Les sollicitations induites dans la chaussée

L’effet de la circulation

La circulation induit des effets d’écrasement et de flexion sur chaque couche de la chaussée. La Figure 1.1 schématise ces sollicitations induites par la circulation dans les différentes couches de la chaussée. Sous l’effet du passage fréquent des véhicules il se produit une action répétée des petites tractions à la base des couches liées, ce qui induit des micros fissures qui vont éventuellement entraîner la fissuration du revêtement et éventuellement l’apparition de d’autres dégradations plus importantes dans la chaussée, si elle n’est pas convenablement entretenue. La formation de ces micro-dommages se propage ultimement dans tout le revêtement et apparaissent en surface sous la forme de fissurations importantes (longitudinales, dans les pistes de roues et/ou transversales, généralement dues au retrait thermique).

Étant donné que les amplitudes des cycles de chargement sont généralement faibles dans le revêtement (déformation de l’ordre de 10-4 m/m), le calcul des efforts dans la structure de chaussée induits par la circulation s’effectue en considérant une structure multicouche dont le milieu est considéré isotrope et possédant un comportement élastique linéaire. Pour les chaussées bitumineuses, de par ses propriétés particulières, le bitume influe de manière significative sur le comportement mécanique de l’enrobé bitumineux. En effet, l’enrobé présente un comportement mécanique fortement dépendant de la vitesse de chargement et de la température. L’hypothèse d’un comportement élastique peut donc s’avérer source d’incertitudes dans le calcul des champs de contraintes dans la structure puisque l’enrobé présente des non-linéarités et des déformations permanentes sous sollicitation de cycles élevés. De plus, il est important de mentionner que dans les calculs de dimensionnement de chaussée, le passage répété des véhicules est souvent calculé en termes de charge équivalente. Cette charge équivalente représente majoritairement une charge axiale simple de référence d’où le terme ÉCAS : Équivalence Charge Axiale Simple. Sur la structure de chaussée, cette charge est représentée par une sollicitation qui induit des contraintes verticales (σV) et horizontales (σH).

Types du liant Vanelstraete et Francken (1995) ainsi que Grimaux et Hiernaux (1977) ont montré que la résistance à l’orniérage des enrobés s’accentue généralement en présence d’une augmentation de la dureté du liant (Fig. 1.8(a) et (b)). Dans l’industrie routière, il existe principalement deux catégories de liant hydrocarboné : les liants non modifiés et les liants modifiés. L’industrie du bitume peut fournir des liants non modifiés dont la viscosité (rigidité) est plus appropriée aux hautes températures, permettant ainsi d’atténuer les déformations permanentes de l’enrobé : ce sont les bitumes « durs ». Cependant, le gain de viscosité à hautes températures se traduit par une perte de flexibilité du bitume à basses températures. Ce qui peut entraîner un risque accru de fissurations thermiques du revêtement dans les régions nordiques, comme le Québec. Pour pallier à ce risque, l’utilisation des liants modifiés s’est de plus en plus répandue. Les ajouts de polymères dans les liants améliorent ses caractéristiques viscoélastiques, particulièrement à haute température, augmentant par le fait même la résistance à l’orniérage de l’enrobé et ce, sans le rendre plus propice à la fissuration thermique. Inversement, ils améliorent la résistance à la fissuration sans pour autant atténuer le niveau de résistance à l’orniérage (Vanelstraete et Francken 1995). niveau de friction et de cohésion à l’intérieur même de la matrice granulaire fait en sorte que l’enrobé devient plus susceptible aux déformations permanentes de post-compactage.

La relation entre les résultats des essais cycliques et ceux d’essais de fluage Les résultats d’essais de fluage ont été comparés à ceux d’essais cycliques avec et sans confinement constant dans la cadre de la thèse de Sohm (Sohm 2010). Les principales conclusions de ses recherches sont ici résumées. Dans un premier temps, sans contrainte de confinement (σH = 0 MPa), la déformation axiale mesurée lors d’un essai cyclique à qmoy = 0,2 MPa (0 < σV < 0,4 MPa) a été trouvée supérieure à celle mesurée par fluage pour une contrainte déviatorique de 0,2 MPa (σV = 0,2 MPa) mais comparable à celle obtenue pour une contrainte déviatorique de 0,4 MPa (σV = 0,4 MPa). Ces observations mettent en évidence l’importance du cyclage sur le processus d’apparition des déformations permanentes. Ces observations viennent corréler les résultats obtenus de Dongmo-Engeland (Dongmo-Engeland, 2005) à l’effet que la déformation cyclique à qmoy égale plus ou moins la déformation d’un essai statique à qmax = 2qmoy.

Avec confinement (σH = 0,2 MPa), la déformation axiale de l’essai cyclique à qmoy = 0,2 MPa est largement supérieure à celle mesurée pour les essais statiques à qmax = 0,2 MPa ou 0,4 MPa. Lors de l’essai statique, il y a une stabilisation assez rapide des déformations axiales. Ce phénomène n’est pas observé lors des essais cycliques et explique en grande partie la différence entre les résultats observés. La variation volumique est également différente d’un essai à l’autre. Sohm (Sohm 2010) observe un comportement uniquement contractant dans le cas des essais statiques comparativement à un comportement contractant en petite déformation et dilatant par la suite à plus grandes déformations pour l’essai cyclique. L’influence du cyclage sur les déformations permanentes est encore plus accentuée par la présence de contrainte de confinement. En d’autres termes, plus la pression de confinement est importante, plus l’influence du cyclage est mise en évidence.

Conclusion

Plusieurs types d’essais peuvent être utilisés pour étudier le comportement visco-plastique de l’enrobé. Les essais en conditions homogènes sont à privilégier puisqu’ils donnent accès aux caractéristiques intrinsèques du matériau. Les modèles issus de ces essais à l’échelle du matériau sont plus facilement transposables à l’échelle de la structure. Par ailleurs, l’essai doit permettre de solliciter le matériau dans des conditions similaires à celles qui prévalent dans la chaussée. Les essais de déformation par compression cyclique sont intéressants. Ce type d’essai sollicite une éprouvette cylindrique avec une amplitude de compression sinusoïdale telle qu’illustré à la Figure 1.16 partie B. Pour ces conditions, on remarque que les valeurs maximales du cercle de Mohr, sont conformes à ce qui se passe dans la chaussée (Fig 1.16 partie A) à l’exception qu’il reste imbriqué au point d’origine « 0 ». Le fait qu’il reste fixé à l’origine est tout à fait normal puisqu’aucune contrainte horizontale (σH) n’est introduite dans un tel essai.

Ce qui fait que cet essai ne permet pas de représenter intégralement le comportement du matériau de la chaussée. De plus, si la matrice granulaire d’un enrobé est constituée de particules concassées, plutôt que roulées, le frottement interne entre les particules est élevé et l’essai de déformation par compression cyclique simple ne permettra pas de mettre en évidence l’effet de ce facteur. Pour un essai de compression cyclique simple sans confinement, les résultats vont surestimer la valeur de la déformation réellement observée dans la chaussée. Cette notion de frottement est donc essentielle et nécessite l’utilisation d’un essai triaxial afin d’être mise en valeur. Il a été observé que cette notion de frottement dépend essentiellement des conditions d’essais. Il est alors primordial d’être en mesure d’utiliser un essai qui est le plus représentatif des conditions in-situ.

Les modèles à l’échelle du matériau

Depuis la fin des années 60, l’intérêt pour le phénomène d’orniérage prend de plus en plus d’ampleur. Pour pallier à ce problème, on vise alors l’application de couches d’enrobés plus épaisses et plus riches en bitume. Par contre, l’augmentation des charges véhiculées sur les chaussées remet en question cette procédure de travail, qui cible une profondeur limite d’ornière lors du dimensionnement, et met dorénavant en avant plan l’importance de travailler sur la prédiction de l’orniérage dans le dimensionnement des chaussées bitumineuses. Pour prédire convenablement l’orniérage d’une structure de chaussée bitumineuse, il faut a priori concilier les aspects liés aux matériaux bitumineux des couches de la structure et ceux se rapportant à la structure elle-même.

À l’échelle du matériau, on doit avoir recours à des modèles qui permettent de décrire correctement le comportement visco-plastique de l’enrobé en prenant en compte les conditions de sollicitations qui déterminent l’évolution de ses déformations permanentes. À l’échelle de la structure, il faut déduire la variation des conditions de sollicitation déterminante pour le calcul de l’évolution de l’orniérage du revêtement. Dans cette section, nous présentons la synthèse des modèles recensés dans la littérature pour décrire le comportement visco-plastique des enrobés. Plusieurs modèles ont été mis au point afin de quantifier et prédire le comportement visco-plastique des enrobés. Globalement, on peut regrouper les modèles retenus, visant à décrire le comportement de l’enrobé, selon trois catégories soit :

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Table des matières

INTRODUCTION
CHAPITRE 1 REVUE DE LA DOCUMENTATION
1.1 Introduction
1.2 Les sollicitations induites dans la chaussée
1.2.1 Introduction
1.2.2 L’effet de la circulation
1.2.3 L’effet de la température
1.2.4 Caractéristiques de différents réseaux routiers nationaux
1.3 Contraintes induites dans la chaussée
1.3.1 Introduction
1.3.2 État de contrainte dans le revêtement sous une charge statique
1.3.3 État de contrainte dans le revêtement sous une charge cyclique
1.4 Comportement mécanique des enrobés bitumineux
1.5 Phénomène d’orniérage
1.5.1 Introduction
1.5.2 Nature et Origine
1.5.3 Les granulats
1.5.3.1 L’angularité
1.5.3.2 Le squelette granulaire
1.5.4 La composition du mortier
1.5.5 Le liant
1.5.5.1 Introduction
1.5.5.2 Types du liant
1.5.5.3 Teneur en liant
1.5.6 La teneur en vides
1.5.7 Les types d’ornières
1.5.8 Déformations permanentes des matériaux bitumineux
1.6 Les différents essais pour l’étude de l’orniérage
1.6.1 Introduction
1.6.2 Les essais non homogènes
1.6.3 Les essais homogènes
1.6.3.1 Les différentes catégories
1.6.3.2 Les essais uniaxiaux
1.6.3.3 Les essais triaxiaux avec pression de confinement constant
1.6.3.4 Les essais triaxiaux avec pression de confinement variable
1.6.4 La relation entre les résultats des essais cycliques et ceux d’essais de fluage
1.6.5 Conclusion
1.7 La prédiction de l’orniérage
1.7.1 Introduction
1.7.2 Les modèles à l’échelle du matériau
1.7.3 La modélisation à l’échelle de la structure
1.8 Le rôle de la température et de l’intensité des charges sur le phénomène d’orniérage
1.8.1 Introduction
1.8.2 L’intensité des charges
1.8.3 La température
1.9 Conclusion
CHAPITRE 2 MÉTHODOLOGIE ET OBJECTIFS DE LA THÈSE
2.1 Objectifs et contribution de la thèse
2.2 Méthodologie de la thèse
2.3 Cheminement de la thèse
CHAPITRE 3 ANALYSE DES MODÈLES ESSO ET VESYS – POINT DE VUE MATÉRIAU
3.1 Introduction
3.2 Modèle ESSO
3.2.1 Origine
3.2.2 Présentation du modèle
3.2.3 Limitation du modèle ESSO
3.2.4 Conclusion
3.3 Modèle VESYS
3.3.1 Origine
3.3.2 Présentation du modèle VESYS
3.3.3 Limitation du modèle VESYS
3.3.4 Le modèle VESYS et l’indépendance du nombre de cycles de sollicitation
3.4 Conclusion
CHAPITRE 4 SOLLICITATIONS INDUITES DANS LA CHAUSSÉE ET LEURS IMPACTS SUR L’ÉTALONNAGE DES MODÈLES ESSO ET VESYS
4.1 Introduction
4.2 Outil de modélisation
4.3 Analyse des chemins de contrainte suite au passage d’une charge mobile
4.3.1 Introduction
4.3.2 Influence de la rigidité de la fondation sur l’état de contrainte dans le revêtement
4.3.3 Influence de la température sur les champs de contraintes dans le revêtement
4.3.4 États de contrainte calculés dans la chaussée bitumineuse
4.3.5 Variation de la contrainte verticale dans le revêtement de la chaussée bitumineuse en fonction de la profondeur
4.3.6 Conclusion
4.3.7 Programme des essais de compression cyclique sinusoïdale à réaliser pour calibrer les modèles ESSO et VESYS
4.3.7.1 Conditions de sollicitation pour les essais de laboratoire
4.3.7.2 Programme d’essais en laboratoire
4.3.8 Synthèse
4.4 Application du modèle ESSO au cas de confinement négatif
CHAPITRE 5 DESCRIPTION DES MATÉRIAUX UTILISÉS ET DES ESSAIS DE CARACTÉRISATION
5.1 Introduction
5.2 Description des matériaux utilisés
5.2.1 Description des enrobés bitumineux
5.2.2 Description des liants bitumineux
5.3 Description des essais de caractérisation des enrobés
5.3.1 Essais de caractérisation utilisés
5.3.2 Mesure de la résistance à l’orniérage
5.3.3 Mesure du module complexe
5.3.3.1 Mesure en laboratoire
5.3.3.2 Principe d’équivalence temps – température (PETT)
5.4 Essai de compression cyclique sinusoïdale
5.4.1 Description de l’essai
5.4.2 Procédure d’essai
5.5 Essais avec confinement latéral : description du montage
5.5.1 Évolution de la contrainte verticale, σV, en cours d’essai
5.5.2 Évolution de la déformation verticale mesurée, εT, en cours d’essai
5.5.3 Traitement des résultats
5.5.4 Détermination des paramètres du modèle ESSO
5.5.5 Détermination des paramètres du modèle VESYS
5.6 Préparation et identification des éprouvettes
CHAPITRE 6 RÉSULTATS DES ESSAIS EN LABORATOIRE
6.1 Introduction
6.2 Résistance à l’orniérage
6.3 Essais de module complexe
6.4 Essais de compression cyclique sinusoïdale
6.4.1 Résultats des essais
6.4.2 Répétabilité des essais de compression cyclique sinusoïdale
6.4.3 Analyse des constantes du modèle ESSO
6.4.4 Principe d’Équivalence Temps – Température (PETT)
6.4.5 Facteur aT
6.4.6 Détermination de la constante F par le principe équivalence temps – température
6.4.7 Nouvelle approche de détermination des constantes du modèle ESSO
6.4.8 Détermination du modèle VESYS
6.4.9 Conclusion
CHAPITRE 7 MODÉLISATION DE L’ORNIÉRAGE À L’ÉCHELLE DE LA STRUCTURE : POINT DE VUE DE LA CHAUSSÉE
7.1 Analyse du point de vue de la chaussée
7.1.1 Introduction
7.1.2 Méthode suivant la méthodologie ESSO
7.2 Présentation de l’outil de calcul OPECC©
7.2.1 Introduction
7.2.2 Principe de calcul d’OPECC©
7.2.3 Calculs des contrainte et des déformation
7.2.4 Mesure et modélisation des températures dans le revêtement
7.2.4.1 Introduction
7.2.4.2 Périodes annuelles critiques vis-à-vis l’orniérage
7.2.4.3 Notions de « plage effective de température »
7.2.4.4 Seuils inférieur et supérieur : Programme expérimental
7.2.4.5 Seuil inférieur de température : Essais de compression sinusoïdale
7.2.4.6 Seuil supérieur de température : Évolution de la température dans la chaussée
7.2.4.7 Synthèse de la détermination de la « plage effective de températures » appliquée aux enrobés étudiés
7.2.4.8 Modélisation dans OPECC© de la température dans le revêtement
7.2.5 Configuration des charges
7.2.6 Localisation des points de calculs et de mesures de données pour la modélisation dans OPECC©
7.2.7 Simulations de l’orniérage avec OPECC©
7.3 Évolution de l’orniérage du revêtement en fonction des conditions de liaison à l’interface sol support – corps de chaussée : collée versus non-collée
7.4 Étude paramétrique des constantes ESSO vis-à-vis l’orniérage
7.5 Validation de l’outil de calcul OPECC© sur chaussées existantes
CONCLUSION
RECOMMANDATIONS
ANNEXE I DÉTERMINATION DES CONSTANTES DU MODÈLE ESSO
ANNEXE II ANALYSE DES CONTRAINTES DANS UNE CHAUSSÉE
ANNEXE III : ANALYSE DES CHEMINS DE CONTRAINTES DANS UNE CHAUSSÉE BITUMINEUSE AVEC UN REVÊTEMENT CONSTITUÉ DE TROIS COUCHES D’ENROBÉS
ANNEXE IV : ANALYSE DE L’INFLUENCE D’UNE CONTRAINTE EN TRACTION SUR LE TAUX DE DÉFORMATION PERMANENTE (ΕP)
ANNEXE V FICHE DESCRIPTIVE DE L’ENROBÉ GB-20
ANNEXE VI FICHE DESCRIPTIVE DE L’ENROBÉ EB-14
ANNEXE VII FICHE DESCRIPTIVE DE L’ENROBÉ ESG-10
ANNEXE VIII FICHE DESCRIPTIVE DU BITUME 64-34
ANNEXE IX FICHE DESCRIPTIVE DU BITUME 70-28
ANNEXE X DESCRIPTION DE L’ESSAI À L’ORNIÉREUR MLPC
ANNEXE XI : PROCÉDURE DE POSITIONNEMENT DES EXTENSOMÈTRES POUR LES ESSAIS DE MODULE COMPLEXE ET DE COMPRESSION SINUSOÏDALE
ANNEXE XII : DÉTERMINATION DES CONTRAINTES VERTICALES À APPLIQUER SUIVANT L’APPLICATION D’UNE CONTRAINTE HORIZONTALE
ANNEXE XIII MÉTHODES DES MOINDRES CARRÉES D’APPROXIMATION
ANNEXE XIV MÉTHODE INTÉGRALE D’APPROXIMATION
ANNEXE XV TYPES ET DESCRIPTION DES ÉQUIPEMENTS UTILISÉS LORS DE LA CONFECTION DES ÉPROUVETTES
ANNEXE XVI DÉTAILS DES RÉSULTATS OBTENUS CONCERNANT L’ESSAI À L’ORNIÉREUR
ANNEXE XVII DESCRIPTION DE L’ESSAI DE MODULE COMPLEXE
ANNEXE XVIII RÉSULTATS ET DESCRIPTIONS COMPLÈTES DES ESSAIS DE COMPRESSION SINUSOÏDALE POUR L’ENROBÉ ESG-10
ANNEXE XIX RÉSULTATS ET DESCRIPTIONS COMPLÈTES DES ESSAIS DE COMPRESSION SINUSOÏDALE POUR L’ENROBÉ EB-14
ANNEXE XX RÉSULTATS ET DESCRIPTIONS COMPLÈTES DES ESSAIS DE COMPRESSION SINUSOÏDALE POUR L’ENROBÉ GB-20
ANNEXE XXI : DÉTERMINATION DE LA CONSTANTE F PAR LE PRINCIPE ÉQUIVALENCE TEMPS – TEMPÉRATURE POUR LES ENROBÉS EB-14 ET GB-20
ANNEXE XXII NOUVELLE APPROCHE DE DÉTERMINATION DES CONSTANTES DU MODÈLE ESSO
ANNEXE XXIII ANALYSE DES FACTEURS « µ » ET « Α » POUR L’ENROBÉ ESG-10
ANNEXE XXIV INFORMATIONS SUPPLÉMENTAIRES SUR L’OUTIL DE CALCUL OPECC©
ANNEXE XXV NOTIONS CONCERNANT LE CALCUL DE LA TEMPÉRATURE EN FONCTION DE LA PROFONDEUR
BIBLIOGRAPHIE