Effet des charges sur les chaussées en période de restriction des charges-volet terrain

Effet des charges sur les chaussées en période de

restriction des charges-volet terrain

Mémoire

Mamadou Badiane

Maîtrise en génie civil

Maître ès sciences (M.Sc.)

Québec, Canada

Effet des charges sur les chaussées en période de

restriction des charges-volet terrain

Mémoire

Mamadou Badiane

Sous la direction de :

iii

Résumé

Dans un contexte climatique rigoureux comme celui du Québec, l’interaction entre la charge et le climat a une grande influence sur la performance des structures de chaussées flexibles (Doré et Zubeck, 2009). Pendant le dégel printanier, avec la fonte de la glace, la chaussée s’affaiblit et cet affaiblissement la rend vulnérable à la sollicitation par le trafic lourd ce qui accélère divers phénomènes de dégradation, notamment l’endommagement par fatigue et l’orniérage structural (Farcette, 2010). Afin de minimiser les effets des charges lourdes sur une chaussée affaiblie lors du printemps, les administrations routières choisissent souvent de limiter les charges par essieu ou par véhicule lors du dégel. L’objectif de ce projet est de développer un outil d’aide pour la gestion des restrictions de charge en période de dégel en fonction des données recueillies par les stations de météo routière. Deux sections expérimentales composées des mêmes matériaux mais avec des épaisseurs d’enrobés bitumineux différentes situées au Site Expérimental Routier de l’Université Laval (SERUL) ont été utilisées pour ce projet. Pour bien interpréter le comportement des structures, des jauges de déformations verticales et horizontales, des jauges de contraintes, des jauges de teneur en eau et des thermistances ont été installées dans chaque couche. Pour solliciter mécaniquement la chaussée, un déflectomètre à masse tombante (FWD) a été utilisé. Les résultats obtenus ont permis de de bien comprendre les mécanismes d’affaiblissement de la chaussée durant la période de dégel. Ils ont aussi 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. Néanmoins, pour une meilleure gestion du réseau routier, de nouveaux critères pour mieux déterminer la période de restriction de charges sont proposés.

iv

Abstract

In strict climatic conditions such as in Quebec, the interaction between load and climate has a great influence on the performance of flexible pavement structures (Doré and Zubeck, 2009). During the spring thaw, when ice melts, the weakening of the pavement makes it vulnerable to solicitation by heavy traffic, speeding various phenomena of degradation, including fatigue damage and structural rutting (Farcette, 2010). In order to minimize the effects of heavy loads on a pavement weakened by the spring, road authorities often choose to limit axle loads or vehicle upon thawing. The purpose of this project is to develop a tool for load restrictions management in thaw period based on data gathered by the road weather stations. Two experimental sections built with the same material but with different thicknesses of asphalt concrete located at Laval University Experimental Road Site (SERUL) were used for this project. Each layer of the tested sections was instrumented with strain, stress, moisture, and temperature sensors. A falling weight deflectometer (FWD) was used to simulate heavy loads. The results obtained made it possible to understand the mechanisms of pavement weakening during the thaw. They also 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. Nevertheless, for better management of the road network, new criteria to better determine the load restriction period are proposed.

v

Table des matières

Résumé ... iii 

Abstract ... iv 

Table des matières ... v 

Liste des tableaux ... ix 

Liste des figures ... xi 

Remerciements ... xvi 

Chapitre 1 : Introduction ... 1 

1.1  Mise en contexte ... 1 

1.2  Objectifs du projet de recherche ... 2 

1.3  Structure du document ... 3 

Chapitre 2 : Revue des connaissances ... 5 

2.1  Introduction ... 5 

2.2  Comportement thermique ... 5 

2.2.1  Effet du gel dans la chaussée ... 5 

2.2.2  Effet du dégel dans la chaussée ... 25 

2.2.3  Mitigation des effets du gel et du dégel ... 30 

2.3  Comportement hydrique ... 35 

2.3.1  Sources d’eau alimentant la chaussée ... 35 

2.3.2  Succion matricielle ... 36 

2.3.3  Modèle de prédiction des modules réversibles en fonction de la teneur en eau 38  2.4  Comportement mécanique ... 40 

2.4.1  Essais avec le déflectomètre à masse tombante (FWD) ... 40 

2.4.2  Modules des couches ... 46 

2.4.3  Déformations et contraintes dans la chaussée ... 52 

2.4.4  Endommagement des chaussées ... 55 

2.5  Restriction de charges ... 57 

2.6  Conclusion ... 62 

Chapitre 3 : Description du site expérimental, des équipements installés et de la méthodologie utilisée ... 64 

3.1  Introduction ... 64 

vi

3.3  Instrumentation ... 66 

3.3.1  Jauges de déformations ... 66 

3.3.2  Jauges de contraintes ... 70 

3.3.3  Jauges de succion matricielle ... 72 

3.3.4  Teneur en eau ... 73 

3.3.5  Températures ... 74 

3.4  Installation de l’instrumentation ... 78 

3.5  Bilan de l’instrumentation ... 81 

3.6  Méthodologie utilisée ... 83 

Chapitre 4 : Essai de caractérisation des matériaux ... 86 

4.1  Essais Proctor ... 86 

4.2  Détermination du module complexe de l’enrobé bitumineux au SERUL ... 87 

Chapitre 5 : Présentation des résultats au SERUL ... 91 

5.1  Résultats de la section 100 mm ... 91  5.1.1  Comportement thermique ... 91  5.1.2  Comportement hydrique ... 99  5.1.3  Comportement mécanique ... 104  5.1.4  Conclusion ... 132  5.2  Résultats de la section 200 mm ... 133  5.2.1  Comportement thermique ... 133  5.2.2  Comportement hydrique ... 137  5.2.3  Comportement mécanique ... 141  5.2.4  Conclusion ... 159  5.3  Discussion ... 160 

5.3.1  Section avec une épaisseur d’enrobé bitumineux de 100 mm ... 160 

5.3.2  Section avec une épaisseur d’enrobé bitumineux de 200 mm ... 166 

5.4  Conclusion ... 167 

Chapitre 6 : Modèle de prédiction des modules réversibles en fonction de la teneur en eau ... 168 

6.1  Introduction ... 168 

6.2  Modèle MEPDG ... 168 

6.3  Présentation des résultats ... 170 

6.4  Conclusion ... 174 

Chapitre 7 : Analyse de l’endommagement par fatigue ... 176 

vii

7.2  Calcul de l’endommagement par fatigue ... 177 

7.2.1 Détermination du paramètre KF1 ... 178 

7.2.2 Détermination du module dynamique |E*| ... 178 

7.2.3 Détermination des déformations à la base du revêtement de l’enrobé bitumineux ε ... 179 

7.2.4 Loi de Miner ... 182 

7.3  Analyse de l’endommagement total et des dommages saisonniers ... 183 

7.4  Conclusion ... 197 

Chapitre 8 : Discussion ... 198 

8.1  Critiques ... 198 

8.2  Principales avancées dans le domaine ... 200 

8.3  Pistes de recherches futures ... 201 

Chapitre 9 : Conclusion ... 204 

Références ... 207 

Annexes ... 213 

Annexe A : Rapports d’essais-enrobés : essais en traction-compression directe ... 213 

Annexe B : Déformations normalisées sous une charge de 53 kN et 71 kN pour la section 200 mm en 2014 ... 219 

Annexe C : Déformations normalisées sous une charge de 53 kN et 71 kN pour la section 100 mm en 2014 ... 221 

Annexe D : Paramètres de déflexion des stations 3 et 4 sous une charge de 53 kN et 71 kN pour la section 200 mm en 2014 ... 223 

Annexe E : Paramètres de déflexion des stations 3 et 4 sous une charge de 53 kN et 71 kN pour la section 100 mm en 2014 ... 227 

Annexe F : Paramètres de déflexion des stations 1 et 2 sous une charge de 40 kN, 53 kN et 71 kN pour la section 200 mm en 2014 ... 231 

Annexe G : Paramètres de déflexion des stations 1 et 2 sous une charge de 40 kN, 53 kN et 71 kN pour la section 100 mm en 2014 ... 237 

Annexe H : Déformations normalisées sous une charge de 53 kN et 71 kN pour la section 200 mm en 2015 ... 243 

Annexe I : Déformations normalisées sous une charge de 53 kN et 71 kN pour la section 100 mm en 2015 ... 245 

Annexe J : Contraintes normalisées sous une charge de 53 kN et 71 kN pour la section 100 mm en 2015 ... 247 

Annexe K : Paramètres de déflexion des stations 3 et 4 sous une charge de 53 kN et 71 kN pour la section 200 mm en 2015 ... 249 

Annexe L : Paramètres de déflexion des stations 3 et 4 sous une charge de 53 kN et 71 kN pour la section 100 mm en 2015 ... 253 

viii

Annexe M : Paramètres de déflexion des stations 1 et 2 sous une charge de 40 kN, 53 kN et 71 kN pour la section 200 mm en 2015 ... 257  Annexe N : Paramètres de déflexion des stations 1 et 2 sous une charge de 40 kN, 53 kN et 71 kN pour la section 100 mm 2015 ... 263  Annexe O : Modèle de prédiction MEPDG des modules réversibles en fonction de la teneur en eau. ... 269 

ix

Liste des tableaux

Tableau 2-1 : Valeurs typiques des propriétés thermiques des matériaux routiers (Konrad,

2014) ... 14 

Tableau 2-2: Stratégies de dimensionnement structure des chaussées pour contrer les effets du gel (Doré, 1997) ... 30 

Tableau 2-3 : Principaux paramètres du bassin de déflexion de l’essai du FWD (Grenier, 2007) ... 42 

Tableau 2-4: Rigidité des couches de la chaussée (Michalak et Scullion 1995 tiré de Grenier 2007) ... 45 

Tableau 2-5 : Perte de durée de vie des chaussées au dégel en fonction de la classe de route (Saint-Laurent 2003) ... 58 

Tableau 2-6 : Augmentation de durée de vie utile des chaussées en fonction des restrictions de charges au dégel (FHWA 1990 tiré de Bilodeau et Doré, 2013) ... 59 

Tableau 2-7: Dates d'imposition, méthodes de détermination et modalités d'application des restrictions de charge au dégel (tiré de Bullock et coll., 2006) ... 60 

Tableau 3-1 : Stratigraphie des deux sections utilisées au SERUL ... 65 

Tableau 3-2 : Profondeur associées à chaque point de mesure de la température dans la chaussée pour les sections 100 mm et 200 mm ... 77 

Tableau 4-1 : Teneur en eau optimale et masse volumique sèche maximale pour la sous-fondation et le sol d’infrastructure ... 87 

Tableau 4-2 : Coefficients du modèle de Witczak de module dynamique des enrobés bitumineux des sections expérimentales... 90 

Tableau 5-1 : Tableau synthèse du comportement thermique dans la section 100 mm au SERUL avec des indices de dégel en surface ... 96 

Tableau 5-2: Tableau synthèse du temps de dégel de chacune des couches dans la section 100 mm au SERUL avec l’indice de dégel à 50 mm de profondeur (ID50) ... 97 

Tableau 5-3 : Tableau synthèse du temps de dégel de la section 200 mm au SERUL pour les deux années d’expérimentation. ... 135 

Tableau 5-4 : Conditions imposées à la fosse d’essai pour les trois (3) cycles de gel-dégel ... 161 

Tableau 5-5 : 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 ... 164 

Tableau 5-6 : Déformations normalisées des différentes couches de la chaussée au SERUL à la fin de la restriction des charges (30 mai 2014 et 26 mai 2015) ... 166 

Tableau 6-1 : Valeurs des paramètres a, b et ks pour les matériaux grossiers et fins ... 169 

Tableau 6-2 : Recalibration des paramètres a et ks ... 172 

Tableau 6-3 : Erreurs RMSE et teneur en eau proche de l’optimum pour les sections 100 mm et 200 mm en 2014 et 2015 pour la couche de sous-fondation et de sol d’infrastructure. ... 174 

Tableau 7-1 : Détermination du paramètre KF1 au SERUL ... 178 

Tableau 7-2 : Paramètres utilisés pour la simulation avec Winjulea au SERUL ... 180 

Tableau 7-3 : Durée de chaque saison ... 184 

Tableau 7-4 : Dates de début et de fin de la période de restriction de charges au SERUL 185  Tableau 7-5 : Endommagement total pour la section 200 mm au SERUL selon les critères du MTQ ... 188 

x

Tableau 7-6 : Pourcentage de dommages en fatigue associé à chaque saison au SERUL dans la section 200 mm selon les critères du MTQ ... 189  Tableau 7-7 : Endommagement total pour la section 100 mm au SERUL avec les critères du MTQ ... 192  Tableau 7-8 : Pourcentage des dommages associés à chaque saison dans la section 100 mm au SERUL selon les critères du MTQ ... 194  Tableau 7-9 : Endommagement total pour la section 100 mm au SERUL avec les critères proposés selon les résultats de cette étude ... 195 

xi

Liste des figures

Figure 2-1: Effet de la teneur en eau, de la masse volumique sèche et de la minéralogie sur la conductivité thermique (Notes de cours géotechnique des régions froides, Konrad 2014) 7  Figure 2-2 : Conductivité thermique des sols : état non gelé vs état gelé (Notes de cours

géotechnique des régions froides, Konrad 2014) ... 8 

Figure 2-3 : Abaque de Kersten (sols fins, grossiers tiré notes de cours géotechnique des régions froides, Konrad 2014) ... 9 

Figure 2-4 : Modèle CREIG (Côté et Konrad, 2005) ... 11 

Figure 2-5 : Définition de l’indice de gel (tiré de Doré et Zubeck, 2009) ... 15 

Figure 2-6 : Abaque d’Aldrich et Paynter (tiré de Andersland et Ladanyi, 1994) ... 18 

Figure 2-7 : Eau non gelée dans les sols gelés (Notes de cours géotechnique des régions froides, Konrad 2014) ... 20 

Figure 2-8 : Mécanisme du gel (Mokwa, 2004 tiré de Salour, 2015) ... 21 

Figure 2-9 : Mécanisme du soulèvement différentiel transversal (Farcette, 2010) ... 24 

Figure 2-10 : Dégradation de la chaussée lors du dégel (Farcette, 2010) ... 28 

Figure 2-11 : Variation annuelle de la rigidité du sol et des matériaux de chaussée (Doré et Imbs, 2002; Salour, 2015) ... 29 

Figure 2-12 : Sources d’eau pouvant alimenter l’assise de la chaussée (tiré de Lebeau, 2006) ... 36 

Figure 2-13 : Exemple de courbe de rétention d’eau (Côté 1997 tirée de Bilodeau, 2009) . 37  Figure 2-14 : Modèle MEPDG de prédiction des modules réversibles en fonction de la teneur en eau (ARA, 2004) ... 39 

Figure 2-15: Mesure du FWD et bassin de déflexion (tirée de Grenier, 2007) ... 41 

Figure 2-16 : Concept de la ligne d’influence (Grenier, 2007) ... 44 

Figure 2-17: Variation de la rigidité des sols et matériaux de chaussées a cours d'un cycle annuel (Doré et Zubeck, 2009) ... 46 

Figure 2-18: Structure générale d’un problème de détermination des paramètres d’un modèle par rétrocalcul (tirée de St-Laurent, 1995)... 50 

Figure 2-19: Réaction d'une chaussée sollicitée (St-Laurent et Roy, 1995 tiré de Lachance, 1999) ... 52 

Figure 2-20: Déformations transversales et longitudinales (Doucet, 1999) ... 53 

Figure 2-21 : a) Module réversible d’un matériau granulaire en fonction de la contrainte totale ; b) Déformation permanente d’un matériau granulaire en fonction du nombre de cycles de chargement et du ratio de la contrainte déviatorique sur la contrainte totale (Pan et Tutumluer 2006 tiré de Bilodeau et Doré 2013) ... 54 

Figure 2-22: Variation des déformations en fonction de la vitesse (tirée de Grellet, 2009) 55  Figure 3-1 : Profil longitudinal du SERUL ... 65 

Figure 3-2 : Processus d’installation des jauges de déformation des enrobés bitumineux... 67 

Figure 3-3 : Capteur LVDT utilisé pour la calibration des jauges de déformations de l’enrobé bitumineux ... 68 

Figure 3-4 : Exemple de calibration d’une jauge de déformation transversale et longitudinale de l’enrobé bitumineux. ... 68 

Figure 3-5 : Installation des jauges de déformation verticales des matériaux non liés ... 69 

Figure 3-6 : Système de calibration pour les jauges de déformation verticales des matériaux non liés ... 69 

xii

Figure 3-7 : Exemple de calibration des jauges de déformation des matériaux non liés ... 70 

Figure 3-8: Jauges de contraintes ... 71 

Figure 3-9: Système de calibration des jauges de contraintes ... 71 

Figure 3-10 : Exemple de calibration pour les jauges de contraintes au SERUL ... 72 

Figure 3-11 : Jauges de succion matricielle MPS-2 ... 72 

Figure 3-12 : Jauges de teneur en eau ThetaProbe ... 73 

Figure 3-13 : Exemple de calibration d’une jauge ThetaProbe ... 74 

Figure 3-14 : Jauges de températures ... 75 

Figure 3-15 : Relation entre la température et la résistance pour le câble de thermistances installé dans la section 200 mm au SERUL ... 76 

Figure 3-16 : Position des jauges de déformation de l’enrobé bitumineux ... 79 

Figure 3-17 : Foreuse du MTQ ... 79 

Figure 3-18 : Position des instruments dans les deux sections expérimentales au SERUL . 80  Figure 3-19 : Plan pour les essais au FWD pour chacune des sections ... 83 

Figure 3-20 : Position des stations pour l’essai du FWD dans la section 100 mm ... 84 

Figure 4-1 : Essai Proctor sur le MG-112 pour la couche de sous-fondation ... 86 

Figure 4-2 : Essai Proctor sur le sable silteux (SM) pour le sol d’infrastructure ... 87 

Figure 4-3 : Courbe maîtresse de module dynamique pour la couche de surface (ESG-10) de la section 100 mm ... 88 

Figure 4-4 : Courbe maîtresse de module dynamique pour la couche de surface (ESG-10) de la section 200 mm ... 89 

Figure 4-5 : Courbe maîtresse de module dynamique pour la couche de base (GB-20) de la section 200 mm ... 89 

Figure 5-1 : Évolution de la profondeur de dégel en fonction de l’indice de dégel en surface dans la section 100 mm au printemps 2015 au SERUL ... 92 

Figure 5-2 : Évolution de la profondeur de dégel en 2014 dans la section 100 mm ... 93 

Figure 5-3: Évolution de la profondeur de dégel en 2015 dans la section 100 mm ... 93 

Figure 5-4 : Corrélation entre les températures de l’air journalières moyennes de la station météo installée sur le site d’essai et les températures de la station météo du Ministère du Développement Durable, de l’Environnement et de la Lutte contre les changements Climatiques. ... 94 

Figure 5-5 : Relation entre profondeur de dégel et l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur dans la section 100 mm au SERUL ... 98 

Figure 5-6 : Évolution de la teneur en eau et de la profondeur de dégel dans la section 100 mm en 2014 ... 100 

Figure 5-7 : Évolution de la teneur en eau et de la profondeur de dégel dans la section 100 mm en 2015 ... 101 

Figure 5-8 : Évolution des déformations normalisées et de la température dans l’enrobé bitumineux dans la section 100 mm en 2014 ... 105 

Figure 5-9 : Évolution des déformations normalisées et de la température dans l’enrobé bitumineux dans la section 100 mm en 2015 ... 106 

Figure 5-10 : Évolution des contraintes verticales dans la section 100 mm au SERUL .... 109 

Figure 5-11 : Évolution des modules calculés au printemps 2015 dans la section 100 mm au SERUL ... 113 

Figure 5-12 : Évolution des modules dynamiques de l’enrobé bitumineux et des modules réversibles rétrocalculés dans la station 4 dans la section 100 mm en 2014 ... 116 

xiii

Figure 5-13 : Évolution des modules dynamiques de l’enrobé bitumineux et des modules réversibles rétrocalculés dans la station 4 dans la section 100 mm en 2015 ... 117  Figure 5-14 : Évolution des paramètres de déflexions (Dmax et SCI) et de la température dans l’enrobé bitumineux dans la section 100 mm en 2014 ... 119  Figure 5-15 : Évolution des paramètres de déflexions (Dmax et SCI) et de la température dans l’enrobé bitumineux dans la section 100 mm en 2015 ... 120  Figure 5-16 : Évolution des paramètres de déflexion comparée à celle des déformations verticales dans la couche de fondation en 2014 ... 121  Figure 5-17 : Évolution des paramètres de déflexion comparée à celle des déformations verticales dans la couche de fondation en 2015 ... 122  Figure 5-18 : Relation entre les déflexions maximales ( ) et les déformations verticales dans la couche de fondation dans la station 3 de la section 100 mm pour l’année 2014 ... 123  Figure 5-19 : Méthode de calcul des distances de géophone assignables aux profondeurs de couches (Bendana et coll, 1994 tiré de Imbs, 2003) ... 124  Figure 5-20 : Relation entre l’indice SCI* et le module dynamique de l’enrobé bitumineux dans la section 100 mm en 2015 ... 126  Figure 5-21 : Relation entre l’indice BDI* et les déformations verticales dans la fondation dans la section 100 mm pour les deux années d’expérimentation ... 127  Figure 5-22 : Relation entre l’indice BCI* et les déformations verticales dans la

sous-fondation dans la section 100 mm pour les deux années d’expérimentation ... 127  Figure 5-23 : Détermination des paramètres de déflexion (tiré de Scullion, 1988) ... 128  Figure 5-24 : Évolution des paramètres de déflexion dans le sentier de roue intérieur dans la section 100 mm en 2014 ... 130  Figure 5-25 : Évolution des paramètres de déflexion dans le sentier de roue intérieur dans la section 100 mm en 2015 ... 131  Figure 5-26 : Évolution de la profondeur de dégel dans la section 200mm au printemps 2014 ... 133  Figure 5-27 : Évolution de la profondeur de dégel dans la section 200 mm au printemps 2015 ... 134  Figure 5-28 : Présence de glace dans la section 200 mm au SERUL le 13 avril 2015 ... 136  Figure 5-29 : Évolution de la profondeur de dégel et des teneurs en eau massique dans la section 200 mm en 2014 ... 137  Figure 5-30 : Évolution de la profondeur de dégel et des teneurs en eau massique dans la section 200 mm en 2015 ... 138  Figure 5-31 : Évolution des déformations normalisées des couches liées et non liées et de la température de l’enrobé bitumineux dans la section 200 mm en 2014 ... 142  Figure 5-32 : Évolution des déformations normalisées des couches liées et non liées et de la température de l’enrobé bitumineux dans la section 200 mm en 2015 ... 143  Figure 5-33 : Évolution des paramètres de déflexion (Dmax, SCI) et de la température à

mi-profondeur de l’enrobé bitumineux dans la station 3 dans la section 200 mm en 2014 ... 147  Figure 5-34 : Évolution des paramètres de déflexion (Dmax, SCI) et de la température à

mi-profondeur de l’enrobé bitumineux dans la station 3 dans la section 200 mm en 2015 ... 148  Figure 5-35 : Évolution des paramètres de déflexions comparée à celle des déformations verticales normalisées dans la section 200 mm au SERUL en 2014 ... 149  Figure 5-36 : Évolution des paramètres de déflexions comparée à celle des déformations verticales normalisées dans la section 200 mm au SERUL en 2015 ... 150 

xiv

Figure 5-37 : Relation entre les déflexions maximales ( ) et les déformations verticales dans la couche de fondation dans la station 3 de la section 200 mm avec les données des 2 années d’expérimentation ... 151  Figure 5-38 : Relation entre le module dynamique de l’enrobé bitumineux et de l’indice SCI dans la station 3 de la section 200 mm avec les données des 2 années

d’expérimentation ... 152  Figure 5-39 : Relation entre l’indice BDI et les déformations verticales dans la fondation dans la station 3 de la section 200 mm avec les données des 2 années d’expérimentation 152  Figure 5-40 : Relation entre l’indice BCI et les déformations verticales dans la

sous-fondation dans la station 3 de la section 200 mm avec les données des 2 années

d’expérimentation ... 153  Figure 5-41 : Évolution de la déflexion maximale, de l’indice SCI et de la température dans l’enrobé bitumineux sur le sentier de roue intérieur dans la section 200 mm en 2014 ... 154  Figure 5-42 : Évolution de la déflexion maximale, de l’indice SCI et de la température dans l’enrobé bitumineux sur le sentier de roue intérieur dans la section 200 mm en 2015 ... 155  Figure 5-43 : Évolution des modules dynamiques de l’enrobé bitumineux et des modules rétrocalculés des matériaux granulaires et du sol dans la station 4 (sentier de roue intérieur) dans la section 200 mm en 2014 ... 157  Figure 5-44 : Évolution des modules dynamiques de l’enrobé bitumineux et des modules rétrocalculés des matériaux granulaires et du sol dans la station 4 (sentier de roue intérieur) dans la section 200 mm en 2015 ... 158  Figure 5-45 :   Simulateur de charges lourdes de l’Université Laval ... 161  Figure 5-46 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle I de la fosse d’essai ... 162  Figure 5-47 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle II de la fosse d’essai ... 163  Figure 5-48 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle III de la fosse d’essai ... 163  Figure 6-1 : Ratio des modules réversibles rétrocalculés de la sous-fondation en fonction du degré de saturation. ... 171  Figure 6-2 : Ratio des modules réversibles rétrocalculés du sol d’infrastructure en fonction du degré de saturation ... 171  Figure 6-3 : Ratio des modules réversibles rétrocalculés de la sous-fondation pour la section 100 mm en 2014 en fonction du degré de saturation ... 172  Figure 6-4 : Ratio des modules réversibles rétrocalculés du sol d’infrastructure pour la section 100 mm en 2014 en fonction du degré de saturation ... 173  Figure 7-1 : Exemple calcul de la déformation en traction avec Winjulea le 24 avril 2014 pour la section 200 mm au SERUL ... 181  Figure 7-2 : Variation des températures de l’air à la Foret Montmorency en 2014 ... 183  Figure 7-3 : Évolution des dommages normalisés en fatigue pour la section 200 mm en 2014 (Déformations de l’enrobé bitumineux obtenues avec Winjulea) ... 186  Figure 7-4 : Évolution des dommages normalisés en fatigue pour la section 200 mm en 2015 (Déformations de l’enrobé bitumineux obtenues avec Winjulea) ... 187  Figure 7-5 : Évolution des dommages normalisés en fatigue pour la section 200 mm en 2015 (Déformations de l’enrobé bitumineux obtenues avec les jauges de déformations) . 187  Figure 7-6 : Évolution des dommages normalisés en fatigue pour la section 100 mm au SERUL en 2014 (Déformations de l’enrobé bitumineux obtenues avec Winjulea)... 191 

xv

Figure 7-7 : Évolution des dommages normalisés en fatigue pour la section 100 mm au SERUL en 2015 (Déformations de l’enrobé bitumineux obtenues avec Winjulea)... 191  Figure 7-8 : Évolution des dommages normalisés en fatigue pour la section 100 mm au SERUL en 2015 (Déformations de l’enrobé bitumineux obtenues avec les jauges de

déformation) ... 192  Figure 7-9 : Comparaison des endommagements obtenus avec les critères du MTQ et avec les critères proposés selon les résultats de cette étude pour l’année 2015 dans la section 100 mm ... 196 

xvi

Remerciements

Je tiens tout d’abord à remercier mon directeur de recherche, M. Guy Doré, de m’avoir offert l’opportunité d’effectuer un projet de maitrise au sein de sa chaire de recherche. J’ai beaucoup appris sous sa supervision et je le remercie pour ses judicieux conseils tout au long du projet. Cette expérience m’a permis de me familiariser avec le milieu de la recherche et de développer mes connaissances en ingénierie des chaussées.

Je tiens également à remercier M. Jean-Pascal Bilodeau pour la qualité de son encadrement, sa disponibilité en tout temps et ses judicieux conseils.

Je voudrais ensuite remercier le Ministère des Transports du Québec (MTQ) pour son soutien technique et financier et plus particulièrement MM. Fritz Prophète, Sébastien Piette et André Cantin pour leur disponibilité tout au long du projet.

Un gros merci à M. Sylvain Auger pour son aide lors de l’installation des équipements et de la configuration des systèmes d’acquisition et de collecte des données.

J’aimerais aussi remercier Mme Chantal Lemieux et tous mes collègues étudiants pour les agréables moments passés durant mon projet de maîtrise. Je remercie également Papa Masseck Thiam de m’avoir encouragé à solliciter M. Doré pour un projet de maitrise, une des meilleures décisions que j’ai prise.

Finalement, je voudrais exprimer toute ma gratitude à mes parents pour leur soutien moral et financier et pour m’avoir inculqué des valeurs de dépassement de soi et de travail bien fait. Je remercie également mon épouse Mariane pour son précieux support tout au long de ce projet. Un gros merci à mes frères et à toute ma famille.

1

Chapitre 1 : Introduction

1.1 Mise en contexte

Au Québec, les conditions climatiques (température, gel/dégel, humidité) ont une grande influence sur le comportement des chaussées. En effet, pendant le gel des sols d’infrastructure, lorsque ceux-ci présentent une sensibilité au gel élevée en présence d’eau, une formation de lentilles de glace se produit. La présence de ces lentilles de glace est à l’origine du soulèvement au gel. Pendant le dégel printanier, la fonte de la glace peut provoquer la saturation en eau et le sol peut alors dépasser sa limite de liquidité et perdre toute consistance, réduisant ainsi la résistance effective de la structure de chaussée à supporter le poids de la circulation automobile. Des études menées par le Ministère des Transports du Québec (MTQ) sur la capacité portante des routes ont démontré qu’au printemps, les chaussées peuvent subir une perte de portance atteignant jusqu’à 70 % de sa capacité normale en été (MTQ, dossier dégel, 2015). Cette influence prend de l’importance avec le phénomène des changements climatiques dont les effets se manifestent de plus en plus.

Pour minimiser les effets des charges lourdes sur une chaussée affaiblie lors du printemps, les administrations routières choisissent souvent de limiter les charges par essieu ou par véhicule lors du dégel. Par contre, bien que de faibles limites de charges permettent de diminuer les coûts d’entretien du réseau routier, elles sont préjudiciables pour plusieurs secteurs économiques (MTQ, dossier dégel 2015). Actuellement, au Québec, l’imposition des restrictions actuelles réduit l’agressivité d’un camion de 22 % en moyenne, mais augmente de 7 % le nombre de déplacements requis pour transporter la même quantité de marchandise (St-Laurent, 2003). Selon Grellet, (2009), l’impact financier de ces restrictions de charge équivaut à des pertes de 40,3 millions de dollars par année pour l’industrie du transport. Par contre, le maintien des restrictions permet de prolonger la durée de vie des chaussées de 8 à 15 % et ainsi économiser plus de 51,4 millions de dollars en coût d’entretien

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du réseau routier (St-Laurent, 2003). Il est donc approprié de maintenir les restrictions de charge mais il est aussi très important qu’elle soit très efficace afin que ça ne porte pas préjudice aux administrations routières ni à l’industrie du camionnage.

Durant la période hiver-printemps, le MTQ réalise le suivi de la progression des fronts de gel et de dégel dans les chaussées avec des lectures effectuées manuellement dans des tubes de gel. Le déploiement de stations météo routières, entrepris récemment sur le réseau routier, en remplacement des tubes de gel, permet le suivi automatisé de la progression du gel/dégel dans les chaussées à l’aide des données de température qui y sont prélevées de façon continue. La période de restriction des charges est déterminée, désormais, avec les données de températures provenant des stations météo routières.

1.2 Objectifs du projet de recherche

Les activités de recherches du projet « Effet des charges sur les chaussées en période de restriction des charges » ont pour but d’adapter et valider la méthode mise au point par le MTQ pour déterminer la période de restriction des charges. Dans un deuxième temps, elles ont aussi pour but de fournir un outil d’aide aux autorités du MTQ afin de gérer le réseau routier en période de dégel. Cet outil permettra d’évaluer les risques de dommages causés par les véhicules lourds et leurs impacts sur les chaussées. L’évaluation de ces impacts pourra permettre d’appuyer les décisions des gestionnaires relativement à la période d’imposition des restrictions de charge. Il est à noter que le décret sur les restrictions de charge a une portée très vaste sur les infrastructures routières et influence de façon importante l’économie du Québec. Il englobe l’ensemble du réseau routier (sous juridiction du MTQ et municipal) et touche directement l’industrie du transport ainsi que les autres secteurs de l’économie qui en dépendent.

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1. Améliorer les connaissances sur les mécanismes d’affaiblissement des chaussées au dégel.

2. Développer des outils de prédiction fiables sur l’évolution de la perte et de la récupération de la capacité structurale de la chaussée en fonction de l’évolution des températures et du dégel dans la chaussée.

Les objectifs spécifiques du projet de recherche sont les suivants :

• Développer un outil d’aide pour la gestion des restrictions de charge en période de dégel en fonction des données recueillies par les stations de météo routière.

• Intégrer cet outil au logiciel d’exploitation des données des stations météo routières pour le suivi du gel/dégel.

1.3 Structure du document

Ce mémoire a été structuré en 9 chapitres dans le but d’atteindre tous les objectifs du projet. Ces chapitres sont expliqués brièvement dans cette section.

-Le chapitre 1 introduit le projet avec une mise en contexte et définit les objectifs généraux et spécifiques du projet.

-Le chapitre 2 présente une revue de documentation sur les mécanismes influençant le comportement thermique, hydrique et mécanique des chaussées flexibles ainsi que l’effet des charges lourdes. Une revue des connaissances est aussi faite sur la mitigation des effets du gel et du dégel sur les chaussées ainsi que sur les restrictions de charge imposées par les administrations routières durant la période de dégel.

4

-Le chapitre 3 est une description du site expérimental utilisé pour ce projet. Aussi les caractéristiques et applications des divers équipements acquis pour les campagnes expérimentales sont expliquées et finalement la méthodologie de travail y est expliquée. -Le chapitre 4 présente les essais de caractérisation qui ont été effectués dans le cadre de projet soit des essais Proctor sur les matériaux granulaires et le sol d’infrastructure et des essais de détermination du module complexe de l’enrobé bitumineux du site expérimental. -Le chapitre 5 présente les résultats obtenus après le suivi du comportement thermique, hydrique et mécanique de la chaussée après deux années d’expérimentation (printemps-été 2014 et 2015)

-Le chapitre 6 présente les résultats obtenus après avoir utilisé le modèle MEPDG (Mechanistic-Empirical Pavement Design Guide) afin de prédire les modules réversibles des matériaux granulaires et du sol en fonction de la variation de la teneur en eau.

-Le chapitre 7 présente l’analyse d’endommagement en fatigue effectué pour évaluer le dommage saisonnier de la chaussée avec et sans restriction de charges. Dans ce chapitre, des critères de gestion des restrictions de charges sont proposés.

-Le chapitre 8 propose des pistes d’amélioration relatives à l’amélioration du projet.

-Le chapitre 9 présente la conclusion du projet et propose des recommandations pour la gestion des restrictions de charge.

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Chapitre 2 : Revue des connaissances

2.1 Introduction

Les infrastructures de transport jouent un rôle important dans le développement social et économique d’un pays. Le passage répété des charges lourdes et les facteurs climatiques sont souvent identifiés comme étant les deux causes majeures de la dégradation de ce patrimoine (i3c, 2016). Au niveau de la charge, lors du passage d’un véhicule lourd, il se produit une flexion de la structure de chaussée qui résulte en des contraintes transmises dans l’ensemble des couches de la structure. Quant au climat, les variables ayant un impact significatif sur l’endommagement des chaussées peuvent être regroupées en trois principales catégories : la température, l’eau et le gel/dégel (Bilodeau et Doré, 2013).

Ce chapitre présente une revue de littérature sur les mécanismes influençant le comportement thermique, hydrique et mécanique des chaussées flexibles ainsi que l’effet des charges lourdes. Une revue des connaissances est aussi faite sur la mitigation des effets du gel et du dégel sur les chaussées ainsi que sur les restrictions de charge imposées par les administrations routières durant la période de dégel.

2.2 Comportement

thermique

2.2.1 Effet du gel dans la chaussée

Pendant l’hiver, la pénétration du gel dans les sols est un phénomène thermodynamique lié au transfert de chaleur entre la chaussée et l’air. Ce 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).

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Dans le domaine routier, la profondeur de gel représente une donnée importante à considérer puisque le gel du sol d’infrastructure est parfois relié à des problèmes de comportement de la chaussée. Également, l’estimation de la profondeur de gel à partir des données climatiques permet de préciser la profondeur des excavations requises pour protéger différentes structures contre le gel. La pénétration de gel dans les sols est essentiellement fonction de la température de l’air et des propriétés thermiques du sol. Notons que le vent, les précipitations, l’humidité relative, la topographie, l’altitude et la latitude influencent directement les conditions climatiques d’un milieu (Bergeron 1991).

Les trois principaux paramètres utilisés pour évaluer la profondeur de gel dans les sols sont la conductivité thermique ( ), la capacité calorifique (Cv) et la chaleur latente (L). Ces paramètres sont définis ci-dessous.

a. Propriétés thermiques des sols

 Conductivité thermique ( )

La conductivité thermique se définit comme étant le taux d’écoulement de chaleur à travers une surface unitaire sous un gradient thermique unitaire. La conductivité thermique des sols dépend principalement de la masse volumique sèche et de la teneur en eau du matériau, mais d’autres paramètres tels que la minéralogie, la structure et la pression peuvent également intervenir (Fillion 2008). Notons que le poids volumique d’un matériau poreux nous renseigne sur la quantité d’air emprisonnée à l’intérieur d’un volume donné, ce qui influence le transport de chaleur (Bergeron 1991). La Figure 2-1 présente l’effet de la teneur en eau, de la masse volumique sèche et de la minéralogie sur la conductivité thermique des sols.

7

Figure 2-1: Effet de la teneur en eau, de la masse volumique sèche et de la minéralogie sur la conductivité thermique (Notes de cours géotechnique des régions froides, Konrad

2014)

Sur la Figure 2-1, on remarque que plus les valeurs de teneur en eau et de masse volumique sèche sont élevées, plus la conductivité thermique est élevée.

Selon (Dysli 1991), l’équation de la conductivité thermique est tirée directement de l’équation de Fourier et est présentée sur l’équation 2-1:

∗

: conductivité thermique (W/m.°C) q : le flux de chaleur (W/m2₎

ΔT : différence de température (°C)

8

De façon générale, un sol gelé a une conductivité thermique plus élevée car la glace est environ 3,7 fois plus conductrice de chaleur que l’eau (Bergeron 1991) comme présenté sur la Figure 2-2.

Figure 2-2 : Conductivité thermique des sols : état non gelé vs état gelé (Notes de cours géotechnique des régions froides, Konrad 2014)

Kersten (1949), cité par Bergeron (1991), a développé des relations mathématiques et des abaques basés sur des modèles empiriques permettant d’estimer la conductivité thermique des sols fins (silts, argiles) et grossiers (sables moyens et fins) en conditions non gelée ou gelée. Ces abaques présentés à la Figure 2-3 indiquent que la conductivité thermique des sols denses est plus influencée par leur teneur en eau que dans le cas des sols lâches.

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Figure 2-3 : Abaque de Kersten (sols fins, grossiers tiré notes de cours géotechnique des régions froides, Konrad 2014)

Le modèle de Kersten est moins bien adapté aux sables grossiers et graviers selon Konrad (2014). C’est pourquoi Côté et Konrad (2005) ont développé un modèle de conductivité thermique généralisé qui prend en compte ces types de sols. Ce modèle est valide pour une gamme complète de degré de saturation, de porosité et pour les sols non gelés et gelés. La conductivité thermique est donnée par l’équation 2-2 :

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λ= (λ

-λ

) λ

+ λ

-

λ

λ

λ

Le résumé de ce modèle est présenté sur la Figure 2-4, la conductivité thermique (

λ)

granulométrie, le type de particules, l’origine géologique et la surface spécifique (SS). En

effet, la conductivité thermique relative (kr) est fonction du degré de saturation, du type de

sol et de l’état du sol (gelé ou non gelé). La conductivité thermique à sec (ksec) est fonction

de la porosité et du type de particules et finalement la conductivité thermique à saturation (ksat) dépend de la composition minéralogique, de la porosité et de l’état du sol (gelé ou non

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 Capacité calorifique (C)

La capacité calorifique exprime le changement d’énergie thermique d’un volume de sol unitaire lorsque la température change d’une unité. La teneur en eau et la masse volumique sont les principaux facteurs influençant la capacité calorifique d’un sol.

Deux relations ont été développées pour estimer la capacité calorifique d’un sol gelé ou non gelé (Cvu et Cvf) et sont présentées sur les équations 2-3 et 2-4.

Sol non gelé : Cvu = ∗ [Équation 2-3]

Sol gelé : Cvf = ∗ ∗ [Équation 2-4]

Avec

cs = 700-800 J/ (kg.°C),

cw = 4185 J/ (kg.°C),

ci = 2050 J/ (kg.°C)

Les indices s, w et i sont pour soil, water et ice (sol, eau et glace)

w

:

: Masse volumique sèche (kg/m3₎

La capacité thermique massique (c) est exprimée en J/kg°C et la capacité thermique volumique (C) est exprimée en J/m3_{°C. L’équation 2.5 présente la relation entre la capacité}

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∗ [Équation 2-5] Avec

C : Capacité thermique volumique (J/m3_.°C)

c : capacité thermique massique (J/kg.°C) ρ : Masse volumique (kg/m3₎

La capacité calorifique et la conductivité thermique sont les paramètres qui contrôlent le transport de chaleur dans un sol. Le rapport entre ces 2 valeurs est défini comme étant le coefficient de diffusion ( d’un matériau. Ce coefficient s’exprime en cm2_/s.

 Chaleur latente (L)

La chaleur latente représente le changement d’énergie thermique d’un volume de sol unitaire lors de sa solidification ou de sa fusion à température constante. Ce paramètre s’exprime en cal/g. Elle est calculée grâce aux équations 2-6 et 2-7 :

é ∗ ∗ [Équation 2-6] é ∗ ∗ [Équation 2-7]

Avec

Lw : la chaleur latente de l’eau (334 MJ/m3),

wi :la teneur en glace (%)

w : la teneur en eau (%), : le poids volumique sec.

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Le Tableau 2-1 présente des valeurs typiques des propriétés thermiques (Conductivité thermique gelée et non gelée, les capacités thermiques volumétriques non gelées et gelées et la chaleur latente) des matériaux routiers.

Tableau 2-1 : Valeurs typiques des propriétés thermiques des matériaux routiers (Konrad, 2014)

MG-20 granite Sable Argile

λ

λ

Cnon gelé (MJ/ m3.°C) 2,06 2,06 2,88

Cgelé (MJ/ m3. °C) 1,86 1,63 2,04

LS (MJ/ m3) 29,43 62,47 122,67

b. Modèles et méthodes pour la détermination de la profondeur de gel

Plusieurs méthodes ont été proposées pour estimer la profondeur de gel et sont présentées dans les paragraphes qui suivent. Ces différentes méthodes sont fonction de l’indice de gel et des propriétés thermiques du sol.

L’indice de gel (Ig) est fonction de l’intensité du froid et de l’étendue de la saison froide. Il est obtenu en additionnant les valeurs de température de l’air négative pendant une année. Plus précisément, il est défini comme la différence en degré Celsius, entre le maximum et le

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minimum de l’intégrale des températures journalières moyennes de l’air (Dysli 1991). La Figure 2-5 illustre la définition de l’indice de gel.

Figure 2-5 : Définition de l’indice de gel (tiré de Doré et Zubeck, 2009)

Des indices de gel situés entre 800 et 2000 °C.jours produisent en général, une profondeur de gel située entre 1,2 et 2 m (Lachance 1999).

Aldrich (1956), cité par Bergeron (1991), mentionne que la profondeur de gel dans une structure routière est inversement proportionnelle à la racine carrée de la chaleur latente du matériau en place. Ceci s’explique par la relation de proportionnalité entre la chaleur latente d’un sol et sa teneur en eau. Les sols à forte teneur en eau ont une chaleur latente élevée d’où une profondeur de gel moins importante. L’augmentation du contenu en eau est également associée à une hausse de la conductivité thermique, ce qui favorise la progression de la ligne de gel. Par contre, cette variation de la conductivité thermique est négligeable par rapport à la hausse de la chaleur latente (Kersten, 1949 cité par Bergeron, 1991).

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 Solution de Stefan (1891)

Cette méthode a été proposée en 1891 et est encore utilisée aujourd’hui. Cette méthode découle de l’intégration de l’équation de la diffusion thermique avec diverses simplifications. La solution simplifiée de Stefan est valide pour un sol homogène sans couvert végétal ou neige et suppose que les variations de teneur en eau et de poids volumique sont négligeables durant le processus de gel (Bergeron, 1991). Stéfan a admis que la température négative à la surface du sol Ts et le gradient thermique dans le sol étaient constants pendant la durée du gel. Cette méthode est présentée aux équations 2-8 et 2-9.

X = ∗ ∗ ∗ [Équation 2-8]

En introduisant le concept de l’indice de gel et un facteur –n qui corrige la température de l’air en température de surface, l’équation de Stefan est définie:

X = ∗ ∗ ∗ [Équation 2-9]

Avec :

X : profondeur de pénétration du gel (m)

f : conductivité thermique du sol gelé (W/m.°C)

n : facteur de correction de l’indice de gel de l’air en indice de gel en surface Ig : indice de gel de l’air (°C.jours)

Ls : chaleur latente de fusion du sol gelé (J/m3₎

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 Solution de Berggren (1943)

La solution de Berggren est un développement de la solution de Stéfan. Par rapport à cette dernière, la solution de Berggren introduit un coefficient de correction qui fait intervenir la température moyenne annuelle à la surface de la chaussée

T

T

X = ∗ ∗ ∗ ∗ [Équation 2-10]

Avec qui est fonction de et qui est obtenu à l’aide de l’abaque de Aldrich et Paynter présenté à la Figure 2-6 ( est représenté par λ sur la figure 2-6).

[Équation 2-11]

∗ [Équation 2-12]

Avec

V0= la température moyenne pendant la période de gel à la surface de la chaussée (°C)

VS= la température moyenne annuelle à la surface de la chaussée (°C)

= la capacité calorifique du sol gelé (J/m3_{. °C)}

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Figure 2-6 : Abaque d’Aldrich et Paynter (tiré de Andersland et Ladanyi, 1994)

 Solution de Stefan‐Konrad (2001)

Cette solution est aussi un développement de la solution de Stefan mais tient compte de la formation des lentilles de glace dans les sols gélifs et donc du potentiel de ségrégation (sensibilité à la formation des lentilles de glace). Elle est donc déterminée par l’équation 2-13 :

X= ∗ ∗ ∗ ∗ [Équation 2-13]

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Ces relations sont souvent utilisées pour prédire la profondeur de gel mais de plus en plus, les études sur la propagation du gel dans les sols utilisent la modélisation numérique par la méthode des éléments finis ou autres méthodes.

c. Mécanisme de formation des lentilles de glace et du potentiel de ségrégation

des sols (SP)

D’après Dupas et Vliet-Lanoe (1988) (cité par Bergeron, 1991 ; Girard, 1996 et De Blois, 2005), les sols dits non gélifs sont ceux qui, par leurs propriétés physiques et hydrauliques, 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 types de sol sont souvent négligeables et sont reliés à l’augmentation de volume due au changement de phase de l’eau en glace soit environ 9% pour les sols saturés. Les sols dits gélifs permettent, lors de leur congélation, un transport de l’eau vers le haut au voisinage du front de gel ainsi que la croissance de lentilles de glace. D’après les critères de Cassagrande (1931) cité par Ladanyi, 1996, un sol de granulométrie étalée avec un coefficient d’uniformité Cu = 15 est gélif s’il contient plus de 3 % en poids de particules inférieures à 0,02 mm, tandis qu’un sol à granulométrie plus uniforme avec Cu = 5 est gélif s’il contient plus de 10 % de particules inférieures à 0,02 mm.

Les travaux de Williams (1966) cité par Bergeron, 1991 ont révélé que la pression interstitielle de l’eau non gelée à la base du cristal diminue lors de la formation de la lentille. Cette différence de pression serait la cause de l’écoulement par capillarité vers le front de gel. En d’autres termes, la cristallisation de l’eau dans le sol implique une succion dans l’eau non gelée dans les pores du sol situés juste sous le cristal. Notons que les propriétés capillaires d’un sol sont reliées entre autres, au pourcentage de particules fines. Ainsi, les sols fins tels les silts et argiles ont une forte capillarité (Bergeron, 1991).

Dans 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 comme le montre la Figure 2-7. 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

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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 si la pression de l’eau non gelée diminue, ce qui entraine 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 (Farcette, 2010). Ce mécanisme de gel est illustré sur la Figure 2-8.

Figure 2-7 : Eau non gelée dans les sols gelés (Notes de cours géotechnique des régions froides, Konrad 2014)

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Figure 2-8 : Mécanisme du gel (Mokwa, 2004 tiré de Salour, 2015)

L’épaisseur de sol comprise entre ces deux fronts (front de gel et front de ségrégation) 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 presque nulle au bord du front 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.

Le processus de formation de lentilles de glace est fonction de la perméabilité du sol dans la frange gelée, ainsi que de la capillarité de la partie non gelée du sol. La grosseur des grains est également un élément important à considérer dans le concept du potentiel de ségrégation. Plus les grains sont fins, plus la capillarité est élevée. En revanche plus les grains sont fins,

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plus la perméabilité du sol est faible. Ces deux phénomènes sont contradictoires, d’où le fait que les silts constituent les matériaux les plus susceptibles de se soulever sous l’effet du gel, car ils allient à la fois une bonne perméabilité et une bonne capillarité (Dysli, 1991). Les argiles quant à elles, ont un potentiel de ségrégation moins élevé que les silts car leur perméabilité est trop faible. Les matériaux plus grossiers, comme les sables ou les graviers, ont une capillarité à peu près nulle. Ils ne s’y créent, par conséquent jamais de lentilles de glace. Les sols susceptibles de former des lentilles de glace sont donc les silts et les argiles. Le potentiel de ségrégation (Konrad et Morgenstern, 1980) est défini par l’équation 2-14 :

[Équation 2-14]

Avec

SP le potentiel de ségrégation (mm2_/°C.h)

v la vitesse d’écoulement de l’eau vers la lentille de glace (mm/h) Grad Tf : gradient de température dans la frange gelée (°C/mm)

Le potentiel de ségrégation (SP) peut être déterminé en laboratoire ou sur le terrain ou grâce à des formules empiriques. Konrad et Morgenstern (1983) cité par Blanchet, 2010 ont déterminé une méthode pour évaluer des potentiels de ségrégation (SP) de sols saturés en laboratoire avec des conditions de gel représentatives de celles sur le terrain. Une température constante inférieure à zéro est maintenue au sommet d’un échantillon et une température supérieure à zéro à la base de ce dernier. L’essai consiste à faire geler, du sommet vers la base, une éprouvette de sol ou de matériau granulaire fin compacté à une teneur en eau proche de la saturation (Transports Québec, 2010). Une charge représentative du poids des terres sur le terrain est appliquée. Une source d’eau est reliée à la base. Le soulèvement et la distribution des températures à l’intérieur de l’échantillon sont mesurés durant toute la durée des essais au moyen d’un système d’acquisition. Le potentiel de ségrégation est calculé lors de la formation de la dernière lentille (c’est à dire en régime permanent) alors que le taux de

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pénétration du gel et par conséquent le taux de refroidissement (dTf/dt) sont très faibles. Une température près de zéro (1 ou 2 °C) est imposée à la base de l’échantillon pour forcer la lentille à se former près de la source d’eau ce qui diminue la succion (Pu) au front de gel. De cette manière, on crée des conditions de succion et de taux de refroidissement similaires à celles du terrain et l’on obtient ainsi une valeur de potentiel de ségrégation représentative des conditions in-situ (Blanchet, 2010).

Le potentiel de ségrégation (SP) des sols saturés peut aussi être déterminé sur le terrain. Des thermistances sont placées dans le sol pour avoir la distribution de températures. Le gradient de température (Grad(T)) est mesuré aux environs de la frange gelée. Au moment où le gradient thermique et le front de gel sont stables, le taux de soulèvement est calculé à partir des observations du repère de soulèvement (Blanchet, 2010). Le potentiel de ségrégation se calcule selon l’équation 2-15:

∗ , [Équation 2-15]

Avec

dhs/dt : le taux de soulèvement de la route à la surface

Grad(T) : le gradient de température moyen mesuré aux environs de la frange gelée (°C/mm) Lorsque l’eau gèle, son volume augmente d’environ 9 % (Transports Québec, 2010). Cette augmentation de volume est prise en compte dans l’équation 2-15 par le facteur 1,09.

d. Soulèvement au gel

La formation des lentilles de glace dans les sols d’infrastructure peut entrainer un soulèvement de la surface d’une chaussée (Langevin, 2002). On les ressent principalement vers la fin de l’hiver lorsque la profondeur de gel est maximale (St-Laurent, 2010).

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Selon Farcette (2010), les soulèvements différentiels peuvent être classés en quatre types : -Les soulèvements différentiels ordinaires qui prennent la forme de bosses,

-Les soulèvements différentiels inverses qui sont des dépressions dans les surfaces soulevées -Les ondulations qui sont des séries de bosses et de creux consécutifs

-Les soulèvements différentiels transversaux

Les trois premiers affectent le confort de l’usager de la route et peuvent, dans certains cas sévères, causer la perte de contrôle du véhicule. Par contre, le soulèvement différentiel transversal est pour sa part associé principalement à la variation de la pénétration du front de gel qui est maximale au centre de la chaussée et relativement faible en bordure des accotements où la couche de neige accumulée agit comme un isolant. La Figure 2-9 montre le mécanisme du soulèvement différentiel transversal.

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Les soulèvements différentiels ainsi que les phénomènes associés peuvent ne pas se résorber complètement lors du dégel (Konrad et Morgenstern 1983 tiré de Farcette 2010). La déformation engendrée contribue à la dégradation à long terme de la chaussée. Les principales manifestations de cette dégradation sont la détérioration de l’uni de la chaussée et la fissuration longitudinale.

2.2.2 Effet du dégel dans la chaussée

Lors du dégel, l’isotherme 0°C pénètre la structure par un front de dégel supérieur soumis au réchauffement provenant de la surface et un front de dégel inférieur soumis au flux géothermique (Doré, 1997). Le dégel du haut vers le bas entraîne comme résultat une couche affaiblie et saturée de matériau granulaire dégelé présente juste sous le revêtement. Dépendamment de la profondeur atteinte par le gel, une couche affaiblie peut également se retrouver dans le sol d’infrastructure. Cependant, il est à noter que le dégel avance moins rapidement dans l’infrastructure que dans la fondation vue la teneur en eau élevée des matériaux d’infrastructure et la chaleur latente plus importante du sol d’infrastructure (Girard, 1996). La période où la chaussée est sujette au dégel peut varier dépendant de la profondeur de gel, du type de sol, du degré de saturation et des conditions de drainage (Janoo et Berg 1990 tiré de Imbs 2003).La durée du dégel dépend de l’intensité de l’hiver précédent et des propriétés thermiques de l’infrastructure. Rutherford (1990, tiré de Girard, 1996) a observé, lors des essais exécutés afin d’évaluer les variables qui affectent le dégel des chaussées souples, que la durée du dégel augmente avec l’accroissement de l’indice de gel. De plus, la durée du dégel pour des structures et des indices de gel semblables est plus longue pour des infrastructures à sols fins que pour des cas d’infrastructures à sols grossiers, vu leur faible conductivité thermique, leur faible conductivité hydraulique et la plus grande chaleur latente du sol.

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a. Affaiblissement au dégel

Pendant le dégel, les lentilles de glace formées en hiver fondent à une vitesse égale à la progression du front de dégel (Imbs, 2003). L’eau interstitielle excédentaire provenant de la fonte des lentilles de glace qui ne peut s’échapper rapidement par drainage, fait chuter la résistance au cisaillement du matériau gélif par diminution de la contrainte effective (Dysli, 1991). Il faut également noter que la teneur en eau peut encore être augmentée par l’infiltration d’eau de fonte, de pluie ou de ruissellement par des fissures du revêtement ou par les accotements (Imbs, 2003). L’importance de cet affaiblissement au dégel dépend selon Dysli, 1991:

-de l’importance du soulèvement au gel, soit de l’eau accumulée sous la fondation, -de la vitesse du dégel,

-des charges appliquées sur la zone des lentilles de glace, soit de la charge des essieux et du pouvoir répartiteur de la structure routière,

-de la vitesse de drainage de l’eau excédentaire,

La quantité d’eau libre présente localement après la fonte des lentilles de glace crée une zone ayant une teneur en eau plus forte que la condition avant gel. Le sol gonfle presque instantanément dans cette zone pour absorber cet excès d’eau. Il arrive que l’eau libérée ne puisse être efficacement drainée hors du sol, du fait qu’à proximité des zones de dégel, le sol demeure gelé et imperméable. Le sol devient ainsi saturé en eau et peut alors dépasser sa limite de liquidité et perdre toute consistance, ce qui réduit la résistance effective de la structure de chaussée à supporter le poids de la circulation des véhicules (C-SHRP, 2000). En d’autres termes, la chaussée perd sa capacité portante.

La capacité portante de la chaussée se définit comme la capacité de cette chaussée à résister aux charges appliquées à sa surface. Elle se définit aussi par le nombre de véhicules que la chaussée peut supporter avant d’atteindre la fin de sa durée de vie (St-Laurent et Roy, 1995). Cette capacité portante dépend, en grande partie, de la nature des sols d’infrastructure.

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D’après Dysli et Pfister (1984, tiré de Girard 1996), lors d’un dégel lent et pour une profondeur de gel pas trop importante, une faible perméabilité de la surface de contact entre la couche de fondation et l’infrastructure permettra de maintenir une portance suffisante. Pour la même profondeur de gel, dans le cas d’un dégel rapide, cette perméabilité devra être beaucoup plus élevée pour assurer la pérennité de la chaussée. Des études faites en Alaska, Minnesota et Washington (Stubstad et Connor (1982) et Lary et coll. (1984), cités par Girard, 1996) ont montré que les chaussées gélives subissent une perte de capacité portante par rapport à l’été lorsque le dégel atteint le bas de la fondation. Il s’agit donc d’une période critique pour la mesure de la réponse structurale pour connaître réellement la compétence d’une chaussée souple lors du dégel.

D’après Doré et Rioux (1993), un véhicule circulant en période critique de dégel peut causer un dommage plus de 5 fois supérieur à celui causé par le même véhicule circulant à la fin de l’été. Aussi selon St-Laurent et Roy (1995), les dommages relatifs lors du dégel sur trois routes locales au Québec sont entre 1,5 et 3 fois plus élevés que le dommage moyen annuel (Doré, 1997). Le dégel affecte également les matériaux de chaussée. En effet, les matériaux de chaussées au voisinage des fissures et sous les accotements non revêtus peuvent être saturés lors des pluies automnales et subir de ce fait un gonflement lors du gel de l’eau interstitielle. Ce gonflement (9% du volume des pores) est suffisant pour provoquer un décompactage des matériaux qui, sous l’effet du trafic, se compactent à nouveau de façon préférentielle dans les sentiers de roues contribuant ainsi au phénomène d’orniérage structural (Doré, 1997). La Figure 2-10 représente la dégradation de la chaussée au dégel.

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Figure 2-10 : Dégradation de la chaussée lors du dégel (Farcette, 2010)

L’affaiblissement au dégel se produit suivant deux périodes distinctes :

 La première période correspond à la durée du dégel, soit du début jusqu’à la fin du dégel des couches gelées. L’eau ne peut s’échapper vers le bas, la glace ou les matériaux gelés formant une barrière imperméable et rigide, créant ainsi un effet d’enclume (DeMontigny et Légaré 1983 cité par Imbs 2003), très néfaste pour les couches dégelées de la chaussée.

 La seconde phase correspond à la période de consolidation : quand la zone gelée a été entièrement dégelée, il n’y a plus d’apport d’eau en excès. La structure dégelée se consolide par évacuation de l’eau en excès jusqu’à ce que les surpressions interstitielles générées soient dissipées. Le drainage de l’eau de fonte amène la consolidation du sol qui retrouve progressivement son niveau initial d’avant l’hiver. La consolidation est contrôlée par la vitesse d’évacuation de l’eau en excès de la zone dégelée (Saarelainen, 1997 tiré de Imbs, 2003). La période d’affaiblissement au dégel s’achève lorsque la rigidité atteint son niveau d’été. L’intensité de l’affaiblissement se définit par la différence entre la valeur d’été de rigidité de la chaussée et la valeur la plus faible rencontrée durant le printemps, atteinte habituellement peu après la fin

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du dégel de la structure. La durée de l’affaiblissement est la période de temps entre laquelle la rigidité est inférieure à son niveau d’été (Imbs, 2003).

La Figure 2-11 montre la variation annuelle de la rigidité du sol et des matériaux de chaussée.

Figure 2-11 : Variation annuelle de la rigidité du sol et des matériaux de chaussée (Doré et Imbs, 2002; Salour, 2015)

Lorsque le dégel est complété, l’eau se draine graduellement et la chaussée récupère graduellement sa rigidité. La période de récupération dans les sols d’infrastructure fins est plus longue que dans la couche de fondation et de sous-fondation étant donné qu’ils subissent typiquement des mouvements plus importants lors du gel et étant donné leur perméabilité plus faible. Pendant cette période de récupération de rigidité, la capacité portante de la chaussée augmente progressivement durant l’été pour atteindre une valeur maximale en hiver lorsque la route gèle l’hiver suivant.

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2.2.3 Mitigation des effets du gel et du dégel

Le texte de cette section s’inspire, en grande partie, de la thèse de M. Doré (1997) intitulé « Détérioration des chaussées en condition de gel : une nouvelle approche prévisionnelle. »

Pour faire face au soulèvement différentiel ou à la problématique de la perte de portance au dégel, l’ingénieur a le choix d’adapter la structure de telle sorte qu’elle résiste à l’action du gel ou de chercher à neutraliser l’action du gel. Le Tableau 2-2 présente des exemples d’approches de mitigation pour chaque mécanisme d’affaiblissement au dégel (soulèvement différentiel et perte de portance au dégel) et le niveau d’intervention (adaptation de la structure ou neutralisation du mécanisme).

Tableau 2-2: Stratégies de dimensionnement structure des chaussées pour contrer les effets du gel (Doré, 1997)