tirées de Robert et coll, 2002). ... 22
Tableau 2-3 : Répertoire des constantes de régression - loi de fatigue, Alejandro (2010). . 39
Tableau 2-4 : Répertoire des constantes de régression - déformation permanente, Alejandro (2010). ... 41
Tableau 2-5 : Économie de coûts associés au restrictions saisonnières de charge d'après la Banque Mondiale. ... 44
Tableau 2-6 : Avantages de l’imposition de restrictions saisonnières de charge (FHWA 1990 tiré de Bilodeau et Doré, 2013). ... 44
Tableau 2-7 : Dates d'imposition, méthodes de détermination et modalités d'application des restrictions de charges dans les provinces canadiennes (tiré de Bullock et coll., 2006). ... 48
Tableau 3-1 : Stratigraphie de la fosse d'essai. ... 55
Tableau 3-2 : Position des thermistances. ... 67
Tableau 3-3 : Modules des matériaux non liés ... 79
Tableau 3-4 : Comparaison entre les contraintes calculées et mesurées ... 80
Tableau 3-5 : Comparaison entre les déformations mesurées et calculées ... 81
Tableau 3-6 : Cycles gel-dégel. ... 85
Tableau 4-1: Potentiel de ségrégation sans contrainte verticale des matériaux ... 91
Tableau 5-1: Relation entre la charge axiale, la pression du pneu et la pression de contact. ... 110
Tableau 5-2 : Les valeurs des différents coefficients. ... 132
Tableau 6-1 : Comparaison des données thermiques et environnementales entre le cycle I et III. ... 164
Tableau 6-2 : Déformations normalisées pour les cycles I et II dans la fosse d’essai et pour la section 100 mm au SERUL en 2015 pour un ID50 de 7 °C.jours. ... 171
Tableau 7-1 : Détermination du paramètre KF1 au SERUL et dans la fosse d’essai. ... 175
xi
Liste des figures
Figure 2-1 : Gélivité déterminée par la granulométrie et le degré d'uniformité (Michel
Dysli, 1991). ... 5
Figure 2-2 Processus de la conductivité thermique. ... 7
Figure 2-3 Schémas montrant : a) la relation entre les différentes couches de glace dans sol gelé et b) la courbe de distribution des teneurs en eau (Holtz.R.D et Kovacs William D, 1991). ... 10
Figure 2-4 : Soulèvement au gel uniforme (Mauduit, 2010). ... 12
Figure 2-5 : Mécanisme du soulèvement différentiel transversal (Dysli, 1991). ... 12
Figure 2-6 : Perte de portance au dégel (Dysli, 1991). ... 14
Figure 2-7 : Variation saisonnière des propriétés des matériaux de chaussées (Doré et Zubeck, 2009). ... 15
Figure 2-8: Mécanismes d'entrée d'eau dans la structure de la chaussée (tirée de Lebeau, 2006). ... 16
Figure 2-9: Effet de la présence d'eau sur le comportement de la chaussée (Barksdale, 1991 ; tiré de Jean-Pascal Bilodeau, 2009). ... 17
Figure 2-10: Courbe de rétention d'eau (Côté, 1997 ; tiré de Jean-Pascal ... 18
Figure 2-11: Influence de la granulométrie sur le module dynamique à 10°C et 1 Hz des enrobés (DLC, 2012). ... 19
Figure 2-12 : Contraintes appliquées à l'échantillon lors d'un essai triaxial à chargement répété (C.Robert, F.Doucet, D.St-Laurent, 2002). ... 20
Figure 2-13: Chemins de contrainte appliqués en laboratoire selon la norme française et SHRP (Pierre Desrochers, 2001). ... 21
Figure 2-14 : Module complexe dans le plan Cole-Cole (Soltani 1998). ... 26
Figure 2-15: Module complexe dans l’espace de Cole-Cole. Simulation avec le module 2S2PP1D (Mai Lan NGUYEN,2009). ... 27
Figure 2-16: Module complexe de l'enrobé MCE1 dans l'espace de Black. Simulations avec le modèle 2S2P1D (Mai Lan NGUYEN,2009). ... 27
Figure 2-17: Construction des courbes maîtresse de l'enrobé M507032 (Di Benedetto et al., 2007). ... 28
Figure 2-18: Essai traction-compression directe sur une éprouvette d'enrobé (MTMDET, 2011). ... 29
Figure 2-19: Mécanisme de fissuration de fatigue (notes de cours Guy Doré, 2015). ... 32
Figure 2-20 : Types de fissures de fatigue. Fissures longitudinales (a). Carrelage (b) (tiré de notes de cours de Guy Doré, 2015). ... 32
Figure 2-21: Déformation en tension des essais au laboratoire géotechnique de l’Université Laval en utilisant le simulateur ATLAS des charges lourdes. ... 34
Figure 2-22: Influence du nombre de cycles de sollicitation et du niveau des contraintes sur l'accumulation de la déformation permanente axiale (tiré de Martinez, 1980). ... 35
xii
Figure 2-23: Évolution de la déformation permanente axiale en fonction du nombre de
cycles pour trois différents matériaux granulaires (tiré de Hornych, 1998). ... 35
Figure 2-24: Différents types de déformations dans une chaussée sollicitée. ... 36
Figure 2-25: Surface de contrainte sous une charge. ... 37
Figure 2-26 : Carte détaillée des zones de dégel (MTMDET). ... 43
Figure 2-27 : Forme d'une transition longitudinale utilisée pour atténuer le comportement différentiel d'une route traversant deux sols à différentes susceptibilités au gel (Doré et Zubeck, 2009). ... 52
Figure 3-1 : Fosse d’essai au laboratoire de géotechnique routière. ... 54
Figure 3-2 : Processus d’installation des jauges de déformations horizontales, transversales et longitudinales dans l’enrobé bitumineux. ... 57
Figure 3-3 : Capteur LVDT qui a permis d’effectuer la calibration des jauges de déformations de l’enrobé bitumineux. ... 58
Figure 3-4 : Exemple de calibration des jauges de déformation transversales et longitudinales de l’enrobé bitumineux dans la fosse d’essai. ... 58
Figure 3-5 : Installation des jauges de déformation verticales des matériaux non liés. ... 59
Figure 3-6 : Système de calibration pour les jauges de déformation verticales des matériaux non liés. ... 60
Figure 3-7 : Exemple de calibration des jauges de déformation verticale. ... 60
Figure 3-8: Jauges de contraintes. ... 61
Figure 3-9: Système de calibration des jauges de contraintes. ... 62
Figure 3-10 : Exemple de calibration pour les jauges de contraintes dans la fosse d’essai. . 62
Figure 3-11 : Système de mesure TireScan ... 63
Figure 3-12 : Jauges de succion matricielle MPS-2. ... 64
Figure 3-13 : Jauges de teneur en eau ThetaProbe. ... 65
Figure 3-14 : Exemple de calibration d’une jauge ThetaProbe. ... 65
Figure 3-15 : Jauges de températures ... 67
Figure 3-16 : Construction de la fosse d’essai dans le laboratoire de l’université Laval. .... 68
Figure 3-17 : Ichnographie de la position des capteurs dans le sol d’infrastructure. ... 69
Figure 3-18 : Installation des capteurs dans le sol d’infrastructure. ... 70
Figure 3-19 : Installation des capteurs dans la sous-fondation. ... 71
Figure 3-20 : Installation des capteurs dans la fondation. ... 72
Figure 3-21 : Installation des jauges de déformation dans l’enrobé bitumineux. ... 73
Figure 3-22 : Capteurs des déflexions en surface. ... 74
Figure 3-23 : Position des instruments dans la fosse d’essai. ... 74
Figure 3-24: Réponse mécanique des capteurs lors du premier essai. ... 76
Figure 3-25 : Mesure de la pression de contact à l’interface pneu/chaussée en 2D et 3D (charge axiale de 5000 kg et pression de pneu de 712 kPa). ... 77
Figure 3-26 : Schéma d’une analyse élastique multicouche. ... 77
xiii
Figure 3-28 : a) Simulateur ATLAS ; b) Panneaux isolants ; c) pneus jumelés du
simulateur. ... 82
Figure 3-29 : Réponses typiques des jauges de déformations. ... 84
Figure 4-1: MG-20 pour la couche de fondation. ... 86
Figure 4-2 : MG-112 pour la couche de sous-fondation. ... 87
Figure 4-3 : Sable silteux pour le sol d’infrastructure. ... 87
Figure 4-4 : Courbes maîtresses de module dynamique en fonction de la température à 10 Hz des enrobés EB-10 comparativement à un enrobé ESG-10 de référence. ... 88
Figure 4-5 : MG-20 ... 89
Figure 4-6 : MG-112 ... 89
Figure 4-7 : Sol d’infrastructure ... 90
Figure 4-8 : Échantillon testé. ... 90
Figure 5-1: Profil thermique pendant le gel-dégel. ... 93
Figure 5-2: Partie gelée dans la structure de chaussée pendant le gel-dégel. ... 94
Figure 5-3: L'avancement du front de dégel dans la chaussée. ... 94
Figure 5-4: Évolution de la teneur en eau pendant le gel-dégel. ... 96
Figure 5-5: Évolution de la succion pendant le gel-dégel. ... 97
Figure 5-6: Soulèvement au gel. ... 98
Figure 5-7: Évolution des déformations durant le gel-dégel. ... 100
Figure 5-8: Évolution des déformations pendant le dégel. ... 102
Figure 5-9: Évolution des déflexions à la surface durant le gel-dégel. ... 104
Figure 5-10: Évolution des contraintes durant le cycle gel-dégel. ... 106
Figure 5-11: Évolution des modules dans les matériaux non liés durant le gel-dégel. ... 108
Figure 5-12: Distribution de la pression de contact à l'interface pneu/chaussée. ... 110
Figure 5-13: Comparaison entre la pression de pneu et la pression de contact. ... 111
Figure 5-14: Évolution des déformations causées par les charges de 5000kg et 5500kg. .. 112
Figure 5-15: Variation de la réponse de la structure causée par une surcharge de 10% (5500kg). ... 113
Figure 5-16: Évolution des déformations causées par une charge de 5000kg et 4000kg. .. 114
Figure 5-17: Variation des réponses de structure causées par une réduction de la charge de 20% (4000kg). ... 115
Figure 5-18 : Profil thermique pendant le gel. ... 117
Figure 5-19 : Profil thermique pendant le dégel. ... 118
Figure 5-20 : Position de l’isotherme 0 °C durant le cycle de gel et dégel. ... 119
Figure 5-21 : Relation entre la profondeur de gel et la racine carrée de l'indice de gel. .... 120
Figure 5-22 : L’évolution de la profondeur de dégel dans le corps de la chaussée. ... 121
Figure 5-23 : Relation entre la profondeur de dégel et la racine carrée de l'indice de dégel. ... 122
Figure 5-24 : Évolution de la teneur en eau massique pendant le gel. ... 123
Figure 5-25 : Évolution de la teneur en eau massique pendant le dégel. ... 124
xiv
Figure 5-27 : Évolution des déformations normalisées durant le gel en fonction de la racine
carrée du temps. ... 126
Figure 5-28 : Évolution des déformations normalisées durant le gel en fonction de la racine carrée de l'indice de gel. ... 127
Figure 5-29 : Évolution des déformations normalisées durant le gel-dégel en fonction de la racine carrée du temps. ... 128
Figure 5-30 : Évolution de la contrainte pendant le gel lors du cycle 2. ... 129
Figure 5-31 : Évolution de la contrainte pendant le cycle gel-dégel. ... 130
Figure 5-32 : Évolution du module des matériaux non liés durant le gel. ... 131
Figure 5-33 : Évolution du module dynamique de l'enrobé bitumineux durant le gel. ... 133
Figure 5-34 : Évolution du module réversible des matériaux non liés durant le gel-dégel. ... 134
Figure 5-35 : Évolution du module dynamique et de la déformation de l'enrobé bitumineux pendant le cycle gel/dégel. ... 135
Figure 5-36 : Profil thermique pendant le gel. ... 137
Figure 5-37 : Profondeur de gel en fonction de l'indice de gel. ... 138
Figure 5-38 : Profil thermique pendant le dégel. ... 139
Figure 5-39 : Position de l’isotherme 0 °C durant le cycle gel-dégel. ... 139
Figure 5-40 : Profondeur de dégel en fonction de la racine carrée du temps. ... 140
Figure 5-41 : Profondeur de dégel en fonction de l'indice de dégel. ... 141
Figure 5-42 : Évolution de la teneur en eau massique pendant le gel-dégel. ... 142
Figure 5-43 : Évolution de la succion matricielle durant le cycle gel-dégel. ... 143
Figure 5-44 : Évolution des déformations en fonction de la racine carrée du temps dans les différentes couches durant le gel. ... 145
Figure 5-45 : Évolution des déformations en fonction de la racine carrée de l'indice de gel dans les différentes couches durant le gel. ... 145
Figure 5-46 : Évolution des déformations dans les différentes couches durant le dégel avec 10°C. ... 146
Figure 5-47 : Évolution des déformations dans les différentes couches durant le dégel avec 10 °C puis 20 °C. ... 147
Figure 5-48 : Évolution des contraintes en fonction de la racine carrée du temps durant le gel. ... 149
Figure 5-49 : Évolution des contraintes en fonction de la racine carrée de l’indice de gel durant le gel. ... 149
Figure 5-50 : Évolution des contraintes en fonction de la racine carrée du temps durant le dégel. ... 151
Figure 5-51 : Évolution des modules dans les matériaux non liés durant le cycle gel-dégel. ... 152
Figure 5-52 : Évolution du module de l'enrobé bitumineux pendant le cycle gel-dégel. ... 154
xv
Figure 6-1 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à l’interface
enrobé bitumineux et fondation (à 100 mm de profondeur) dans la fosse d’essai et dans la
section 100 mm au SERUL en 2015. ... 161
Figure 6-2 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à l’interface fondation et sous-fondation (à 300mm de profondeur) dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015. ... 161
Figure 6-3 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à l’interface sous-fondation et sol d’infrastructure (à 750 mm de profondeur) dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015. ... 162
Figure 6-4 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à 900 mm de profondeur dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015. ... 162
Figure 6-5 : Relation entre la profondeur de dégel et l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur (ID50) dans la section 100 mm au SERUL. ... 165
Figure 6-6 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle I de la fosse d’essai. ... 166
Figure 6-7 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle II de la fosse d’essai. ... 167
Figure 6-8 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle III de la fosse d’essai. ... 167
Figure 6-9 : Évolution de la profondeur de dégel et des déformations normalisées dans les couches de chaussées en fonction de 𝑰𝑰𝑰𝑰𝟓𝟓𝟓𝟓 Pendant le cycle I de la fosse d’essai. ... 170
Figure 7-1: Loi d'endommagement durant le cycle I. ... 180
Figure 7-2: Loi d’endommagement durant le cycle II. ... 181
xvi
Remerciement
J’aimerais tout d’abord remercier mon directeur Guy Doré de m’avoir confié ce projet de recherche. Je le remercie de la confiance qu’il m’a témoignée durant la réalisation de ce projet et de la qualité de l’encadrement qu’il m’a offert. Monsieur Doré n’a pas simplement été mon directeur. Il a un statut d’éducateur à mon égard. Je tiens, ainsi, à le remercier pour m’avoir donné l’opportunité d’effectuer des travaux de recherche au sein de la chaire dont il est titulaire, de m’avoir mis dans les conditions adéquates permettant de favoriser ma maturité sur le plan intellectuel et surtout d’avoir fait de moi un meilleur scientifique en me permettant de développer un esprit critique dans la manière de réfléchir aux différents problèmes liés à la mécanique des chaussées. Ensuite, je tiens à remercier spécialement mon codirecteur, Monsieur Jean-Pascal Bilodeau, pour son support logistique et intellectuel quotidien, ses judicieux conseils et surtout sa disponibilité hors du commun.
J’aimerais aussi remercier le Ministère des Transports du Québec (MTMDET) pour son soutien technique et financier et plus particulièrement Monsieur Fritz Prophète et Monsieur Sébastien Piette pour leur disponibilité tout au long du projet.
Également un gros merci à Monsieur Sylvain Auger pour son aide dans le laboratoire durant l’installation des systèmes, l’acquisition et la collecte des données. Sans son aide la réalisation de ce projet est avérée impossible.
J’aimerais remercier Madame Chantal Lemieux et tous mes collègues étudiants. Grâce à eux, la maîtrise n’a pas été qu’une simple expérience académique, mais aussi une expérience sociale très agréable. Ensuite, Je remercie mes parents de m’avoir inculqué des valeurs de dépassement de soi et d’ardeur au travail qui m’ont permis de mener à bien ce projet de maîtrise.
Finalement, un gros merci à ma conjointe Fatima pour son soutien et son support tout au long de ce projet de maîtrise.
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Chapitre 1 : Introduction
1.1 Mise en contexte
Dans les pays nordiques, notamment au Québec, le comportement mécanique des chaussées est grandement influencé par les conditions climatiques (température, gel/dégel, humidité). Durant le gel, dans les sols d’infrastructures qui ont une sensibilité au gel élevé, il y a formation des lentilles de glace. Ces lentilles de glace sont à l’origine du soulèvement au gel. Ce soulèvement est problématique pour les usagers de la route lorsqu’il est différentiel. Durant le dégel, la fonte de glace augmente la teneur en eau dans les différentes couches de la chaussée. Cela rend la chaussée plus vulnérable aux effets des charges lourdes particulièrement au début de dégel, car la chaussée ne présente que 30 à 70 % de sa résistance normale d’été. C’est qu’à cette période, la saturation des sols en eau et la présence des couches inférieures encore gelées rendent le drainage difficile, ce qui augmente la détérioration des couches supérieures. Cette problématique devient de plus en plus préoccupante avec les effets des changements climatiques. Cela oblige les autorités à adopter des nouvelles stratégies afin de minimiser les effets des charges lourdes sur les chaussées durant la période de dégel critique. Cette stratégie est présentée par la limitation des charges lourdes lors du dégel. À Québec, chaque printemps les autorités imposent la restriction des charges sur l’ensemble du territoire québécois. Durant cette période, les véhicules lourds doivent réduire leurs charges de 8 à 20%. Cette réduction de charge diminue considérablement les dommages causés à la chaussée. En effet, l’application d’une période de restriction des charges réduit l’agressivité d’un camion de 22% en moyenne. Par contre, cette restriction augmente le nombre de déplacements requis pour transporter la même quantité de marchandise de 7% (St-Laurent, 2003). Le Ministère des Transports de Québec effectue un suivi de la progression du gel durant l’hiver et du dégel durant le printemps. Le MTMDET dispose deux types d’équipement lui permettant de suivre l’avancement du gel et du dégel dans la chaussée. Il s’agit du tube de gel (TG) ou gelmètre et les stations météo routières (SMT). Actuellement l’application de la période de restriction des charges est déterminée automatiquement à partir des données provenant des stations météo routières.
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1.2 Objectif du projet de recherche
Afin de minimiser les dommages causés par les charges lourdes sur les chaussées durant la période de dégel, le Ministère des Transports de la Mobilité Durable et de l’Électrification des Transports (MTMDET) impose la diminution des charges des véhicules lourds. En utilisant plusieurs méthodes et techniques de mesure, le MTMDET réalise le suivi de la progression du gel/dégel dans la chaussée afin de déterminer le début de la période de dégel et par conséquent la période de restriction des charges. Le présent projet de recherche intitulé « Effets des charges sur les chaussées en période de restriction des charges » a pour objectif de développer, en fonction des données recueillies, un outil d’aide à la détermination de la période de restrictions des charges durant la période de dégel. De plus, ce projet permet d’améliorer les connaissances sur les mécanismes d’affaiblissement des chaussées au dégel sous les effets de charges lourdes.
En général, les objectifs généraux de ce projet ont été fixés comme suit :
Avoir plus d’informations sur les mécanismes d’affaiblissement des chaussées au dégel pour mieux gérer le réseau routier durant la période de dégel.
Développer des nouveaux outils de prédiction fiables permettant de faire un suivi sur l’évolution structurale de la chaussée en fonction de l’évolution de la température et du front de dégel dans la chaussée.
Les objectifs spécifiques du projet de recherche sont les suivants :
Développer un outil d’aide à partir des données prélevées par les stations de météo routière permettant une gestion optimale de la période de restriction des charges pendant le dégel printanier.
Intégrer cet outil au logiciel d’exploitation des données des stations météo routières pour le suivi du gel/dégel.
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1.3 Structure du mémoire
Le présent mémoire est divisé en huit sections dans le but de couvrir tous les aspects de ce projet de recherche. Les contenus sont décrits ci-dessous respectivement :
Le chapitre 1 introduit le projet avec une mise en contexte et donne une définition des objectifs généraux et spécifiques du projet.
Le chapitre 2 décrit un état de connaissance sur les mécanismes des comportements thermiques, hydriques et mécaniques de la chaussée. De plus, la notion de la restriction des charges et ses effets sur la chaussée est abordée.
Le chapitre 3 présente la description du site expérimental, la méthodologie et l’instrumentation utilisées ainsi la préparation et l’installation des instrumentations.
Le chapitre 4 présente les résultats des essais de caractérisation des matériaux utilisés. Le chapitre 5 présente une discussion des différents résultats obtenus dans le cadre de ce
projet de recherche.
Le chapitre 6 présente une comparaison entre les résultats trouvés à la fosse d’essai avec ceux provenant du SERUL.
Le chapitre 7 présente une analyse d’endommagement par fatigue.
Le chapitre 8 présente la conclusion et les recommandations proposées afin d’améliorer la gestion de la période de la restriction des charges pendant la période de dégel.
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Chapitre 2 : Revue de littérature
2.1 Comportement thermique des chaussées
2.1.1 La pénétration du gel dans les sols2.1.1.1 Gélivité des sols
Le contexte géologique du Québec est caractérisé par la présence des zones argileuses le long du fleuve Saint-Laurent. Cela implique que la majorité du réseau routier est vulnérable aux mécanismes de dégradation relatifs à l’action du gel. D’après (Dupas et Vliet-Lanoe 1988 cité par Imps, 2003), la distinction entre un sol gélif et un sol non gélif apparaît nécessaire avant d’aborder la problématique du gel sur les chaussées. L’impact des cycles gel-dégel sur ces types de sols n’est pas le même, et une définition succincte de leurs caractéristiques principales est donnée dans les paragraphes suivants.
Les sols dits non gélifs sont ceux qui, par leurs propriétés physiques et hydriques, permettent à l’ensemble du sol de geler en masse sans variation importante de la teneur en eau et sans phénomène de déstructuration. Les gonflements associés à ces sols sont négligeables et sont reliés à l’augmentation de volume due au changement de phase de l’eau.
Cependant, les sols gélifs quant à eux permettent, lors de leur congélation, un transport de l’eau au voisinage du front de gel ainsi que la croissance de lentille de glace. Il se crée alors, à la base de la lentille, une succion qui tend à aspirer l’eau contenue dans le sol sous-jacent. Cette succion est fonction essentiellement des propriétés capillaires du sol ainsi que de sa perméabilité. L’écoulement se produit dans la direction de l’écoulement de chaleur et la lentille croît perpendiculairement à cette direction.
La gélivité d’un sol, ou sa susceptibilité au gel, est appréciée par le potentiel de ségrégation SP. Le paramètre mesuré, le potentiel de ségrégation SP (mm2/°C.h), traduit la réaction du sol à une sollicitation thermique. Il s’agit du rapport entre le taux de soulèvement du sol et le gradient thermique dans le sol gelé près de l’isotherme 0 °C lorsque le front de gel devient quasi stationnaire. Le soulèvement est dû, d’une part, à l’apport d’eau interstitielle qui migre vers un front de ségrégation (à quelques dixièmes de degré sous 0 °C) pour former une lentille de glace et, d’autre part, à la variation de volume de 9 % de la transformation de l’eau en glace. Le taux de soulèvement
5 du sol est alors égal à 1,09 v, où v représente de l’écoulement de l’eau de migration (Info DLC, 2002). Le Tableau 2-1 présente le potentiel de ségrégation et la susceptibilité au gel.
Tableau 2-1 : Potentiel de ségrégation.
La gélivité d’un sol dépend de sa granulométrie, de sa texture minéralogique, de son degré de consolidation et de son état de contrainte. Un sol est supposé non gélif si sa granulométrie a moins de 8 % de fines. Sachant que dans ce contexte, les particules fines ont un diamètre inférieur à 80 µm. La Figure 2-1 présente la gélivité d’un sol déterminée par la granulométrie et le degré d’uniformité.
Figure 2-1 : Gélivité déterminée par la granulométrie et le degré d'uniformité (Michel Dysli, 1991).
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2.1.1.2 Processus de pénétration du gel
La pénétration du gel dans le sol est un phénomène thermodynamique lié au transfert de chaleur entre l’air et le sol. Le contexte climatique et géographique du Québec est caractérisé par un hiver plus froid et une nappe phréatique peu profonde. En général, la présence combinée d'un sol gélif, de l’eau et d’une température négative est la principale cause pour que la croissance de lentilles de glace apparaisse dans les sols. Cependant, le transfert de chaleur est influencé par différents facteurs comme l’humidité de condensation et d’évaporation, la fonte de la neige et de la glace, les radiations directes ou diffuses du soleil ou encore par la convection (Farcette, 2010). Chaque matériau possède une conductivité thermique propre à ses caractéristiques physiques et thermiques. La conductivité thermique d’un sol gelé est supérieure à celle d’un sol non gelé, car la conductivité thermique de la glace est plus grande de 3,7 fois que la conductivité thermique de l’eau. Cependant, la magnitude de la conductivité thermique dans la structure de la chaussée dépend de trois facteurs. Il s’agit de la conductivité thermique du matériau, de sa capacité calorifique et de sa chaleur latente volumique de congélation. La conductivité thermique (λ) indique la quantité de la chaleur qui se propage par conduction thermique en une seconde à travers un m2 d’un matériau épais d’un mètre comme montré
sur la Figure 2-2. Aussi, la capacité calorifique exprime le changement d’énergie thermique d’un volume de sol unitaire lorsque la température se change d’une unité. Cette valeur est influencée par la teneur en eau et la masse volumique du sol. La chaleur latente volumique, quant à elle, représente le changement d’énergie thermique d’un volume de sol unitaire lors de la solidification ou de la fusion à température constante. Lorsque la chaleur latente volumique et la capacité calorifique sont grandes et que la conductibilité thermique est faible, le gel va se propager plus lentement dans les chaussées (LCPC, 1975).
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Figure 2-2 Processus de la conductivité thermique.
La profondeur de gel peut être estimée par plusieurs modèles mathématiques. D’après (Farcette, 2010), l’équation de (Bergren, 1991), qui a été développée à partir de la solution de Stefan, reste cependant la plus fréquemment utilisée :
𝑿𝑿 = 𝟔𝟔𝟓𝟓. 𝝀𝝀�𝟒𝟒𝟒𝟒.𝑲𝑲𝒎𝒎.𝑰𝑰𝒈𝒈𝒈𝒈𝒈𝒈
𝑬𝑬𝑳𝑳 Équation 1
Avec :
- X : profondeur de gel (m)
- 𝐾𝐾𝑚𝑚= 0,5 (Km + kf) moyenne de la conductivité du sol gelé et non gelé [J/s0Cm]
- Igel indice de gel de surface [0 C.j]
- ƛ coefficient de correction
- EL chaleur latente de fusion [kJ/m3]
8 La profondeur maximale de gel dépend des types de sols et de leurs propriétés thermiques d’une part, et d’autre part de l’indice de gel (Ig) qui dépend aussi de l’intensité du froid et de
la durée où la température est inférieure à 0 °C. L’indice de gel est égal à la sommation des températures moyennes journalières inférieures à 0 °C et l’étendue de la saison durant laquelle la température est inférieure à 0 °C. L’indice de gel s’exprime en °C.jours et peut être calculé avec l’équation suivante :
𝐈𝐈
𝐠𝐠= ∫ 𝐓𝐓𝐓𝐓𝐓𝐓
𝟓𝟓𝐓𝐓 Équation 2Où T est la température moyenne journalière et t est le temps durant lequel la température est inférieure à 0 °C.
2.1.1.3 Formation des lentilles de glace
Les lentilles de glace sont la principale cause du soulèvement au gel. Les mécanismes de formation de lentilles de glace sont des phénomènes plus complexes. D’après (Fracette, 2010) le principe de la formation des lentilles de glace réside dans le fait que les sols fins, lorsque le front de gel pénètre dans la chaussée, une partie de l’eau présente dans le sol ne gèle pas à 0 °C. En réalité dans les sols fins (Silt et argile), il y a toujours présence d’eau non gelée dans la partie gelée, même lorsque la température est sous le point de congélation. L’eau non gelée se trouve alors sous la forme d’eau adsorbée et capillaire. L’eau adsorbée constitue un mince film à la surface des grains, alors que l’eau capillaire existe lorsque la glace ne peut geler toute l’eau présente dans les pores, en raison de leur forte angularité. Plus la température diminue, plus le film est réduit, mais il demeure tout de même présent. Les lois de la thermodynamique permettent la présence simultanée de glace et d’eau dans le sol, ce qui entraîne une succion de l’eau vers le front de ségrégation. L’eau capillaire se déplace alors en glissant sur les films d’eau adsorbée vers le front de gel, puis vers le front de ségrégation. Le front de gel se trouve à l’endroit où la température dans le sol atteint 0 °C, tandis que le front de ségrégation est l’endroit où se forment les lentilles de glace. Le front de ségrégation se forme toujours à une température légèrement inférieure au point de congélation soit quelques dixièmes de degrés Celsius sous 0 °C.
L’épaisseur de sol comprise entre ces deux fronts est appelée la frange gelée et est caractérisée par une teneur en eau non gelée variant près de 100 % près du front de gel à
9 presque nul au bord du front de ségrégation. L’eau migre jusqu’au front de ségrégation, où elle gèle, venant ainsi augmenter l’épaisseur de la lentille de glace en formation. Cette dernière devient une barrière imperméable qui empêche l’eau capillaire de s’écouler plus profondément dans le sol gelé. Les lentilles de glace sont donc composées essentiellement d’eau pure et se forment perpendiculairement à la direction de l’écoulement de la chaleur. Leur croissance crée une certaine pression et se poursuit aussi longtemps que la pression du sol sus-jacent ne surpasse pas la pression que peut soutenir l’interface glace-eau. Ce mouvement de molécules d’eau continue jusqu’à ce que l’abaissement de la température ne soit plus suffisant pour favoriser la formation d’une nouvelle lentille de glace, plus en profondeur dans le sol. Lorsqu’une nouvelle lentille de glace commence à se développer, un gradient de succion est induit dans l’eau interstitielle. La Figure 2-3 illustre les processus de la formation des lentilles de glace dans sol gélif.
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Figure 2-3 Schémas montrant : a) la relation entre les différentes couches de glace dans sol gelé et b) la courbe de distribution des teneurs en eau (Holtz.R.D et Kovacs
William D, 1991).
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2.1.1.4 Effets du soulèvement au gel sur la chaussée
Durant l’hiver, le gel augmente la rigidité de la chaussée. Cependant, le comportement mécanique de la chaussée passe alors d’un comportement ductile à un comportement fragile. Cela peut rendre la chausse très vulnérable aux détériorations par fatigue lors du passage de véhicules lords (SERES ET SETRA, 1978).
Le phénomène de soulèvement est très présent dans les régions froides. Le soulèvement du gel est un déplacement vertical de la surface causé par la formation des lentilles de glace dans les sols gélifs. Le mécanisme du soulèvement au gel implique l’interaction de trois facteurs principaux de l’action de gel : un approvisionnement continu en eau, une température inférieure à 0 °C et un sol gélif (Tessier, 1990). La propagation de la glace entre les particules du sol dépend de la taille des pores. Ainsi, lorsque les canaux reliant les pores sont faibles un gradient thermique est requis pour que le front de glace avance dans le sol. De plus, lorsque la teneur en eau est faible dans le sol, il y a la formation des lentilles de glace dans les pores, mais le volume du sol reste invariable, donc pas de soulèvement. L’augmentation de volume du sol nécessite une alimentation continue en eau pour que les lentilles de glace puissent augmenter leur volume, ce qu’est le cas à Québec avec la faible profondeur de la nappe phréatique. En général, le mécanisme de soulèvement au gel est très complexe à étudier avec l’implication de plusieurs phénomènes comme le changement de phase, l’écoulement d’eau vers les lentilles de glace et la conductivité thermique dans le sol susceptible d’être gelé. L’intensité du soulèvement varie avec la nature du sol. Aussi, l’ampleur du soulèvement est fortement influencée par la vitesse de la pénétration du front de gel dans le sol gélif. Lorsque la vitesse de la pénétration du front de gel est lente, il y a formation de grosses lentilles de glace (DeBlois, 2005).
Dans le domaine des chaussées, le soulèvement au gel n’est pas problématique tant qu’il n’est pas différentiel, la Figure 2-4 présente un cas d’un soulèvement uniforme de la chaussée. Un soulèvement différentiel est dû au fait à la variation du sol d’infrastructure. De plus, la présence d’un sol gélif dans un environnement non gélif peut aussi causer un soulèvement différentiel. D’après Doré (1997) et Doré et coll. (2001, cité par Imbs 2003), le soulèvement différentiel dans les périodes où le revêtement est rigide provoque de la fissuration, notamment longitudinale, et la Figure 2-5 montre le mécanisme associé.
12 Finalement, l’opération de déneigement de la chaussée accélère la pénétration du front de gel au centre de la chaussée, ce qui crée un soulèvement différentiel vu que l’effet isolant de la neige limite la pénétration du gel sur les côtés.
Figure 2-4 : Soulèvement au gel uniforme (Mauduit, 2010).
13
2.1.1.5 Mécanisme et affaiblissement au dégel
La période de dégel est la période la plus critique pour les infrastructures routières, mais avant d’expliquer les principaux dégâts causés aux chaussées pendant la période de dégel, un survol sur les processus du dégel sera effectué. D’après (Doré, 1997) la progression du dégel peut se faire selon deux mécanismes. Le premier mécanisme se manifeste par l’avancement du front de dégel, ou de l’isotherme 0 °C, de la surface vers le corps de la chaussée. Par contre, le deuxième mécanisme est que l’isotherme 0 °C migre du bas de la chaussée vers la surface par le phénomène du flux géothermique. Au début du dégel, les lentilles qui ont été formées en hiver commencent à se fondre à une vitesse égale approximativement à la vitesse de l’avancement du front de dégel. À ce moment, l’eau libre dans le corps de la chaussée déclenche les processus de la consolidation à cause de la pression appliquée sur l’eau et par les effets de la gravité et des contraintes. De plus, la fonte de la neige en surface de la chaussée, les eaux de pluie ou de ruissellement peuvent aussi causées une augmentation de la teneur en eau dans la chaussée en s’infiltrant par les fissures du revêtement ou par les accotements qui ne sont pas étanches contre l’eau, selon une étude faite par Janoo et Berg (1990) tiré de Imbs (2003). Une autre étude sur les paramètres affectant le dégel dans les chaussées souples qui a été effectuée par Rutherford (1990) tiré de Girard (1996) a montré que la durée de dégel augmente avec l’accroissement de l’indice de gel. Aussi, la durée du dégel est plus longue dans les infrastructures avec un sol fin que dans les infrastructures avec un sol grossier. Cela est dû au fait que la conductivité thermique dans les sols fins est plus grande que dans les sols grossiers, aussi la teneur en glace est plus élevée dans les sols fins par rapport aux sols grossiers, ce point explique en partie le dégel plus long dans les sols généralement fins. Durant le dégel, il y a deux conditions de drainages.
Dans le cas de la première condition, le dégel se fait dans des conditions de drainage normal. Cela permet à l’eau de se drainer librement et le taux de la consolidation est presque proportionnel au taux de dégel. Dans ce cas, le changement de volume, qui est causé par le tassement, n’affecte pas la capacité portante de la chaussée, car il n’y a pas de génération des pressions interstitielles. Cependant, dans le cas de la deuxième condition, le dégel se fait dans des conditions de drainage fermé. Cela génère une quantité d’eau qui excède la capacité de drainage du sol. Ainsi, il y a des pressions interstitielles qui se développent et par conséquent la consolidation est ralentie. Cette augmentation de la pression interstitielle mène à une
14 réduction de la contrainte effective dans le sol, ce qui fait décroitre la capacité portante de la chaussée. La Figure 2-6 schématise la perte de la portance de la chaussée au dégel.
Figure 2-6 : Perte de portance au dégel (Dysli, 1991).
La période de dégel est caractérisée par la perte de la portance de la chaussée. Durant cette période, les modules de rigidité de l’ensemble des couches de la chaussée diminuent et les déformations augmentent considérablement. Cependant, la période de dégel peut être divisée en deux périodes distinctes.
Pendant la première période, le front de dégel descend de la surface vers les couches en bas qui sont encore gelées. Cela crée un ensemble des couches dégelées et un autre ensemble de couches gelées. L’eau libre dans les couches dégelées ne peut pas être drainée ni par le bas ni pas les bords de la chaussée à cause de la glace et des matériaux gelés. Toutes ces conditions sont favorables pour que les couches dégelées puissent être endommagées par l’effet d’enclume d’après De Montigny et Légaré (1983) tirée de Imbs 2003).
Toujours dans le contexte d’affaiblissement au dégel. Tabor (1930) a également noté un effet supplémentaire du dégel. En effet, les effets du deuxième gel après un premier dégel sont accentués par le fait que le premier gel laisse le sol dans un état plus ou moins relâché ou élargi. Cette observation a montré que la densité réduite des matériaux de base ou de la sous-fondation contribue à expliquer la longue durée de récupération pour la rigidité ou la résistance des matériaux après le dégel. Aussi, le deuxième gel suite d’un premier dégel
15 initial peut créer des conditions favorisant un plus grand affaiblissement durant le dégel suivant.
Le comportement de la chaussée pendant le dégel peut être divisé en deux périodes. La première période coïncide avec la période de début du dégel. Durant cette période le front de dégel pénètre dans la chaussée de la surface en descendant dans les couches inférieures. Cela augmente la teneur en eau dans les différentes couches de la chaussée ce qui diminue la rigidité de l’ensemble des matériaux de la chaussée. Cependant, la deuxième période correspond à la fin du printemps. Durant cette période, l’eau commence à s’échapper de la chaussée ce qui permet aux matériaux de la chaussée à récupérer leur rigidité progressivement. La Figure 2-7 représente la variation saisonnière des propriétés des matériaux de chaussée.
Figure 2-7 : Variation saisonnière des propriétés des matériaux de chaussées (Doré et Zubeck, 2009).
16
2.2 Comportement hydrique de la chaussée
Le climat de l’est du Canada est caractérisé par la présence excessive de l’humidité et de précipitation ce qui influence grandement les méthodes de conception des ouvrages d’art en général et des chaussées en particulier. En effet, la présence d’eau dans les matériaux granulaires utilisés en construction a un impact majeur sur la performance et la durabilité de ces matériaux. Lors de la construction, plusieurs méthodes sont utilisées afin de s’assurer que les matériaux granulaires utilisés soient non saturés. Dans le domaine des chaussées, l’eau contribue généralement à la détérioration des chaussées, car les matériaux des chaussées sont directement exposés à l’humidité et à l’eau. Cela oblige les ingénieurs de prendre en considération les conditions de drainage dans la conception des chaussées. L’eau peut s’infiltrer dans la chaussée verticalement par les fissures et les joints, horizontalement par les accotements non revêtus ou par la capillarité. La Figure 2-8 présente les mécanismes d’entrée d’eau dans la structure de la chaussée.
Figure 2-8: Mécanismes d'entrée d'eau dans la structure de la chaussée (tirée de Lebeau, 2006).
Les eaux infiltrées dans la chaussée s’ajoutent aux eaux dues à la fonte des glaces, ce qui augmente la saturation des matériaux de la chaussée et rend l’évacuation de ces eaux assez longue surtout dans les sols à faible perméabilité. La quantité excessive de l’eau dans la chaussée accélère sa dégradation et rend les matériaux de la chaussée plus sensible à la
17 déformation causée par des chargements cycliques. La Figure 2-9 schématise le comportement d’une chaussée affectée par une quantité d’eau excessive.
Figure 2-9: Effet de la présence d'eau sur le comportement de la chaussée (Barksdale, 1991 ; tiré de Jean-Pascal Bilodeau, 2009).
La présence excessive de l’eau dans le corps de la chaussée réduit la succion matricielle et par conséquent il y a une réduction de la capacité portante. La relation entre la teneur en eau et la succion matricielle est définie sous forme d’une courbe s’appelle la courbe de rétention d’eau. Cette courbe est présentée sur la Figure 2-10.
18 .
Figure 2-10: Courbe de rétention d'eau (Côté, 1997 ; tiré de Jean-Pascal
2.3 Comportement mécanique
2.3.1 Modules des couches
Les modules des couches non liées et des sols sont définis par la notion du module réversible. Ces derniers mesurent les propriétés élastiques de différents matériaux utilisés dans la chaussée en considérant seulement la réponse élastique. L’utilité du module réversible est de savoir la rigidité des matériaux lors de la conception de la chaussée. Cependant, plusieurs facteurs peuvent influencer la rigidité ou le module réversible des matériaux. Entre autres, la teneur en eau si les matériaux ont une faible perméabilité, le niveau des contraintes appliquées sur les matériaux, le vieillissement, la température et les cycles de gel-dégel (St-Laurent, 1995). La Figure 2-7 présente la variation du module réversible ou da la rigidité durant les quatre saisons de l’année.
Le module de l’enrobé bitumineux porte le nom du module dynamique (E*) est influencé considérablement par plusieurs facteurs. D’après Doucet (2010), la température et la
19 fréquence (vitesse) sont les principaux facteurs qui influencent le module dynamique. En effet, vu la viscosité du bitume, les propriétés mécaniques du revêtement sont influencées par la température. Une température élevée entraîne le ramollissement du revêtement ce qui augmente sa malléabilité et diminue ainsi sa rigidité. Cependant à faible température, le revêtement passe d’un comportement ductile à un comportement fragile. Cela rend la chaussée plus sensible aux détériorations par fatigue causées par le passage cyclique des véhicules lourds. En été, le module dynamique de l’enrobé bitumineux peut être réduit 10 fois de sa valeur durant l’hiver sous un écart de 40 °C de la température (St- Laurent, 1998). Aussi, la granulométrie et le type de bitume sont des autres facteurs qui peuvent influencer le module complexe de l’enrobé bitumineux. La Figure 2-11 présente l’influence de la granulométrie sur le module dynamique.
Figure 2-11: Influence de la granulométrie sur le module dynamique à 10°C et 1 Hz des enrobés (DLC, 2012).
20 2.3.1.1 Détermination des modules réversible en laboratoire
D’après Pierre Desrochers (2001), dans le laboratoire des chaussées du Ministère des Transports du Québec, les essais avec l’appareil triaxial à chargements répétés sont réalisés selon le protocole d’essai SHRP-P46 (AASHTO ,1996) afin de déterminer le module réversible. L’essai triaxial à chargements répétés permet de simuler le passage des véhicules en un point sur la route en appliquant différents niveaux de contraintes axiales d’une façon dynamique tout en confinant l’échantillon. Cependant, l’essai ne prend pas en considération la rotation des axes lors du passage des véhicules au-dessus d’un point donné sur la route. La Figure 2-12 présente les contraintes appliquées à l’échantillon lors de l’essai triaxial (C.Robert, F.Doucet, D.St-Laurent, 2002) . Par contre, en France, l’Association Française de Normalisation (AFRNOR, 1995) utilise un autre concept durant l’essai en sollicitant les matériaux beaucoup plus près de leurs états limites de rupture. La Figure 2-13 montre la différence entre les deux méthodes.
Figure 2-12 : Contraintes appliquées à l'échantillon lors d'un essai triaxial à chargement répété (C.Robert, F.Doucet, D.St-Laurent, 2002).
21
Figure 2-13: Chemins de contrainte appliqués en laboratoire selon la norme française et SHRP (Pierre Desrochers, 2001).
2.3.1.2 Modèles représentatifs du module réversible MR
Plusieurs chercheurs ont tenté de présenter les différentes lois permettant de représenter le module réversible des matériaux granulaires. Dans cette section, le modèle K-Ɵ, le modèle Uzan et les modèles du Ministère des Transports du Québec LC-22-400 (2004 et 2006) seront présentés.
2.3.1.2.1 Loi constitutive modèle K-Ɵ
Le modèle K-Ɵ est l’une des approches les plus utilisées pour décrire la non-linéarité du module réversible. L’utilisation de ce modèle suggère que le coefficient de poisson est constant pour l’analyse. De plus, d’après (Brown, 1996), ce modèle ne donne pas une distribution des contraintes d’une manière réaliste dans une fondation granulaire. Cependant, le modèle peut être utilisé lors de l’étude du comportement mécanique du revêtement bitumineux ou du sol d’infrastructure. Le modèle K-Ɵ est présenté par l’équation 3.
22
𝑴𝑴𝒓𝒓 = 𝑲𝑲𝟏𝟏. 𝑷𝑷𝒂𝒂. (𝜽𝜽
𝑷𝑷𝒂𝒂)
𝑲𝑲𝟐𝟐 Équation 3
Où :
Mr = module réversible (KPa)
𝜃𝜃 = contrainte totale [σ𝑑𝑑+ 3𝜎𝜎3] (KPa)
Pa = pression atmosphérique (100 KPa)
K1-2= contraintes de régression
Au Québec, le modèle K-Ɵ est utilisé comme premier élément de calcul du module réversible MR. Le Ministère des Transports du Québec a effectué des essais sur différents types de
matériaux granulaires (Robert et coll, 2002) afin de trouver des valeurs typiques des constantes k1 et k2 pour les matériaux granulaires de chaussée selon le modèle K-Ɵ.
Les différentes valeurs de k1 et k2 sont présentées sur le Tableau 2-2. Selon ce tableau, les
valeurs de k1 et k2 présentent une certaine variabilité. D’après Robert et coll, (2002) la valeur
de k2 est moins variable par rapport à k1 qui varie considérablement et qui représente la
sensibilité des matériaux aux différentes valeurs de contraintes qui peuvent être imposées aux matériaux.
Tableau 2-2 : Valeurs typiques des constantes k- et k2 du modèle K-Ɵ (tirées de Robert et coll, 2002).
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2.3.1.2.2 Modèle de Uzan
Une autre approche a été développée par Uzan (1985). Cette fois-ci, Uzan a ajouté une fonction de la contrainte de cisaillement octaédrique au modèle K-Ɵ pour prendre en considération l’effet de la contrainte de cisaillement sur le modèle réversible. Ce modèle a trois constantes de régression k1, k2 et k3. Le modèle d’Uzan est un modèle empirique qui ne
permet pas de décrire l’influence de différents chemins de contrainte, tel qu’il en serait le cas si un confinement dynamique était appliqué. Le modèle d’Uzan est présenté par l’équation 4 suivante : 𝑴𝑴𝑹𝑹 = 𝑲𝑲𝟏𝟏. 𝑷𝑷𝒂𝒂. (𝜽𝜽 𝑷𝑷𝒂𝒂) 𝑲𝑲𝟐𝟐. (𝝉𝝉𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐 𝑷𝑷𝒂𝒂) 𝑲𝑲𝟑𝟑 Équation 4 Où :
MR = module réversible (KPa)
θ = contrainte totale [σd+3σ3] (KPa)
τoct = contrainte de cisaillement octaédrique [(�2/3)𝜎𝜎𝑑𝑑 ] (KPa)
Pa = pression atmosphérique (100 KPa)
K1-2-3= contraintes de régression
2.3.1.2.3 Loi constitutive selon la méthode d’essai LC 22-400 (2004)
En 2004, le Ministère des Transports du Québec a proposé la version préliminaire de la méthode LC 22-400. Cette nouvelle méthode permet de déterminer le comportement non linéaire du module réversible MR des différents types de matériaux granulaires par une
équation linéaire en fonction de la contrainte totale Ɵ.
𝑴𝑴𝑹𝑹= 𝒂𝒂𝜽𝜽 + 𝒃𝒃 Équation 5
Avec :
MR = module réversible (KPa)
θ = contrainte totale [σd+3σ3] (KPa)
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2.3.1.2.4 Loi constitutive selon la méthode d’essai LC 22-400 (2006)
La méthode LC-400 a été modifiée en 2006 par le Ministère des Transports du Québec. Cette fois-ci, le module réversible peut être estimé non seulement par la contrainte totale, mais la contrainte de cisaillement octaédrique serait aussi prise en considération, l’équation est de la forme suivante :
𝑴𝑴𝑹𝑹= 𝒂𝒂 + 𝒃𝒃𝜽𝜽 + 𝒐𝒐𝝉𝝉𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐 Équation 6
Où :
MR = module réversible (KPa)
θ = contrainte totale [σd+3σ3] (KPa)
τoct = contrainte de cisaillement octaédrique [(�2/3)𝜎𝜎𝑑𝑑 ] (KPa)
a, b et c = contraintes de régression
2.3.1.3 Définition et détermination du module complexe de l’enrobé bitumineux La détermination du module complexe nécessite une compréhension du concept viscoélasticité linéaire. D’après Ferry (1980) décrit les concepts fondamentaux de la viscoélasticité linéaire. Dans le cas unidimensionnel pour une charge sinusoïdale, les équations suivantes peuvent représenter la contrainte :
𝝈𝝈 = 𝝈𝝈𝟓𝟓. 𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬(𝝕𝝕𝒐𝒐) Équation 7
Avec σ0 est l’amplitude de la contrainte 𝑒𝑒𝑒𝑒 𝜔𝜔 est la vitesse angulaire laquelle est reliée avec
la fréquence par :
25 La déformation à l’état statique peut être écrite sous la forme suivante :
𝜺𝜺 = 𝜺𝜺𝟓𝟓. 𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬(𝝕𝝕𝒐𝒐 − 𝜹𝜹) Équation 9
Avec ε0 est l’amplitude de la déformation et δ est l’angle de phase entre la déformation et la
contrainte comme montré à la Figure 2-14. L’angle de phase est un indicateur de la viscosité (ou élasticité) des propriétés des matériaux. Pour un matériau purement élastique δ=0° et pour un matériau purement visqueux δ=90°.
Le module complexe est défini par le rapport entre la contrainte cyclique et la déformation cyclique.
𝑬𝑬′=𝝈𝝈𝟓𝟓𝐜𝐜𝐜𝐜𝐬𝐬(𝜹𝜹)
𝜺𝜺𝟓𝟓 Équation 10
Une simplification du processus de calcul permet d’exprimer la contrainte et la déformation sous une forme complexe :
𝝈𝝈∗= 𝝈𝝈𝟓𝟓𝒈𝒈𝒊𝒊𝝕𝝕𝒐𝒐 Équation 11
La déformation résultante est exprimée sous la forme :
𝜺𝜺∗= 𝜺𝜺𝟓𝟓𝒈𝒈𝒊𝒊(𝝕𝝕𝒐𝒐−𝜹𝜹) Équation 12
En combinant les équations 10,11 et 12, le module complexe E*( 𝒊𝒊𝝕𝝕) est défini sous la forme complexe suivante :
𝑬𝑬∗(𝒊𝒊𝝕𝝕) =𝝈𝝈∗ 𝜺𝜺∗= 𝝈𝝈𝟓𝟓 𝜺𝜺𝟓𝟓𝒈𝒈 𝒊𝒊𝜹𝜹 = 𝑬𝑬 𝟏𝟏+ 𝒊𝒊𝑬𝑬𝟐𝟐 Équation 13 Avec : 𝐸𝐸1 = |𝐸𝐸∗| cos 𝜑𝜑 𝐸𝐸2 = |𝐸𝐸∗| sin 𝜑𝜑
La composante E1 représente la partie réelle du module complexe et permet de quantifier
l’énergie élastique emmagasinée. Cela signifie que E1 représente le module réversible associé
26 quantifier l’énergie dissipée par le frottement interne sous l’effet d’une sollicitation. E2
représente le module irréversible ou le module dissipé.
Les résultats du module complexe peuvent être présentés sous plusieurs formes. La première courbe est la courbe dans le plan Cole-Cole (ou plan complexe). Cette représentation consiste à représenter sur l’axe des abscisses la partie réelle et sur l’axe des ordonnées la partie imaginaire. Les points expérimentaux obtenus permettent de définir une courbe unique sous forme d’un demi-cercle. Cette courbe caractérise le matériau testé. La Figure 2-15 montre le plan Cole-Cole.
La courbe dans l’espace de Black est la deuxième représentation du module complexe. Cette représentation consiste à représenter sur les abscisses la norme du module complexe (ou le module dynamique) et sur les ordonnées l’angle de phase correspondant. La Figure 2-16 représente l’espace de Black.
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Figure 2-15: Module complexe dans l’espace de Cole-Cole. Simulation avec le module 2S2PP1D (Mai Lan NGUYEN,2009).
Figure 2-16: Module complexe de l'enrobé MCE1 dans l'espace de Black. Simulations avec le modèle 2S2P1D (Mai Lan NGUYEN,2009).
28 Le module complexe est une fonction de deux variables indépendantes. Il s’agit de la température et la fréquence. Afin d’obtenir des valeurs de module complexe (ou angle de phase) pour des fréquences inaccessibles par l’expérimentation, la courbe maîtresse a notamment été construite pour divers types d’enrobés et de bitume au MTMDET. La Figure 2-17 montre la construction d’une courbe maîtresse d’un type d’enrobé bitumineux.
(a)
(b)
Figure 2-17: Construction des courbes maîtresse de l'enrobé M507032 (Di Benedetto et al., 2007).
29 Les essais de module complexe peuvent être effectués sur des éprouvettes qui sont soumises à des sollicitations cycliques. Le module de l’échantillon est ensuite mesuré à différents niveaux de fréquence et de température. La Figure 2-18 présente le montage de l’essai de module complexe de type traction-compression sur une éprouvette cylindrique.
Figure 2-18: Essai traction-compression directe sur une éprouvette d'enrobé (MTMDET, 2011).
2.3.1.4 Modules de Boussinesq
Dans un milieu semi-infini, la théorie de Boussinesq permet de déterminer les contraintes, les déformations et les déflexions sous une charge ponctuelle distribuée sur une plaque souple. Cette théorie considère que le milieu est élastique, homogène et isotrope. Les équations suivantes permettent de déterminer les différents paramètres :
Cas des contraintes verticales et radiales sous le centre de la plaque à la profondeur « z » résultant de la charge σ0 appliquée uniformément sur une plaque de rayon « a » :
30 𝝈𝝈𝒛𝒛 = 𝝈𝝈𝟓𝟓(𝟏𝟏 − 𝒛𝒛𝟑𝟑 (𝒂𝒂𝟐𝟐+𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟏𝟏,𝟓𝟓) Équation 14 𝝈𝝈𝒓𝒓 = 𝝈𝝈𝟓𝟓((𝟏𝟏 + 𝟐𝟐𝟐𝟐) −(𝒂𝒂𝟐𝟐(𝟏𝟏+𝟐𝟐)𝒛𝒛𝟐𝟐+𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓+ 𝒛𝒛𝟑𝟑 (𝒂𝒂𝟐𝟐+𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟏𝟏,𝟓𝟓
Cas des déformations verticales et radiales sous le centre de la plaque à la profondeur « z » résultant de la charge σ0 appliquée uniformément sur une plaque de rayon « a » :
𝜺𝜺𝒛𝒛= (𝟏𝟏 + 𝟐𝟐)𝝈𝝈𝑬𝑬 𝟓𝟓((𝟏𝟏 − 𝟐𝟐𝟐𝟐) −(𝒂𝒂𝟐𝟐𝟐𝟐𝟐𝟐𝒛𝒛+ 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓− 𝒛𝒛 𝟑𝟑 (𝒂𝒂𝟐𝟐+ 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟏𝟏,𝟓𝟓) 𝜺𝜺𝒓𝒓= (𝟏𝟏 + 𝟐𝟐)𝝈𝝈𝟐𝟐𝑬𝑬 𝟓𝟓((𝟏𝟏 − 𝟐𝟐𝟐𝟐) −(𝒂𝒂𝟐𝟐(𝟏𝟏 − 𝟐𝟐)𝒛𝒛𝟐𝟐+ 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓+ 𝒛𝒛 𝟑𝟑 (𝒂𝒂𝟐𝟐+ 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟏𝟏,𝟓𝟓)
Cas de déflexion verticale sous le centre de la plaque à la profondeur « z » résultant de la charge σ0 appliquée uniformément sur une plaque de rayon « a » :
𝒅𝒅𝒛𝒛 =(𝟏𝟏 + 𝟐𝟐)𝝈𝝈𝑬𝑬 𝟓𝟓((𝒂𝒂𝟐𝟐+ 𝒛𝒛𝒂𝒂 𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓−𝟏𝟏 − 𝟐𝟐𝟐𝟐𝒂𝒂 − (�𝒂𝒂𝟐𝟐+ 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓− 𝒛𝒛)�
𝒅𝒅𝟓𝟓= 𝟐𝟐(𝟏𝟏 − 𝟐𝟐 𝟐𝟐)𝝈𝝈
𝟓𝟓𝒂𝒂
𝑬𝑬
Ces équations permettent de calculer le module de Boussinesq sous une plaque souple à différente profondeur. Cependant, la théorie de Boussinesq est seulement valable dans un milieu uniforme, ce qui est différent dans le cas de la chaussée puisqu’elle est un milieu constitué de plusieurs couches. C’est pour cela d’autres théories ont été développées comme la méthode de Burmister et Odemark qui prennent en considération un milieu multicouches.
Équation 15
