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Conception mécaniste-empirique des chaussées non revêtues

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Academic year: 2021

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Texte intégral

(1)

Conception mécaniste-empirique des chaussées

non revêtues

Mémoire

Mickaël Le Vern

Maîtrise en génie civil

Maître ès sciences (M.Sc.)

Québec, Canada

(2)

Conception mécaniste-empirique des chaussées

non revêtues

Mémoire

Mickaël Le Vern

Sous la direction de :

Guy Doré, directeur de recherche

(3)

iii

Résumé

Dans le contexte où les routes non revêtues sont susceptibles de subir des charges importantes, une méthode rigoureuse pour la conception de ces chaussées basée sur des principes mécanistes-empiriques et sur le comportement mécanique des sols support est souhaitable. La conception mécaniste combinée à des lois d’endommagement permet l’optimisation des structures de chaussées non revêtues ainsi que la réduction des coûts de construction et d’entretien.

Le but de ce projet est donc la mise au point d’une méthode de conception mécaniste-empirique adaptée aux chaussées non revêtues. Il a été question tout d’abord de mettre au point un code de calcul pour la détermination des contraintes et des déformations dans la chaussée. Ensuite, des lois d’endommagement empiriques pour les chaussées non revêtues ont été développées. Enfin, les méthodes de calcul ont permis la création d’abaques de conception.

Le développement du code de calcul a consisté en une modélisation de la chaussée par un système élastique multi-couches. La modélisation a été faite en utilisant la transformation d’Odemark et les équations de Boussinesq pour le calcul des déformations sous la charge. L’élaboration des fonctions de transfert empiriques adaptées aux chaussées non revêtues a également été effectuée.

Le développement des fonctions de transfert s’est fait en deux étapes. Tout d’abord, l’établissement de valeurs seuil d’orniérage considérant des niveaux jugés raisonnables de conditions fonctionnelle et structurale de la chaussée. Ensuite, le développement de critères de déformation admissible en associant les déformations théoriques calculées à l’aide du code de calcul à l’endommagement observé sur plusieurs routes en service.

Les essais ont eu lieu sur des chaussées typiques reconstituées en laboratoire et soumises à un chargement répété par simulateur de charge. Les chaussées ont été instrumentées pour mesurer la déformation au sommet du sol d’infrastructure et les taux d’endommagements ont été mesurés au cours des essais.

(4)

iv

Abstract

Unpaved roads generally undergo heavy loads. For this reason, a rigorous design method based on mechanistic-empirical principles and on subgrades mechanical behaviors for unpaved roads is needed. A mechanistic design approach, combined with empirical damage laws, will optimize unpaved road structures and reduce maintenance and construction costs.

Therefore, the purpose of this project is to create a mechanistic-empirical method for the design of unpaved roads. First, a calculation model was developed in order to determine the level of stress and strain in the pavement structure This model consists of an elastic multilayer road, using Odemark’s transformation and Boussinesq’s equations. Then, empirical damage curves for unpaved roads were developed. Finally, this work produced design charts.

A two-step approach was adopted for the development of the transfer functions. The first step established rutting threshold values according to suitable functional and structural road conditions. Then, an allowable strain criterion that combines the calculated theoretical strains with the observed strains on real roads was developed.

Laboratory testing took place on typical roads samples. The tests were carried out using a vehicle load simulator. The instrumentation of the structures was designed to measure the resilient and permanent vertical deformation at the top of the subgrade. The rutting rate was also measured during the tests.

(5)

v

Table des matières

Résumé ... iii

Abstract ... iv

Table des tableaux ... viii

Table des figures ... ix

Remerciements ... xiv 1) Introduction ... 1 1.1) Mise en contexte... 1 1.2) Problématique ... 2 1.3) Objectifs ... 2 1.4) Structure du document ... 2 2) Revue de littérature ... 4

2.1) Chaussées non revêtues : définition ... 4

2.2) Mécanismes de détérioration ... 5

2.2.1) Dégradation naturelle ... 5

2.2.2) Déformations réversibles et permanentes ... 6

2.2.3) Un critère de conception : l’orniérage ... 11

2.3) Modèles de conceptions empiriques existants ... 14

2.3.1) AASHTO ... 14

2.3.2) Surfacing Thickness Program ... 18

2.3.3) Lowell Test Road ... 19

2.3.4) Méthode de conception des chaussées sans revêtement du MTQ ... 19

2.4) Conception des routes pour le transport minier au Canada ... 21

2.4.1) Étude sur l’équipement et sur les routes des mines ... 21

2.4.2) Méthodes de conception en contexte minier ... 22

2.5) Effets de la saturation et du niveau de chargement sur l’orniérage ... 25

2.6) Méthode de conception mécaniste-empirique ... 28

2.6.1) Principe ... 28

2.6.2) Calcul des contraintes et des déformations ... 29

2.6.3) Modèles mathématiques de déformation permanente des matériaux granulaires 30 2.6.4) Exemple de méthode mécaniste-empirique ... 32

2.7) Pertinence du projet ... 34

3) Méthodologie ... 36

3.1) Approche analytique ... 36

(6)

vi

4) Analyse de la stabilité des pentes ... 39

5) Caractérisation des matériaux ... 49

5.1) Généralités ... 49

5.2) Caractérisation des sols d’infrastructure ... 49

5.2.1) Granulométrie par tamisage et sédimentation ... 49

5.2.2) Densité Relative ... 50

5.2.3) Essai Proctor modifié ... 51

5.2.4) Limites de consistance ... 52

5.2.5) Classification des sols ... 53

5.2.6) Essai CBR ... 54

5.3) Caractérisation du MG-20 ... 56

5.3.1) Granulométrie par tamisage ... 56

5.3.2) Densité relative et absorption du gros granulat ... 56

5.3.3) Densité relative et absorption du granulat fin ... 57

5.3.4) Masse volumique des grains solides et absorption du MG-20 ... 58

5.3.5) Essai Proctor modifié ... 59

5.3.6) Essai CBR ... 59

5.3.7) Essai au bleu de méthylène ... 59

6) Campagne expérimentale : essais sur simulateur de charge routier ... 62

6.1) Description des essais... 62

6.2) Description de l’équipement utilisé ... 64

6.2.1) Simulateur de charge routier ... 64

6.2.2) Cuve et système de saturation ... 65

6.2.3) Déflectomètre ... 67

6.2.4) Capteurs de pression et d’humidité ... 69

6.2.5) Logiciel d’acquisition ... 70

6.3) Protocole expérimental ... 71

6.3.1) Calibration du ballon ... 71

6.3.2) Mise en place de l’échantillon et de l’instrumentation ... 74

6.3.3) Essais LWD et DCP ... 78

6.3.4) Chargement cyclique ... 81

6.3.5) Mesures d’orniérage ... 82

7) Présentation des résultats ... 84

7.1) Déformations permanentes et réversibles ... 84

7.2) Évolution de l’orniérage ... 90

(7)

vii

8) Analyse des résultats ... 94

8.1) Établissement des courbes de Wöhler ... 94

8.2) Validation des courbes de Wöhler... 96

8.3) Analyse rhéologique ... 100

8.4) Comparaison entre la méthode développée et d’autres méthodes existantes ... 102

8.4.1) Comparaison avec la méthode de l’AASHTO ... 102

8.4.2) Comparaison avec la méthode de l’U.S. Corps of Engineers ... 104

8.4.3) Comparaison avec la méthode de Giroud et Han (2004) ... 105

8.4.4) Comparaison avec des courbes de Wöhler relatives aux routes à faible volume .... 107

8.5) Mise en place d’abaques de conception ... 108

8.6) Prise en compte du dommage saisonnier ... 112

9) Discussion ... 114

9.1) Pertinence de la méthode développée ... 114

9.1.1) Qualité de construction des échantillons ... 114

9.1.2) Validité des résultats et des travaux ... 115

9.1.3) Mise en application des résultats de la recherche ... 115

9.2) Recommandation pour de futurs travaux ... 116

10) Conclusion ... 117

(8)

viii

Table des tableaux

Tableau 1 : Modèle de Suarez (2010) ... 9

Tableau 2 : Équations k1 et k2, modèle Rahim et George (2005) ... 10

Tableau 3 : Valeurs typiques de module réversible des sols d’infrastructure (AASHTO, 2002) 11 Tableau 4 : Variation des charges de référence et des facteurs d’agressivité selon la configuration (Doré, 2015) ... 15

Tableau 5 : Modèles mathématiques de déformation permanente (Lekarp et al., 2000b) ... 31

Tableau 6 : Caractéristiques des chaussées Forchemex ... 40

Tableau 7 : Paramètres des simulations avec Geo-Slope ... 41

Tableau 8 : Caractéristiques du remblai et du sol d’infrastructure, troisième simulation GeoSlope ... 43

Tableau 9 : Cas évalués, troisième simulation GéoSlope ... 44

Tableau 10 : Densité relative des grains des sols d’infrastructure ... 51

Tableau 11 : Optimums Proctor ... 52

Tableau 12 : Limites de consistance ... 53

Tableau 13 : Classification des sols ... 53

Tableau 14 : Résultats CBR sols d’infrastructure ... 54

Tableau 15 : Valeurs typiques du CBR selon U.S. Army Corps of Engineers (1953) ... 55

Tableau 16 : Classification MG-20 ... 56

Tableau 17 : Résultats de l’essai de densité relative et absorption gros granulat ... 57

Tableau 18 : Résultats de l’essai de densité relative et absorption granulat fin ... 58

Tableau 19 : Masse volumique des grains solides et absorption du MG-20 ... 59

Tableau 20 : Résultats essai Proctor MG-20 ... 59

Tableau 21 : Essai CBR MG-20 ... 59

Tableau 22 : Résultats de l’essai au bleu de méthylène sur le MG-20 ... 61

Tableau 23 : Calibration du ballon ... 74

Tableau 24 : Caractéristiques de l’échantillon d’essai n°1 ... 76

Tableau 25 : Caractéristiques de l’échantillon d’essai n°2 ... 76

Tableau 26 : Caractéristiques de l’échantillon d’essai n°3 ... 77

Tableau 27 : Caractéristiques de l’échantillon d’essai n°4 ... 77

Tableau 28 : Estimation de la résistance au cisaillement des sols fins avec l’essai DCP (Boutet et al., 2007) ... 79

Tableau 29 : Estimation de la rigidité avec l’essai DCP (Boutet et al., 2007) ... 80

Tableau 30 : Résultats essais DCP et LWD (moyennes sur l’ensemble des essais) ... 80

Tableau 31 : Description des paliers de chargement ... 81

Tableau 32 : Valeurs moyennes des déformations réversibles ... 88

Tableau 33 : Pressions moyennes mesurées à diverses profondeurs dans la chaussée lors des passages de roue ... 92

Tableau 34 : Teneur en eau des matériaux in-situ ... 93

Tableau 35 : Équations des courbes de Wöhler ... 98

Tableau 36 : Déformation au sommet du sol d’infrastructure, écarts entre théorie et réalité selon le modèle utilisé pour déterminer le module réversible des matériaux de chaussée ... 101

(9)

ix

Table des figures

Figure 1 : Chaussée non revêtue (Crédit : Shutterstock) ... 4

Figure 2 : Structure classique d’une chaussée non revêtue (entreprise Forchemex) ... 4

Figure 3 : Soulèvement induit par formation de lentilles de glace (Konrad, 2014) ... 5

Figure 4 : Évolution des déformations permanentes et réversibles en fonction du nombre de cycles de chargement (Doré, 2015) ... 6

Figure 5 : Comportement élastoplastique non linéaire des matériaux (Araya, 2011) ... 6

Figure 6 : Essai triaxial cyclique (Bilodeau, 2014) ... 7

Figure 7 : Relation module réversible – contrainte totale, modèle k-thêta (Bilodeau et Doré, 2012) ... 8

Figure 8 : Trois modes d’orniérage (Dawson, 1997) ... 12

Figure 9 : Accumulation d’eau dans les ornières (Glennon, 2015) ... 13

Figure 10 : Abaque pour la détermination du module réversible effectif du sol d’infrastructure pour les chaussées flexibles (AASHTO, 1993) ... 17

Figure 11 : Interface du Surfacing Thickness Program (Eskioglou et Stergiadou) ... 18

Figure 12 : Abaques du MTQ pour le dimensionnement de la couche : a) de fondation b) de sous-fondation (MTQ, 2004) ... 19

Figure 13 : Réduction d’épaisseur granulaire permise lors du renforcement par géosynthétique (MTQ, 2004) ... 20

Figure 14 : Abaque de conception pour les chaussées non-revêtues renforcées avec des géogrilles (Giroud et Han, 2004) ... 21

Figure 15 : Évolution de la conception des chaussées (Syncrude Canada Limited, 2000) ... 22

Figure 16 : Courbes CBR (Atkinson 1992) ... 23

Figure 17 : Bulbe des contraintes sous une distribution circulaire de pression (Tannant et Regensburg, 2001) ... 24

Figure 18 : Évolution de l’orniérage en fonction du nombre de passages de roue pour différentes situations de chargement et d’humidité (Korkialla-Tanttu et al., 2003) ... 25

Figure 19 : Distribution de l’orniérage entre les différentes couches de la chaussée (Korkialla-Tanttu et al., 2003) ... 26

Figure 20 : Rapport du nombre de cycles pour différentes profondeurs d’ornières. (Korkialla-Tanttu et al., 2003) ... 27

Figure 21 : Relation entre les déformations permanentes et réversibles dans le sol d’infrastructure (sable) (Korkialla-Tanttu et al., 2003) ... 27

Figure 22 : Teneurs en eau pour différents niveaux de nappe phréatique (Korkialla-Tanttu et al., 2003) ... 28

Figure 23 : Transformation d’Odemark (Doré, 2015) ... 30

Figure 24 : Comparaison entre différents critères d’endommagement des routes à faible volume (Gupta et al, 2014) ... 33

Figure 25 : Courbes de conception, critère mécaniste-empirique de A. Gupta et al. (2014) ... 34

Figure 26 : Exemple de courbe de Wohler (Doré, 2015) ... 36

Figure 27 : Simulateur de chargement routier accéléré de laboratoire, Université Laval (Juneau et Pierre 2008) ... 37

Figure 28 : Modélisation d’une chaussée avec GeoSlope ... 39

Figure 29 : Glissement critique et Facteur de Sécurité avec GeoSlope ... 40

(10)

x

Figure 31 : Facteurs de sécurité fonction de la classe de chaussée, du type de sol et de la pente42

Figure 32 : Facteurs de sécurité pour MG-20 sur sol d’infrastructure ... 42

Figure 33 : Logiciel GeoSlope, paramètres h, D et N ... 43

Figure 34 : Facteurs de Sécurité en fonction de la distance charge-accotement ... 45

Figure 35 : Coefficient b fonction du type de pente et de la hauteur de remblai ... 45

Figure 36 : Évolution de A en fonction de N ... 46

Figure 37 : Évolution de B en fonction de N ... 46

Figure 38 : Évolution de C en fonction de N ... 46

Figure 39 : Comparaison entre les résultats obtenus avec l’équation (37) et ceux obtenus avec Geoslope ... 47

Figure 40 : Évolution du facteur de sécurité en fonction de la hauteur de remblai ... 48

Figure 41 : Évolution du facteur de sécurité en fonction de l’inclinaison de la pente ... 48

Figure 42 : Évolution du facteur de sécurité en fonction de la distance charge-accotement ... 48

Figure 43 : Pompe à vide... 50

Figure 44 : Essai CBR (Bilodeau, 2014) ... 54

Figure 45 : Conditions d’humidité des granulats (Dosage et contrôle des mélanges de béton, 2011) ... 57

Figure 46 : Phénomène de rotation des contraintes (Lekarp et coll., 2000a) ... 62

Figure 47 : Vue en coupe de la structure de chaussée et de l’instrumentation ... 63

Figure 48 : Simulateur de chargement routier accéléré de laboratoire, Université Laval (Juneau et Pierre 2008) ... 64

Figure 49 : Surface balayée par la roue du simulateur, tiré de Poupart (2013) ... 64

Figure 50 : Zones d’accélération, de vitesse constante et de décélération de la roue du simulateur ... 65

Figure 51 : a) Système d’application de charge b) Panneau de contrôle (Thiam, 2014) ... 65

Figure 52 : Cuve en acier inoxydable ... 66

Figure 53 : Système de saturation, tiré de Thiam (2014) ... 66

Figure 54 : Détermination du niveau d’eau de saturation à l’aide d’un laser ... 67

Figure 55 : Vue en coupe d’un LVDT ... 68

Figure 56 : Capteur LVDT utilisé lors des essais ... 68

Figure 57 : Coupe longitudinale de la structure de chaussée, position des capteurs ... 70

Figure 58 : Interface graphique DASYLab ... 71

Figure 59 : Pèse-roue pour mesure de charge appliquée ... 72

Figure 60 : Calibration du ballon pour un pneu gonflé à 80 psi (Bilodeau, 2015) ... 72

Figure 61 : Tekscan : empreintes de pneu en fonction de la charge axiale ... 73

Figure 62 : Évolution de la surface de contact de pneu en fonction de la force exercée sur la chaussée... 73

Figure 63 : Phénomène de contamination évité par l’ajout d’un géotextile de séparation (MTQ, 2004) ... 74

Figure 64 : a) Mise en place du géotextile b) Cuve de mélange c) et d) Compaction sol d’infrastructure e) Pavage ... 75

Figure 65 : Essai LWD (Bilodeau et Doré, 2014) ... 78

Figure 66 : Essai DCP (Bilodeau et Doré, 2014) ... 79

Figure 67 : Rupture de la couche d’asphalte après saturation du sol d’infrastructure... 82

Figure 68 : Cartographie des mesures d’orniérage et des mesures au vernier ... 82

Figure 69 : Instrumentation pour mesurer : A) l’enfoncement des tubes (vernier) et B) l’orniérage en surface (triangle à ornière). Tiré de Poupart, 2013 ... 83

(11)

xi

Figure 71 : Évolution de la déformation au sommet du silt-argileux saturé lors du chargement

cyclique ... 84

Figure 72 : Détail, pour chaque cycle de chargement, entre déformation permanente εp et déformation réversible εr... 84

Figure 73 : Évolution de la déformation permanente, échantillon n°1... 85

Figure 74 : Évolution de la déformation permanente, échantillon n°2... 85

Figure 75 : Évolution de la déformation permanente, échantillon n°3... 86

Figure 76 : Évolution de la déformation permanente, échantillon n°4... 86

Figure 77 : Évolution de la déformation permanente des quatre échantillons ... 87

Figure 78 : Déformations réversibles moyennes induites par cycle pour chaque sol ... 89

Figure 79 : Évolution de la déformation réversible par cycle, 3eme palier de chargement du 1er échantillon ... 89

Figure 80 : Évolution de l’orniérage à la surface de l’échantillon n°2 lors du premier palier de chargement ... 90

Figure 81 : Forme de tube qu’il aurait été préférable d’utiliser ... 90

Figure 82 : Évolution de la pression à 158mm de profondeur dans l’échantillon 3 en fonction du temps ... 91

Figure 83 : Pressions moyennes mesurées à diverses profondeurs dans la chaussée lors des passages de roue ... 92

Figure 84 : Courbes de Wöhler. Critère : ornière de 25mm ... 94

Figure 85 : Courbes de Wöhler. Critère : ornière de 50mm ... 95

Figure 86 : Courbes de Wöhler, extrapolations et données de terrain, ornière de 25mm ... 97

Figure 87 : Courbes de Wöhler, extrapolations et données de terrain, ornière de 50mm ... 97

Figure 88 : Différentiation des données de terrain en fonction du type de géosynthétique (ornière de 25mm) ... 99

Figure 89 : Différentiation des données de terrain en fonction du type de géosynthétique (ornière de 50mm) ... 99

Figure 90 : Nombre de cycles admissibles, comparaison méthode mécaniste-empirique/AASHTO ... 103

Figure 91 : Hauteur de fondation nécessaire, comparaison méthode mécaniste-empirique/AASHTO ... 104

Figure 92 : Hauteur de fondation nécessaire, comparaison méthode mécaniste-empirique/U.S. Corps of Engineers ... 105

Figure 93 : Nombre de cycles admissibles, comparaison méthode mécaniste-empirique / Giroud et Han ... 106

Figure 94 : Hauteur de fondation nécessaire, comparaison méthode mécaniste-empirique / Giroud et Han ... 106

Figure 95 : Comparaison des courbes de Wöhler pour les routes à faible volume ... 107

Figure 96 : Abaque de conception, MR Fondation=100MPa, ornière de 25mm ... 108

Figure 97 : Abaque de conception, MR Fondation=150MPa, ornière de 25mm ... 109

Figure 98 : Abaque de conception, MR Fondation=200MPa, ornière de 25mm ... 109

Figure 99 : Abaque de conception, MR Fondation=100MPa, ornière de 50mm ... 110

Figure 100 : Abaque de conception, MR Fondation=150MPa, ornière de 50mm ... 110

Figure 101 : Abaque de conception, MR Fondation=200MPa, ornière de 50mm ... 111

Figure 102 : Comparaison, pour une ornière de 25mm et un module de fondation de 150MPa, entre a) l’abaque développé dans ce projet et b) l’abaque développé par Gupta et al. ... 111

Figure 103 : Évolution du dommage en fonction du module réversible du sol. Mr fondation=100MPa, ornière de 25mm ... 113

(12)
(13)

xiii

(14)

xiv

Remerciements

J’aimerais remercier tout particulièrement mon directeur de recherche Guy Doré et mon co-directeur de recherche Jean-Pascal Bilodeau pour m’avoir permis de réaliser ce projet. Par leur soutien, leur disponibilité et leurs conseils, j’ai pu mener à bien ma Maîtrise et acquérir un bon nombre de connaissances dans le domaine de la géotechnique routière. Merci de m’avoir attribué un sujet de recherche sur lequel j’ai eu du plaisir à travailler.

Je tiens à remercier également Christian Juneau et Sylvain Auger, les techniciens en travaux d’enseignement et de recherche du département de Génie Civil de l’Université Laval. Ils ont été d’une grande aide pour les essais de laboratoire, notamment pour les aspects mécaniques et électroniques.

Les partenaires de la Chaire de recherche I3C, particulièrement Glen Légère et Papa Masseck Thiam de FP Innovations, Alain Chassé et Jonathan Garneau de Texel, Denis St-Laurent et Guy Bergeron du MTQ et Bertrand Cormier d’Hydro Québec, par leurs conseils et leurs recommandations lors des comités de suivi, ont permis à ce projet d’avancer. Merci à eux. Merci également à Olivier Picard et Jonathan Mole qui, durant leur stage, m’ont aidé pour la réalisation des essais de laboratoire.

Enfin, merci à tous les étudiants et professionnels de recherche de la Chaire I3C pour leur bonne humeur lors des rencontres de coordination et des activités de la Chaire.

(15)

1

1) Introduction

1.1) Mise en contexte

Les routes sont des infrastructures essentielles pour la mobilité des personnes et des ressources, ainsi que pour le développement économique des territoires. Elles constituent une problématique majeure pour les vastes étendues, particulièrement au Québec qui est la plus grande province canadienne avec sa superficie de 1 667 441km², vu la nécessité de relier des petites communautés éloignées les unes des autres.

Les routes à faible volume représentent une part importante du réseau routier québécois. Elles sont principalement empruntées par les véhicules lourds, les résidents de secteurs éloignés, ainsi que pour les loisirs et les activités de plein air. La gestion de ces routes est soumise à des contraintes : ce sont des routes généralement éloignées des centres d’activités, leur pavage est dispendieux et souvent non essentiel. D’une manière générale, le choix est fait de ne mettre qu’un revêtement mince voir aucun revêtement sur ces routes.

Le Ministère des Transport du Québec (MTQ) répertorie plus de 150000 km de chaussées non revêtues sur le territoire. Un total de 45% des routes gérées par ce ministère n’est pas pavé, ce chiffre atteint 90% pour les routes municipales et privées. Plus précisément, le MTQ administre environ 1200 km de routes d’accès aux ressources forestières et 3600 km de chemins de mines. De leur côté, les municipalités gèrent 92000 km de routes, chemins et ponts. Enfin, 60000 km de routes non pavées sont gérées par des sociétés d’État ou des ministères provinciaux/fédéraux (d’après Pelletier, 2007).

Il y a une demande croissante pour l’exploitation des ressources du Nord Québec ainsi qu’une augmentation générale du nombre de véhicules sur les routes. En effet, en 2000, le MTQ a constaté une augmentation de 68% du trafic depuis 1985. La circulation du nombre de véhicules lourds a augmenté de 34,5% et la charge légale par essieu est passée de 8 tonnes à 10 tonnes en 1970.

La conception des chaussées non pavées constitue aussi un problème technique et environnemental : il faut déterminer des épaisseurs de couches granulaires qui ne soient ni trop faibles (dégradation, rupture…) ni trop élevées (gaspillage de matériaux et d’énergie).

Si la conception des chaussées revêtues est très documentée, celle des chaussées non revêtues l’est beaucoup moins. Le dimensionnement de ces dernières est davantage axé sur des règles d’expérience ou sinon empiriques car elles sont généralement soumises à un trafic très faible (moins de 400 véhicules par jour) constitué principalement de véhicules lourds. Dans le cadre de ce projet, en prenant en considération l’importance capitale des routes à faible volume sur l’économie et l’accès aux régions éloignées, il est proposé d’aller au-delà des méthodes empiriques traditionnelles (AASHTO, STP, CBR) en élaborant une méthode mécaniste-empirique afin d’optimiser la conception des chaussées non revêtues.

(16)

2

1.2) Problématique

Il y a actuellement une prédominance des méthodes empiriques pour la conception des chaussées non revêtues. Une problématique associée à l’utilisation de méthodes empiriques est qu’elles sont surtout efficaces dans le contexte et les conditions où elles ont étés développées. En effet, une méthode empirique se base généralement sur des essais effectués sur un même type de sol et pour des conditions météorologiques bien précises, les résultats obtenus sont donc difficilement généralisables. De plus, il n’existe pas de critère précis, par exemple une déformation critique des couches de chaussée, pour le choix des épaisseurs de couches de matériaux, ces dernières sont déterminées en fonction de l’expérience et du vécu des précédentes routes. Cette manière de faire n’est pas optimale et peut induire une sur-conception des chaussées, ce qui entraine un gaspillage de matériaux. Dans le contexte actuel, où l’accent est mis sur la préservation des ressources et la sécurité des usagers, il convient d’optimiser la conception des routes non pavées.

1.3) Objectifs

En s’appuyant sur une approche mécaniste-empirique, l’objectif du projet est d’élaborer un critère de conception des chaussées non revêtues. Ce critère doit permettre un choix optimal des épaisseurs des couches granulaires en fonction de la nature du sol d’infrastructure et du nombre de sollicitations que doit subir la route pendant sa durée de vie. Les objectifs spécifiques du projet sont les suivants :

 Mise au point d’un code de calcul simple mais rigoureux pour le calcul des contraintes et des déformations dans les chaussées non revêtues.

 Développement de lois d’endommagement empiriques adaptées au contexte spécifique de ces chaussées.

 Intégration des méthodes de calcul dans un outil de conception pratique (logiciel ou autre).

1.4) Structure du document

Le présent document contient 10 chapitres dont le contenu est décrit ci-dessous. Le chapitre 1 est l’introduction dans laquelle le projet est mis en contexte.

Le chapitre 2 est une revue de littérature qui présente un état des connaissances sur les chaussées non revêtues, notamment leurs mécanismes de détérioration et les modèles de conception actuels. Dans ce chapitre, le principe de conception mécaniste-empirique est introduit et est légitimé aux vues des carences des méthodes purement empiriques. Finalement, ce chapitre se termine en soulignant la pertinence de ce projet de recherche.

Le chapitre 3 présente le projet en lui-même en décrivant la méthodologie employée afin de répondre aux objectifs. Les approches analytique et expérimentale du projet sont détaillées. Le chapitre 4 consiste en une analyse de la stabilité des pentes latérales des chaussées non revêtues. Cette analyse est effectuée avec le logiciel GeoSLOPE. Les facteurs de sécurité liés aux glissements des pentes sont évalués en fonction des caractéristiques géotechniques et géométriques des chaussées, ainsi qu’en fonction des chargements appliqués.

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3

Le chapitre 5 présente les essais de caractérisation des matériaux qui ont été utilisés pour la construction des échantillons de chaussées en laboratoire. Les résultats des essais sont présentés et discutés.

Le chapitre 6 expose les étapes de la campagne expérimentale du projet, à savoir les essais sur simulateur de chargement routier. Le matériel utilisé est décrit ainsi que le principe de l’essai. Le protocole expérimental est détaillé minutieusement.

Le chapitre 7 présente les résultats obtenus lors de la campagne expérimentale.

Le chapitre 8 présente une analyse des résultats. La manière dont les courbes d’endommagement ont été tracées fait l’objet d’une explication. Lesdites courbes sont examinées, validées et comparées avec des courbes résultant de travaux antérieurs. Ce chapitre présente la mise en place de la méthode mécaniste-empirique et la compare avec d’autres méthodes existantes. Il est également question de présenter les abaques de conception mis au point et d’aborder la question du dommage saisonnier.

Le chapitre 9 est une discussion qui analyse l’ensemble des travaux réalisés et les résultats obtenus. Des recommandations pour d’éventuels futurs travaux sont également proposées. Le chapitre 10 expose l’ensemble des conclusions qui ont été tirées des travaux présentés dans ce document.

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2) Revue de littérature

2.1) Chaussées non revêtues : définition

Par définition, une chaussée non revêtue présente la particularité de ne pas avoir de couche de revêtement en surface pour protéger le corps de la chaussée contre les sollicitations dues au trafic et au climat. La couche de roulement sur laquelle circulent les véhicules est donc composée de matériaux granulaires (Figure 1).

Figure 1 : Chaussée non revêtue (Crédit : Shutterstock)

Ces chaussées sont généralement des routes de campagne ou des chemins d’accès aux ressources. Elles ne sont pas pavées pour des raisons économiques mais elles peuvent être amenées à subir d’importantes sollicitations, avec le trafic forestier ou minier par exemple. Leur conception est donc une problématique majeure.

La structure de ces chaussées peut être relativement simple et se limiter à une couche granulaire sur un sol d’infrastructure. Toutefois, pour assurer une bonne performance, la structure d’une chaussée non revêtue peut être composée d’une couche de roulement granulaire, d’une couche de fondation (gravier ou pierre concassée) et d’une couche de sous-fondation (généralement du sable) reposants sur le sol d’infrastructure (Figure 2).

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2.2) Mécanismes de détérioration

2.2.1) Dégradation naturelle 2.2.1.1) Vent

Une chaussée non revêtue ne possède pas de couche rigide de protection en surface. Les granulats sont donc directement exposés au vent, ce dernier étant capable de souffler les fines particules et de les déplacer sur des distances relativement grandes. Un vent de forte intensité peut également déplacer des particules de taille moyenne. Ce phénomène s’appelle la saltation et engendre des irrégularités en surface ainsi qu’une abrasion des matériaux granulaires.

2.2.1.2) Érosion

L’érosion est une action exercée par les agents climatiques (pluie, vent,…) qui a pour effet d’enlever la couche superficielle des sols et des roches. L’usure due à l’érosion est principalement fonction de la durée et la vitesse du vent, ainsi que de la température et de l’humidité. Lors de précipitations abondantes, l’impact des gouttes de pluie peut également déplacer et disperser les particules de sol.

2.2.1.3) Eau

De fortes précipitations entrainent irrémédiablement une diminution de la cohésion entre les particules d’un sol.

De plus, l’eau dans les sols constitue un facteur important de détérioration des chaussées lors des cycles de gel/dégel. Entre autres, la formation de lentilles de glaces en profondeur dans les sols d’infrastructure sensibles au gel entraine un soulèvement en surface qui peut causer une dégradation de la qualité de roulement en hiver. La Figure 3 montre, lors d’un essai de gel en laboratoire, un soulèvement dû à la formation de lentilles de glace.

Figure 3 : Soulèvement induit par formation de lentilles de glace (Konrad, 2014)

Lors du dégel de printemps, les lentilles de glace fondent à l’intérieur de la structure routière, le sol devient alors saturé en eau et sa capacité portante diminue. Cette diminution de résistance

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entraine une augmentation des déformations de la chaussée, celle-ci est alors sujette à la formation d’ornières, de planches à laver (ondulations à ondes courtes) et de nids de poules.

2.2.2) Déformations réversibles et permanentes 2.2.2.1) Mécanismes de déformation

Lorsqu’un matériau granulaire est soumis à une contrainte typique des chargements routiers, il adopte un comportement élasto-plastique non linéaire. Lorsqu’il subit la contrainte, le matériau se déforme et lorsque la contrainte n’est plus appliquée, une grande partie de la déformation totale est récupérée : c’est la déformation réversible ɛr qui traduit un comportement élastique. Cependant, le matériau ne retrouvant pas tout à fait sa forme initiale, il demeure une déformation permanente ɛp qui traduit le comportement plastique du matériau. Ces mécanismes sont présentés en Figure 4.

Figure 4 : Évolution des déformations permanentes et réversibles en fonction du nombre de cycles de chargement (Doré, 2015)

Le comportement élastoplastique non linéaire des matériaux est décrit à la Figure 5.

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2.2.2.2) Essais de laboratoire

Il existe certains essais de laboratoire pour analyser le comportement réversible et en déformation permanente des sols et des matériaux de chaussées, l’essai triaxial cyclique étant celui favorisé dans la pratique, notamment par le MTQ.

Cet essai, présenté en Figure 6, consiste à appliquer sur un échantillon une contrainte statique ainsi qu’une contrainte cyclique et à mesurer l’évolution de la déformation en fonction du nombre de cycles de chargement. Lors de l’essai, l’échantillon est confiné par une contrainte radiale qui symbolise l’action latérale du reste du sol sur l’échantillon.

Figure 6 : Essai triaxial cyclique (Bilodeau, 2014)

2.2.2.3) Module réversible

Le module réversible permet de caractériser le comportement d’un matériau sous charge, il se définit comme le rapport entre la contrainte déviatorique appliquée et la déformation réversible subie (équation (1)).

MR =σd ϵr =

σ1− σ3

ϵr (1)

Avec : MR = Module réversible (MPa) 𝜎𝑑 = Contrainte déviatorique (MPa) 𝜎1 = Contrainte principale axiale (MPa) 𝜎3 = Contrainte principale radiale (MPa)

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Le module réversible des matériaux d’une chaussée, qui représente le module élastique, est un paramètre essentiel dans le dimensionnement de ladite chaussée. Il est fonction du degré de saturation des pores des matériaux, du niveau de compacité, de la granulométrie mais également de la contrainte appliquée, de la teneur en eau, de la succion matricielle et de bien d’autres paramètres.

Il apparait alors important de pouvoir s’appuyer sur des modèles fiables de prédiction des modules réversibles. De nombreux modèles ont été développés. L’un des plus connus, le modèle « k-thêta », est présenté à la Figure 7.

Figure 7 : Relation module réversible – contrainte totale, modèle k-thêta (Bilodeau et Doré, 2012)

Le modèle « k-thêta » relie le module réversible uniquement à l’état de contrainte du matériau. Il existe des modèles qui tiennent également compte des caractéristiques physiques du matériau. Deux de ces modèles sont détaillés ci-après, à savoir le modèle de Suarez (2010) pour les matériaux granulaires du Québec et celui de Rahim et George (2005) pour les sols fins et grossiers.

Modèle de Suarez (2010)

Suarez (2010) a développé un modèle pour la détermination du module réversible des matériaux granulaires de chaussées. Ce modèle (équation (2)), basé sur 375 mesures de modules réversibles sur des matériaux aux caractéristiques connues, est détaillé au Tableau 1.

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Tableau 1 : Modèle de Suarez (2010)

Modèle MR(MPa) = c1s∗ θ + c2s+ 𝛥MR (2) Paramètres du modèle c1s= −8,976 − 0,508 ∗ (Cu nf) + 0,027 ∗ Sr + 7,725 ∗ ( ρdmax ρd ) − 0,107 ∗ w + 0,168 ∗ wopt c2s= 672,48 + 14,353 ∗ n − 6,213 ∗ nc+ 2,070 ∗ Sr + 0,253 ∗ ρdmax− 0,557 ∗ ρd− 27,533 ∗ w 𝛥MR= S ∗ 𝛥Sr = S ∗ (Sr − 100) S (MPa % ) = (0,00003 ∗ θ + 0,0206) ∗ (nf− 113,636) + 0,31818 Cu : coefficient d’uniformité Sr : degré de saturation n : porosité totale (%) w : teneur en

eau (%) wopt : teneur en eau optimale (%) nf : porosité de la fraction fine (%) =n/nc nc : porosité de la fraction grossière (%)=n+(1-n)%F %F : pourcentage de fines (%)

ρd : masse volumique sèche (kg/m3) ρ

dmax : masse volumique sèche maximale (kg/m3)

θ : contrainte totale (kPa)

Les coefficients c1s et c2s de ce modèle ont été déterminés à partir d’essais sur des matériaux à degrés de saturation très élevés. Lorsqu’il s’agit d’évaluer le module réversible d’un matériau non saturé, il convient de poser Sr=100% dans l’équation de c1s et c2s, la variation de module compte tenu de la saturation sera prise en compte avec le Δ𝑀𝑅.

Ce modèle est applicable aux sols grossiers, c’est-à-dire les sables et les graviers, mais pas aux sols fins.

Modèle de Rahim et George (2005)

Rahim et George ont développé en 2005 deux modèles de prédiction, le premier pour les sols fins et le second pour les sols grossiers (équations (3) et (4)).

MR = k1Pa(1 + σd

1+σc)

k2, pour les sols fins (3)

MR= k1Pa(1 + θ

1+σd)

k2, pour les sols grossiers (4)

Avec : MR = Module réversible (MPa)

Pa = Pression atmosphérique = 101,325kPa 𝜎𝑑 = Contrainte déviatorique (kPa)

𝜎𝑐 = Contrainte de confinement (kPa) 𝜃 = Contrainte totale (kPa)

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Les coefficients k1 et k2 dépendent des caractéristiques du sol (Tableau 2). Tableau 2 : Équations k1 et k2, modèle Rahim et George (2005)

Type de sol Paramètres du modèle

Sol à grains fins

k1= 1,12 ∗ ( ρd ρdmax) 1,996 ∗ (LL w) 0,639 k2= −0,27 ∗ ( ρd ρdmax) 1,04 ∗ ( w wopt) 1,46 ∗ (LL %F) 0,47

Sol à grains grossiers

k1= 0,12 + 0,9 ∗ ( ρd ρdmax) − 0,53 ∗ ( w wopt) − 0,017 ∗ %F + 0,314 ∗ 𝑙𝑜𝑔 (Cu) k2= 0,226 ∗ (ρρd dmax∗ w wopt) 1,2385 ∗ ( %F 𝑙𝑜𝑔 (Cu)) 0,124

Cu : coefficient w : teneur en eau (%) wopt : teneur en eau optimale %F : pourcentage de fines (%) ρd : masse volumique sèche (kg/m3) ρdmax : masse volumique sèche maximale (kg/m3) LL : limite de liquidité (%)

Ces deux modèles montrent une bonne capacité de prédiction. Ils nécessitent cependant de connaitre un certain nombre de caractéristiques des sols et des matériaux utilisés, généralement obtenues par une caractérisation routinière. Lorsque ces caractéristiques ne sont pas connues, il est tout de même possible d’estimer le module réversible du matériau en fonction de la classification du sol.

L’American Association of State Highway and Transportation Officials (ASSHTO, 2002) référencie les valeurs typiques de module réversible pour des sols d’infrastructure (Tableau 3).

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Tableau 3 : Valeurs typiques de module réversible des sols d’infrastructure (AASHTO, 2002)

Classification du sol Variations de MR (psi) MR typique

CH 5000 – 13500 8000 psi (55 MPa) MH 8000 – 17500 11500 psi (80 MPa) CL 13500 – 24000 17000 psi (117 MPa) ML 17000 – 25500 20000 psi (140 MPa) SW 28000 – 37500 32000 psi (220 MPa) SP 24000 – 33000 28000 psi (190 MPa) SW-SC 21500 – 31000 25500 psi (175 MPa) SW-SM 24000 – 33000 28000 psi (190 MPa) SP-SC 21500 – 31000 25500 psi (175 MPa) SP-SM 24000 – 33000 28000 psi (190 MPa) SC 21500 – 28000 24000 psi (165 MPa) SM 28000 – 37500 32000 psi (220 MPa) GW 39500 – 42000 41000 psi (280 MPa) GP 35500 – 40000 38000 psi (260 MPa) GW-GC 28000 – 40000 34500 psi (240 MPa) GW-GM 35500 – 40500 38500 psi (265 MPa) GP-GC 28000 – 39000 34000 psi (235 MPa) GP-GM 31000 – 40000 36000 psi (250 MPa) GC 24000 – 37000 31000 psi (210 MPa) GM 33000 - 42000 38500 psi (265 MPa)

2.2.3) Un critère de conception : l’orniérage

La principale problématique liée à la bonne performance des routes non revêtues est l’accumulation de déformation permanente dans les différentes couches de la chaussée. L’accumulation de cette déformation, due aux passages répétés des véhicules lourds, se traduit en surface de la chaussée par la formation du phénomène d’orniérage. Il convient de préciser que, puisque les chaussées non revêtues n’ont pas de revêtement lié (par définition), elles ne sont pas affectées par le phénomène de fatigue.

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Dans l’étude « Rutting in unsurfaced roads » (Dawson, 1997), trois modes d’orniérage sont définis :

_Mode 0 : Orniérage dû à la post-compaction, à la densification du squelette granulaire (mode d’orniérage qui n’apparait pas sur les routes correctement conçues et bien construites).

_Mode 1 : Orniérage dû à la déformation par cisaillement de la couche granulaire à proximité des roues (résistance au cisaillement inadéquate). Présent aux endroits où le trafic est canalisé, se traduit par un déplacement des granulats qui s’accumulent de part et d’autre du sentier de roue.

_Mode 2 : Orniérage dû à la déformation de la structure de chaussée (incluant le sol d’infrastructure) à la fois dans et en dehors des chemins de roues. Problème plus important dû à une déformation permanente de la surface et des sous-couches.

La Figure 8 schématise ces trois modes d’orniérage.

Figure 8 : Trois modes d’orniérage (Dawson, 1997)

L’orniérage est le résultat d’une complexe interaction entre les propriétés résilientes et plastiques des couches de chaussée. Les Modes 1 et 2 apparaissent simultanément dans la plupart des cas en pratique. Le Mode 0 apparait également mais peut être limité par une bonne compaction de la couche de fondation.

Les ornières sur les routes entrainent une diminution du confort de conduite des usagers ainsi qu’une augmentation de la consommation d’essence, elles augmentent également les risques d’aquaplaning à cause de la rétention d’eau. De plus, l’eau, qui a tendance à s’accumuler dans les ornières plutôt que d’être drainée sur les côtés, risque de s’imprégner dans la structure de chaussée, entrainant une concentration d’eau dans l’ornière structurale au sommet du sol d’infrastructure (Mode 2) et diminuant ainsi la capacité portante de la couche granulaire et du sol, ce qui contribue à l’accélération du taux de dégradation.

Le Mode 1 d’orniérage n’est pas forcément problématique pour les chaussées non revêtues car il peut être contrôlé par un surfaçage régulier de la route avec une niveleuse. C’est le Mode 2 d’orniérage qui pose problème lorsqu’il est trop important. En effet, le sol est la couche de chaussée la plus sensible à l’accumulation de déformation et, lorsque celle-ci est trop importante, cela exige des réparations profondes et coûteuses, surtout lorsqu’il faut excaver et reconstruire la route.

Dans le cadre de la conception des chaussées, il convient de tenir compte de l’orniérage et de définir une profondeur d’ornière jugée critique. L’étude « Roadway Hydroplaning – Measuring Pavement Wheel Rut Depths to Determine Maximum Water Depths » (Glennon, 2015) met en

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place des critères en vue de lutter contre l’aquaplanage. L’auteur se base sur une équation permettant de calculer la profondeur d’eau accumulée en fonction de la profondeur de l’ornière et d’autres paramètres géométriques (voir Figure 9).

Figure 9 : Accumulation d’eau dans les ornières (Glennon, 2015)

Se basant sur des essais réalisés sur des chaussées flexibles, Glennon détermine que la profondeur d’eau critique pouvant entrainer l’aquaplaning est de 3mm lorsque la vitesse des véhicules est supérieure à 70km/h. Lorsque les vitesses sont inférieures, la profondeur critique est de 5mm. En prenant l’hypothèse d’une ornière de largeur 1000mm (L=500mm) et en prenant une pente latérale de chaussée de 3%, cela donne une profondeur d’ornière critique de 20mm si la vitesse est inférieure à 70km/h. Ce résultat est valable pour les chaussées flexibles. Les exigences sont moins sévères pour les chaussées non revêtues, pour lesquelles les méthodes de conception actuelles, présentées plus loin dans ce document, font état d’ornières admissibles de 25mm, 50mm, 75mm voire même jusqu’à 100mm et parfois au-delà. En considérant une ornière de Mode 2 d’un mètre de largeur en surface, il peut être aisément admis, en considérant le phénomène de dispersion des contraintes dans la structure de chaussée, que l’ornière au sommet du sol d’infrastructure fera environ 1,5m de largeur. Les chaussées non revêtues ayant généralement des pentes latérales entre 3 et 4%, une ornière structurale de 25mm de profondeur entrainera une rétention d’eau entre 0 et 2,5mm alors qu’une ornière de 50mm de profondeur entrainera une rétention d’eau entre 20 et 27mm. Ainsi, en tenant compte du problème de rétention d’eau, une ornière admissible de 50mm de profondeur au sommet du sol d’infrastructure semble être un critère cohérent de conception d’une chaussée non revêtue. Cette profondeur d’ornière fait d’ailleurs partie des critères d’endommagement retenus par la méthode de conception de l’AASHTO (1993) ou encore celle de Giroud et Han (2004) pour les ornières de surface.

D’une manière générale, les conseils pour diminuer l’orniérage sont d’augmenter la qualité des granulats, d’améliorer le compactage et d’augmenter les épaisseurs de couches granulaires. On peut éventuellement mettre une fine couche d’asphalte ou cimenter les matériaux en surface pour réduire les contraintes sur les couches internes et favoriser l’étanchéité de la surface.

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2.3) Modèles de conceptions empiriques existants

Il existe de nombreuses méthodes empiriques pour la conception des chaussées, quatre principales s’appliquant aux routes non revêtues sont détaillées ici.

2.3.1) AASHTO

L’American Association of State Highway and Transportation Officials (ASSHTO) est un organisme de normalisation qui publie des spécifications, des protocoles d’essais et des directives pour la conception et la construction des routes aux États-Unis. Cet organisme fait office de référence pour la conception des chaussées en Amérique du Nord. Les conceptions sont basées sur les résultats d’essais débutés à la fin des années cinquante sur des chaussées à Ottawa, en Illinois, afin de mesurer l’impact du trafic sur la détérioration des routes.

2.3.1.1) Conception des chaussées non revêtues

Dans l’ouvrage “AASHTO Guide for Design of Pavements Structures” (version de 1961, 1972, 1986 ou de 1993), l’organisme propose une méthode empirique de conception des chaussées basée sur le comportement des sections d’essais. Le manuel de 1993 comporte un chapitre sur la conception des routes à faible volume.

Dans ce chapitre il est préconisé, avant la conception, de déterminer les données importantes : - Trafic futur (W18, nombre d’Equivalent de Charge Axiale Simple,…)

- Durée des saisons (Été, Automne, Hiver, Printemps) - Module Réversible saisonnier du sol d’infrastructure.

- Module d’Young des couches de fondation et de sous-fondation de la chaussée.

- Indice de performance PSI allant de 0 (impossibilité de conduire) à 5 (chaussée parfaite).

- Orniérage acceptable (RD)

- Perte de granulats GL (par le trafic, l’érosion, les précipitations,…) La méthode AASHTO utilise une approche itérative en 10 étapes :

 Choisir une épaisseur de couche (essai).

 Choisir une perte de viabilité admissible (ΔPSI) et un orniérage admissible (RD).

 Renseigner le Module Réversible des couches de la chaussée (sol d’infrastructure, fondation et sous-fondation).

 Déterminer le trafic projeté W18 (en nombre d’équivalent de charges axiales simples).  Déterminer le trafic admissible avec des nomogrammes basés sur le critère d’entretien.  Déterminer le trafic admissible avec des nomogrammes basés sur l’orniérage admissible.  Déterminer le dommage saisonnier, rapport entre le trafic projeté et le trafic admissible.  Déterminer l’épaisseur de fondation moyenne 𝐷𝐵𝑆̅̅̅̅̅̅ (correspond à un dommage total égal à 1).  Corriger l’épaisseur de base avec la perte de granulats : 𝐷𝐵𝑆 = 𝐷𝐵𝑆̅̅̅̅̅̅ + 0,5𝐺𝐿

 Déterminer l’épaisseur de sous-fondation, qui est fonction de l’épaisseur de fondation, à l’aide de nomographes.

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Ces étapes sont reproduites jusqu’à l’obtention d’une valeur de dommage saisonnier total inférieure à 1.

L’Annexe I montre un exemple du cheminement de cette procédure pour un cas concret.

Cette méthode est purement empirique, elle se base essentiellement sur des nomogrammes élaborés avec des routes ayant fait l’objet d’un suivi de performance. Ces routes ont toutes été construites sur un même sol d’infrastructure, un silt de faible plasticité, et ont subi un trafic routier canalisé à vitesse constante de 56km/h.

Il s’agit actuellement d’une des méthodes les plus appliquées en Amérique du Nord pour la conception des chaussées non revêtues. Il peut être également noté que le MTQ utilise une méthode issue des essais de l’AASHTO dans son logiciel Chaussée pour la conception des chaussées flexibles revêtues.

2.3.1.2) Agressivité des véhicules

Les travaux de l’AASHTO ont permis la création du concept de l’Équivalence de Charge Axiale Simple (ÉCAS) qui constitue une unité pour la mesure de l’agressivité des véhicules. Il est alors possible d’exprimer un nombre d’applications de charge N en ÉCAS.

La notion de Coefficient d’Agressivité (CA) correspondant au dommage moyen calculé pour un groupe d’essieux ou un véhicule a aussi été développée. Le Coefficient d’Agressivité se calcule selon l’équation (5).

CA = (W Wr)

n

(5)

Avec : CA = Coefficient d’Agressivité (ÉCAS) W = Charge dont on calcule l’agressivité (kg) Wr = Charge de référence (kg)

n = Facteur d’agressivité

Les charges de référence et les facteurs d’agressivité varient en fonction de la configuration, comme le montre le Tableau 4.

Tableau 4 : Variation des charges de référence et des facteurs d’agressivité selon la configuration (Doré, 2015)

Configuration Wr n

Essieu simple 8160 kg 4

Essieux tandem 15200 kg 4

Essieux tridem 21800 kg 4

(30)

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Lorsqu’une chaussée n’est pas rigide, le calcul du Coefficient d’Agressivité s’appelle aussi la « loi de la quatrième puissance ».

2.3.1.3) Module réversible effectif

Le module réversible des matériaux de chaussées, défini à la section 2.2.2.3), est un paramètre essentiel pour le dimensionnement desdites chaussées. Les cycles de gel-dégel et la variation de la teneur en eau entrainent une variation des modules réversibles, en particulier ceux des sols d’infrastructure. Ainsi, pour la conception d’une chaussée, il apparait indispensable de considérer la variation saisonnière du module réversible du sol d’infrastructure (les modules réversibles des couches de sous-fondation et de fondation granulaire étant considérés comme constants). L’identification des modules saisonniers a pour objectif de quantifier le dommage relatif que subit la chaussée à chaque saison. L’AASHTO (1993) défini le dommage par l’équation (6).

uf=

N

Nadm (6)

Avec : uf = Dommage relatif

N = Nombre de cycles subit par la chaussée (ÉCAS)

Nadm = Nombre de cycles admissible par la chaussée (ÉCAS)

La notion de module réversible effectif est alors établie, ce module correspondant au dommage moyen que subit la chaussée pendant l’année.

La procédure développée par l’AASHTO pour la détermination du module réversible effectif est présentée à la Figure 10. Il s’agit de renseigner dans le tableau les valeurs des modules réversibles saisonniers du sol d’infrastructure. Si ces modules sont susceptibles de changer au cours d’un même mois, il faut renseigner deux valeurs de module réversible par mois et donc toutes les cases doivent être complétées. Si les modules ne varient pas au cours d’un même mois, alors une seule case doit être remplie pour chaque mois. L’étape suivante est de déterminer le dommage saisonnier correspondant à chaque module en s’appuyant sur l’équation empirique suivante :

uf = 1,18 × 108× MR−2,32 (7)

Avec : uf = Dommage relatif

MR = Module réversible du sol d’infrastructure (psi)

Ensuite, la moyenne des valeurs des dommages uf doit être calculée en sommant ces valeurs et en divisant par le nombre de valeurs (12 ou 24). Le résultat obtenu correspond au dommage relatif moyen 𝑢̅̅̅. La valeur du module réversible effectif M𝑓 R s’obtient en utilisant l’équation (7) dans laquelle on remplace 𝑢𝑓 par 𝑢̅̅̅. 𝑓

L’équation (7) a été développée pour la conception des chaussées flexibles en se basant sur l’indice de performance PSI. La notion de module réversible effectif n’est actuellement pas utilisée pour la conception des chaussées non revêtues.

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Figure 10 : Abaque pour la détermination du module réversible effectif du sol d’infrastructure pour les chaussées flexibles (AASHTO, 1993)

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2.3.2) Surfacing Thickness Program

Le STP (Surfacing Thickness Program) est un logiciel de conception mis au point par USDA (United States Department of Agriculture) Forest Service en 1988.

Programmé en BASIC, le logiciel se veut être un complément de la méthode AASHTO pour la détermination des épaisseurs des couches d’une chaussée. Le calcul se fait après avoir défini le critère de conception, à savoir la profondeur d’ornière admissible, et après avoir compilé les informations sur les matériaux utilisés et le trafic.

La Figure 11 montre l’interface du logiciel.

Figure 11 : Interface du Surfacing Thickness Program (Eskioglou et Stergiadou)

Adapté de la recherche de l’USA Corps of Engineers, ce logiciel propose une approche empirique de conception. Il est basé sur les données du programme AASHTO.

Cette approche s’appuie sur un calcul empirique d’orniérage (équation (8)). Cette équation a été établie après de nombreux essais sur différentes structures de chaussées. L’orniérage a été mesuré en faisant varier le nombre de répétitions de charges et l’intensité des charges. Le modèle prend également en considération l’épaisseur de la couche supérieure et les valeurs de CBR des différentes couches.

RD =0,1741. Pk

0,4704. t p

0,5695. R0,2476

(𝑙𝑜𝑔 t)2,002. C10,9335. C20,2848 (8)

Avec : RD = profondeur d’ornière (in.)

Pk = charge équivalente à une roue (kips) tp = pression du pneu (psi)

t = épaisseur couche supérieure (in.) R = répétitions des passages/sollicitations C1 = CBR in situ de la couche supérieure C2 = CBR in situ de la couche inférieure

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2.3.3) Lowell Test Road

Également réalisé par l’USDA Forest Service, le test routier de Lowell (Truebe et Evans, 1994) est une campagne de mesures et d’études faites sur des chaussées non revêtues en 1992 et 1993. Il s’agissait de vérifier et d’ajuster la méthode de conception STP.

Les objectifs étaient de déterminer les effets de la pression des pneus, des épaisseurs de couches et de la qualité des granulats sur la performance d’une chaussée. Il a également été question d’examiner la relation entre l’orniérage de surface et celui du sol d’infrastructure.

Les conclusions de cette étude sont que l’équation d’orniérage présentée à la section précédente est relativement cohérente et que l’orniérage du sol d’infrastructure est négligeable en comparaison avec celui du matériau granulaire en surface (sauf si les couches granulaires sont minces).

Durant cette étude, 77 mesures de CBR (California Bearing Ratio) et 115 mesures DCP (Dynamic Cone Penetrometer) ont été prises afin de déterminer une loi empirique entre ces deux valeurs. Cette loi est exprimée par l’Équation (9) :

CBR = 320

(DCP)0,943 (9)

2.3.4) Méthode de conception des chaussées sans revêtement du MTQ

Dans le « Guide d’utilisation des géosynthétiques de séparation et de renforcement des chaussées » (MTQ, 2004), une méthode de conception des chaussées non revêtues est proposée. Cette méthode s’appuie sur plusieurs approches de conception empiriques (Laguros et Miller (1997), AASHTO (1993), Giroud et Noiray (1981), US Forest Service (1977) et Asphalt Institute (1983)). Un abaque de conception (Figure 12) a été élaboré, permettant de déterminer les épaisseurs des couches de fondation et de sous-fondation en fonction de la résistance des matériaux sous-jacents. La durée de vie est exprimée en nombre de passages de camions de catégorie A2 à charge légale (3 essieux, 10 roues, charge totale de 25250kg).

Figure 12 : Abaques du MTQ pour le dimensionnement de la couche : a) de fondation b) de sous-fondation (MTQ, 2004)

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Les pertes d’agrégats, dues aux projections en dehors des voies à cause du trafic, doivent être ajustées en prévoyant une surépaisseur de la couche de roulement équivalente à la moitié de cette perte. Il est estimé qu’une route gravelée en conditions d’utilisation normales perd environ 10mm de granulats tous les 6000 passages de véhicules.

Un géotextile de séparation doit être apposé entre le sol d’infrastructure et la sous-fondation si cette dernière ne satisfait pas aux critères de filtre anti contaminant. Il est en effet considéré qu’il y aura interpénétration des particules à l’interface entre les deux couches si la condition suivante n’est pas respectée (équation (10), MTQ, 2004) :

D15sousfondation< 5 × d-85sol (10)

Avec : D15sous-fondation = Diamètre correspondant à 15% passant des particules de la sous-fondation (mm)

D85sol = Diamètre correspondant à 85% passant des particules du sol (mm)

La méthode recommande de renforcer la chaussée en utilisant des géosynthétiques (géotextiles ou géogrilles) de renforcement dans le cas où le sol d’infrastructure à une résistance au cisaillement inférieure à 90kPa (CBR<3). Le prix relatif à l’utilisation de géosynthétiques peut être compensé par une économie sur l’épaisseur de remblai granulaire et sur la profondeur de déblai requises, comme le montre la Figure 13. Il faut évaluer le coût d’un tel ajout pour en estimer la légitimité. L’utilisation de géosynthétiques est judicieuse dans le cadre d’un sol d’infrastructure de faible portance.

Figure 13 : Réduction d’épaisseur granulaire permise lors du renforcement par géosynthétique (MTQ, 2004)

Dans le cadre de la conception des chaussées non revêtues renforcées avec des géosynthétiques, c’est surtout la méthode de dimensionnement de Giroud et Noiray (1981) qui a été utilisée pour la mise en place des abaques du MTQ. Il faut savoir que cette méthode a subit une amélioration en 2004 par Giroud et Han. Les équations développées, relativement complexes, ont fait l’objet

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d’une élaboration d’abaques de conception pour la détermination de la hauteur de fondation en fonction du CBR du sol d’infrastructure. La Figure 14 présente l’abaque relatif à la conception de chaussées renforcées avec des géogrilles pour des critères d’ornières en surface admissibles de 50mm et 75mm de profondeur. Le nombre de cycles admissibles N est exprimé en ÉCAS.

Figure 14 : Abaque de conception pour les chaussées non-revêtues renforcées avec des géogrilles (Giroud et Han, 2004)

2.4) Conception des routes pour le transport minier au Canada

2.4.1) Étude sur l’équipement et sur les routes des mines

L’étude « Guidelines for Mine Haul Road Design » (Tannant et Regensburg, 2001) s’est renseigné sur l’équipement et les procédures de conception des routes des mines canadienne. Au total, 13 mines ont répondu à l’étude.

Les 2/3 des routes conçues sont permanentes et font entre 1,3km et 14km. Les autres sont temporaires et leur longueur varie entre 0,5km et 10km.

D’une manière générale, les matériaux utilisés pour la conception sont des granulats de mine. L’épaisseur des couches granulaires augmente depuis une vingtaine d’années car les charges induites par les camions sont de plus en plus considérables.

La détérioration de ces routes consiste en des nids de poule, des ornières, des tassements et quelques problématiques de soulèvements au gel. Les causes recensées sont les précipitations, le gel/dégel, le trafic lourd et les déversements des camions. Il est également question de mauvaise compaction des sous-couches et de grandes quantités d’eau souterraines sous certaines infrastructures. La maintenance consiste principalement en du resurfaçage, des excavations et des rehaussements du niveau des routes.

La méthode de conception de Syncrude Canada Limited a beaucoup évolué au fil du temps. Dans les années 80, cette entreprise utilisait la méthode CBR (Wills, 1989) pour le dimensionnement de ses chaussées, jusqu’à l’arrivée des camions de 240 tonnes. La méthode CBR sous-dimensionne les chaussées pour les gros camions, il a donc était nécessaire d’utiliser une nouvelle méthode basée sur la déformation des différentes couches (Cameron et coll.,

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1996). Les critères de déflexion pour les passages répétés de camions de 240 tonnes furent 8,3mm en surface et 4,3mm pour le sol d’infrastructure. Les mêmes critères de déflexion ont été choisis avec l’introduction des camions de 320 tonnes en 1997 et ceux de 360 tonnes en 1999. La Figure 15 montre l’évolution de la conception à travers les années.

Figure 15 : Évolution de la conception des chaussées (Syncrude Canada Limited, 2000)

2.4.2) Méthodes de conception en contexte minier 2.4.2.1) Méthode CBR

Le CBR caractérise la capacité portante d’un sol en pourcentage de la capacité portante d’une pierre concassée standard. Des courbes empiriques relient la valeur CBR d’un sol d’infrastructure, la charge appliquée par roue et l’épaisseur de la couche granulaire (Figure 16).

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2.4.2.2) Méthode basée sur la déformation critique et le Module Réversible

Morgan et coll. (1994) ainsi que Thompson et Visser (1997) émettent des critiques sur la méthode CBR, notamment :

_Méthode ne tenant pas compte des propriétés de la couche de surface.

_Méthode conçue initialement pour les routes pavées et les aérodromes, moins applicable pour les chaussées non revêtues.

_Les courbes empiriques de la méthode CBR n’ont pas été développées pour de fortes contraintes d’essieu générées par des camions de transport minier. Une simple interpolation de ces courbes entrainerait une sur-conception.

Les nouvelles méthodes de conception prennent en compte les différentes propriétés de chaque couche et prédisent leur comportement par des tests en laboratoire et in-situ. Ainsi, ces nouvelles approches font plus de place aux principes physiques et à la théorie pour remplacer l’empirisme.

Morgan et coll. (1994) proposent une méthode de conception basée sur les déformations dans les différentes couches pour les routes de transport typiques. Les critères qu’ils proposent sont une déformation verticale maximale admissible de 1500με pour le sol d’infrastructure et de 2000με pour le matériau en surface. Le niveau de contrainte de chaque couche ne doit pas excéder la capacité portante du matériau de la couche.

Pour un niveau de contrainte donné, la déformation est fonction du Module Réversible du matériau et ce dernier peut être mesuré avec un déflectomètre à masse tombante ou avec un pénétromètre dynamique.

Dans l’approche, une hypothèse simple est faite, soit qu’un pneu crée un cercle uniforme de contraintes dans un espace élastique, isotrope et homogène (Figure 17).

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La déformation critique est déterminée avec l’Équation (11), une variante de l’équation empirique de Knapton (1988) :

ϵc=80000

N0,27 (11)

Avec : εc = déformation admissible au sommet du sol d’infrastructure (με) N = nombre de répétitions de charges

La méthode consiste à choisir des épaisseurs de couches basées sur l’expérience, à calculer la déformation au sommet du sol d’infrastructure ε et à ensuite ajuster l’épaisseur des couches si ε<εc ou si ε>εc. La déformation au sommet du sol d’infrastructure est déterminée avec un programme d’analyse numérique de l’évolution de la déformation dans la structure.

2.5) Effets de la saturation et du niveau de chargement sur l’orniérage

L’étude “Effect of spring and overload on the rutting of a low-volume road” (Korkialla-Tanttu et al., 2003) propose d’examiner les effets de la saturation et du niveau de chargement sur l’orniérage d’une route à faible volume.

Les essais de chargement, avec un simulateur de chargement routier, ont été réalisés sur une structure de chaussée représentant une route à faible volume composée d’une couche d’asphalte de 50mm, une couche de roche concassée de 200mm et une couche de gravier concassé de 250mm reposant sur une épaisseur de 1500mm de sable d’infrastructure.

Les charges d’essieux varient d’un test à l’autre (50kN et 70kN) ainsi que les niveaux d’eau dans la chaussée (0,5m et 1,0m en dessous de la surface). La Figure 18 montre l’évolution de l’orniérage en surface en fonction des conditions du test et du nombre de cycles de chargement. L’orniérage pour une charge de 50kN et un niveau d’eau de -1,0m est déterminé par calcul en se basant sur le rapport entre les deux tests à 70kN.

Figure 18 : Évolution de l’orniérage en fonction du nombre de passages de roue pour différentes situations de chargement et d’humidité (Korkialla-Tanttu et al., 2003)

Figure

Tableau 4 : Variation des charges de référence et des facteurs d’agressivité selon la configuration (Doré, 2015)
Figure 10 : Abaque pour la détermination du module réversible effectif du sol d’infrastructure pour les  chaussées flexibles (AASHTO, 1993)
Figure 12 : Abaques du MTQ pour le dimensionnement de la couche : a) de fondation b) de sous-fondation  (MTQ, 2004)
Figure 17 : Bulbe des contraintes sous une distribution circulaire de pression (Tannant et Regensburg, 2001)
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