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Chaire de recherche industrielle CRSNG sur l’interaction des
charges lourdes/climat/chaussée
Étude de l’effet des charges dynamiques sur la chaussée
Présenté par : Jida FAHIMI
Directeur de Recherche : Guy Doré ing. Ph.D
Co‐directeur de recherche : Jean‐Pascal Bilodeau ing. Ph.D
Département de Génie Civil
Université Laval
1
REMERCIEMENT
Avant tout, je tiens à exprimer ma profonde gratitude à Monsieur Guy Doré,
professeur titulaire du Département de génie civil à l’Université Laval et directeur de ce
projet, pour m’avoir accueilli au sein de son équipe et pour son aide et sa disponibilité tout au
long du projet.
Il m’est également agréable de remercier Monsieur Jean-Pascal Bilodeau, pour son
accueil chaleureux à mon arrivée à l’Université Laval ainsi que pour sa disponibilité de
chaque instant.
Mes vifs remerciements sont aussi adressés à Messieurs Louis Gagnon, ancien
étudiant en doctorat, et Damien Grellet, étudiant en doctorat, sans qui le bon déroulement des
expérimentations et de l’analyse des résultats auraient été plus difficiles. Les connaissances de
Gagnon en informatique et en mécanique et de Grellet en mécanique des chaussées ont permis
de faciliter mon travail et d’améliorer mes connaissances.
Mes pensées vont pareillement à toute l’équipe de la Chaire de recherche pour avoir
fait en sorte que ce séjour à l’étranger ce soit passé de la meilleure façon possible.
Je présente aussi mes remerciements à mes professeurs Monsieur Sliman Dadi,
Monsieur Said Eddiny et Madame Khadija Benshili.
Enfin, pour leur soutien très précieux de tous les instants, j’associe à ce travail mes
parents ainsi que toute ma famille.
2
RESUME
Le projet permet d’étudier l’effet des charges dynamiques issues du roulement des
véhicules lourds sur la chaussée.
Une revue littéraire vient débuter le projet, ce qui permettra de se familiariser avec les
paramètres caractérisant la surface des chaussées à Québec et l’interaction du véhicule en
mouvement avec la chaussée.
La suite du projet est portée sur des simulations dynamiques du comportement d’un
véhicule à l’aide d’un modèle dynamique numérique. Des profils réels de surface de
chaussées, fournis par le Ministère des Transports du Québec, sont analysés par le modèle
puis comparés et interprétés en termes d’uni de la chaussée et de forces dynamiques. Des
profils théoriques, représentant des déformations typiques observées sur les routes, sont par la
suite reconstitués et utilisés pour effectuer une étude paramétrique sur leur effet sur le
comportement dynamique des véhicules.
Le projet permet enfin de valider les modèles des déformations développés et analysés
par le logiciel de simulation dynamique par des essais sur la section instrumentée du SERUL
consistant à faire circuler un véhicule lourd sur des obstacles modélisant les déformations
observées sur la chaussée.
3
TabledematièreINTRODUCTION ...................................................................................................................... 9
1 REVUE DE LITTERATURE ........................................................................................... 11
1.1 Généralité sur les chaussées au Québec .................................................................... 11
1.2 L’indice de rugosité international .............................................................................. 13
1.3 Charges dynamiques et statiques ............................................................................... 15
1.4 Mécanique du véhicule et charges dynamiques......................................................... 17
1.4.1 Type de suspension ............................................................................................ 17
1.4.2 Type de pneu ...................................................................................................... 18
1.4.3 Type des essieux ................................................................................................. 18
1.5 Effet du mouvement de la charge sur la chaussée ..................................................... 19
1.5.1 Evolution de la charge lors du passage d’un véhicule ....................................... 20
1.5.2 Temps de réaction de la chaussée ...................................................................... 21
1.5.3 Oscillation de charge .......................................................................................... 21
1.6 Mesure des charges dynamiques ............................................................................... 22
1.6.1 Transducteur de pression du pneu ...................................................................... 22
1.6.2 Transducteur de force de moyeu de la roue ....................................................... 22
1.6.3 Capteur optique sans contact .............................................................................. 23
1.6.4 Boîte d’essieu instrumentée ............................................................................... 24
1.7 Modélisation des charges dynamiques ...................................................................... 25
2 SIMULITIONS DYNAMIQUES ET ANALYSES PARAMETRIQUES ....................... 27
2.1 Prise en main du logiciel de simulation dynamique .................................................. 27
2.2 Simulations dynamiques ............................................................................................ 29
2.2.1 Résultats des simulations sur des profils typiques créés .................................... 29
2.2.2 Simulations sur des profils réels ......................................................................... 29
Résultats des simulations des forces dynamiques ......................................................... 30
Mesure des charges dynamiques ................................................................................... 39
Caractérisation des charges dynamiques par gamme de longueurs d’ondes ................. 41
2.3 Simulations sur des profils crées ............................................................................... 45
3 VALIDATIONS DES RESULTATS DE MODELISATION AU SERUL ..................... 48
3.1 Le site expérimental ................................................................................................... 48
3.1.1 Instrumentation ................................................................................................... 49
3.1.2 Obstacles ............................................................................................................ 49
4
3.1.3 Jauges à fibres optiques ...................................................................................... 51
Préparation des carottes instrumentées ........................................................................ 51
Calibrage des jauges ...................................................................................................... 51
Mise en place sur le site ................................................................................................ 53
3.1.4 Autre matériel ..................................................................................................... 54
Les couvertures thermiques ........................................................................................... 54
Les appareils de mesure ................................................................................................ 54
Repère visuel et caméra vidéo ....................................................................................... 55
3.1.5 Véhicule lourd .................................................................................................... 56
3.2 Protocole expérimental .............................................................................................. 56
3.3 Mesure des déformations ........................................................................................... 57
3.4 Véracité des résultats ................................................................................................. 59
3.4.1 Comparaison des résultats des jauges ................................................................ 59
3.4.2 Comparaison des résultats des trois passages valides ........................................ 60
3.4.3 Variations de température .................................................................................. 60
3.4.4 Vérification de vitesse ........................................................................................ 61
3.5 Traitement des données ............................................................................................. 61
3.5.1 Bassin de déformation longitudinale .................................................................. 61
3.5.2 Evolution des déformations sur la route suite au passage du camion ................ 63
3.6 Comparaison entre les résultats des essais et des résultats du modèle ...................... 69
CONCLUSION ........................................................................................................................ 75
BIBLIOGRAPHIE ................................................................................................................... 77
5
LISTE DES FIGURES
Figure 1: Modèle du quart de véhicule possédant les paramètres du véhicule étalon normalisés par rapport à la masse suspendue M, m/M=0.15 ; Ks/M=653 ; la constante de l’amortisseur de la suspension CS/M=63.3 ; la constante de ressort de la roue Kt/M=6. (Sayers et Karamihas, 1998) ......................................................................................................................................... 15 Figure 2: composante du véhicule et contenu fréquentiel des vibrations induites (Hajek et al, 2006) ......................................................................................................................................... 17 Figure 3 : distribution des charges et développement des contraintes verticales et de cisaillement au passage d'une roue d'un véhicule .................................................................... 19 Figure 4 : Evolution de la contrainte en un point par rapport à la position de la roue (Doré et al. 2009) .................................................................................................................................... 20 Figure 5 : Oscillation d'une roue due une chaussée non uniforme (Doré et al. 2009) ............. 22 Figure 6 Vue générale du camion utilisé (Gagnon, 2013) ....................................................... 28 Figure 7 : modèle du pneu à anneau rigide (de gauche à droite : roue, anneau et plaque), (Gagnon, 2013) ......................................................................................................................... 28 Figure 8: Elévation des voies gauche et droite en fonction de la distance pour un profil réel . 30 Figure 9: Forces dynamiques engendrées le long d'un profil réel ............................................ 31 Figure 10: Evolution de la force verticale en fonction de la distance parcourue sur un profil réel pour les pneus gauche intérieur et droite extérieur du premier essieu du tandem............. 32 Figure 11: Evolution de la force verticale en fonction de la distance parcourue sur un profil réel pour les pneus droite intérieur et gauche extérieur du premier essieu du tandem............. 32 Figure 12: Evolution de la force verticale en fonction de la distance parcourue sur un profil réel pour les pneus gauche intérieur et droite extérieur du premier essieu du tridem .............. 33 Figure 13: Evolution de la force verticale en fonction de la distance parcourue sur un profil réel pour les pneus droite intérieur et gauche extérieur du premier essieu du tridem .............. 33 Figure 14: Numérotation des roues du camion ........................................................................ 34 Figure 15 : Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=2.746 m/km pour les roues droites extérieures ........................................................................................................... 35 Figure 16: Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=2.746 m/km pour les roues gauches extérieures ......................................................................................................... 35 Figure 17: Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=0.6834 m/km pour les roues droites extérieures ........................................................................................................... 36 Figure 18: Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=0.6834 m/km pour les roues gauches extérieures ......................................................................................................... 36 Figure 19: Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=5.1861 m/km pour les roues droites extérieures ........................................................................................................... 37 Figure 20:Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=5.1861 m/km pour les roues gauches extérieures ......................................................................................................... 37 Figure 21 : Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=0.6834 m/km pour les roues gauches extérieures ......................................................................................................... 38 Figure 22 : Corrélation carrée entre DLC et IRI calculés sur des sections de 50m des profils de routes ........................................................................................................................................ 40
6
Figure 23: Corrélation carrée entre DLC et IRI calculés sur des sections de 100 m des profils de routes ................................................................................................................................... 40 Figure 24:Corrélation carrée entre le DLC et l’IRI courtes ondes calculés sur des sections de 50 m .......................................................................................................................................... 42 Figure 25:Corrélation carrée entre le DLC et l’IRI courtes ondes calculés sur des sections de 100 m ........................................................................................................................................ 42 Figure 26: Corrélation carrée entre le DLC et l’IRI moyennes ondes calculés sur des sections de 50 m ..................................................................................................................................... 43 Figure 27 : Corrélation carrée entre le DLC et l’IRI moyennes ondes calculés sur des sections de 100 m ................................................................................................................................... 43 Figure 28: Corrélation linéaire entre le DLC et l’IRI longues ondes calculés sur des sections de 50 m .................................................................................................................................... 44 Figure 29 : Corrélation linéaire entre le DLC et l’IRI longues ondes calculés sur des sections de 100 m ................................................................................................................................... 44 Figure 30: Profil de bosse de 25.4 mm de hauteur ................................................................... 45 Figure 31: Evolution de forces verticales appliquées par la roue droite extérieure du premier essieu du tridem ........................................................................................................................ 46 Figure 32: Forces verticales mesurées le long du profil avec une bosse de 25.4 mm de haut pour les roues gauches extérieures ........................................................................................... 46 Figure 33 : Forces verticales mesurées le long du profil avec une bosse de 50.8 mm de haut pour les roues gauches extérieures ........................................................................................... 47 Figure 34: Positionnement schématique de l'instrumentation sur la section d'étude. (a) carottes instrumentées; (b) capteur de température ............................................................ 49 Figure 35 Construction d'une plaque de 2 m de long, 25.4 mm de haut, à l'aide de 4 panneaux de d'épaisseur............................................................................................................................ 50 Figure 36: Construction d'une plaque de de long, 50.8 mm de haut, à l'aide de 4 panneaux de d'épaisseur ................................................................................................................................ 50 Figure 37: Photo des obstacles installés sur la chaussée .......................................................... 50 Figure 38: schéma d'une carotte instrumentée ......................................................................... 51 Figure 39: photo du PicoSens ................................................................................................... 52 Figure 40: Présentation du banc de calibrage ........................................................................... 52 Figure 41: Courbe de calibrage de jauge .................................................................................. 53 Figure 42: Mise en place des carottes instrumentées ............................................................... 53 Figure 43: Utilisation d'une couverture thermique ................................................................... 54 Figure 44: Conditionneurs de signal Opsens ............................................................................ 55 Figure 45: Repère visuel utilisé pour le revêt des distances de passage .................................. 56 Figure 46: Photo du véhicule lourd utilisé ............................................................................... 56 Figure 47: Schéma simplifié du déroulement d'un passage du camion .................................... 57 Figure 48: Signal typique des déformations en fonctions du temps ........................................ 58 Figure 49: Résultats des trois capteurs pour un passage statique ............................................. 59 Figure 50: Résultats du même capteur pour trois passages valides ......................................... 60 Figure 51: Bassin de déformations pour le premier essieu du tridem pour différentes positions de l'obstacle .............................................................................................................................. 61
7
Figure 52: Bassin de déformations pour le deuxième essieu du tridem pour différentes positions de l'obstacle ............................................................................................................... 62 Figure 53: Bassin de déformations pour le troisième essieu du tridem pour différentes positions de l'obstacle ............................................................................................................... 62 Figure 54: Bassin de déformations pour le premier essieu du tandem pour différentes positions de l'obstacle .............................................................................................................................. 63 Figure 55: différence des extrémums ....................................................................................... 64 Figure 56: déformations dues au passage du premier essieu du tridem pour l'obstacle de 50.8mm ..................................................................................................................................... 64 Figure 57: déformations dues au passage du deuxième essieu du tridem pour l'obstacle de 50.8mm ..................................................................................................................................... 65 Figure 58: déformations dues au passage du troisième essieu du tridem pour l'obstacle de 50.8mm ..................................................................................................................................... 65 Figure 59: déformations dues au passage du premier essieu du tandem pour l'obstacle de 50.8mm ..................................................................................................................................... 66 Figure 60: déformations dues au passage du premier essieu du tandem pour l'obstacle de 25.4mm ..................................................................................................................................... 66 Figure 61: déformations dues au passage du premier essieu du tridem pour l'obstacle de 25.4mm ..................................................................................................................................... 67 Figure 62: déformations dues au passage du deuxième essieu du tridem pour l'obstacle de 25.4mm ..................................................................................................................................... 67 Figure 63: déformations dues au passage du troisième essieu du tridem pour l'obstacle de 25.4mm ..................................................................................................................................... 68 Figure 64: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le premier essieu du tridem pour l’obstacle de 25.4 mm ...................................................................................... 69 Figure 65: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le deuxième essieu du tridem pour l’obstacle de 25.4 mm ........................................................................... 70 Figure 66: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le troisième essieu du tridem pour l’obstacle de 25.4 mm ........................................................................... 70 Figure 67: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le premier essieu du tandem pour l’obstacle de 25.4 mm .................................................................................... 71 Figure 68: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le premier essieu du tridem pour l’obstacle de 50.8 mm ...................................................................................... 71 Figure 69: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le deuxième essieu du tridem pour l’obstacle de 50.8 mm ........................................................................... 72 Figure 70: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le troisième essieu du tridem pour l’obstacle de 50.8 mm ........................................................................... 72 Figure 71: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le premier essieu du tandem pour l’obstacle de 50.8 mm .................................................................................... 73
8
LISTE DES TABLEAUX Tableau 1 : Les seuils utilisés pour définir l'état d'une chaussée selon l'IRI au Ministère des transports du Québec ................................................................................................................ 14 Tableau 2: Caractéristiques géotechniques de la route ............................................................ 69
9
INTRODUCTION
Les routes canadiennes sont soumises à de fortes contraintes climatiques (vent, neige,
gel, variation de température rapide) et subissent une agression importante due au trafic vue
leur rôle principal dans le développement économique et social. C’est pour cette raison, elles
doivent faire l’objet d’une attention toute particulière. Bien que le réchauffement global des
températures ces dernières années et dans les années à venir tend à atténuer ces contraintes
climatiques, les conséquences d’un tel climat seront toujours présentes.
Lors de la conception des chaussées, une optimisation est réalisée dans le but de
s’assurer d’un bon comportement de l’ouvrage durant la période de conception à moindres
coûts. Avec le temps, les changements de saison et les contraintes engendrées par les
différents types de véhicules circulant sur les chaussées provoquent l’endommagement
progressif des structures. L’augmentation de la détérioration rend les routes plus vulnérables
aux différentes contraintes. Actuellement, lors de la conception d'une route, le calcul réalisé
pour le dimensionnement des couches de matériaux utilise souvent l’hypothèse que les
véhicules appliquent une charge statique verticale. Dans la réalité, l'interaction entre de la
surface de la route et les véhicules lourds entraîne des charges dynamique dues à l’oscillation
verticale des roues, ce qui augmente les dégâts de la chaussée. L'amplitude des charges
dynamiques est dépendante du niveau de la rugosité de surface et ses caractéristiques et les
propriétés et les vitesses des véhicules lourds. La mesure de charges dynamiques dans des
conditions normales d'exploitation est coûteuse, et l'estimation de la dégradation de la
chaussée qui en résulte est difficile à cause de la grande variation des caractéristiques
mécaniques des véhicules lourds circulant sur le réseau. La détérioration est remarquée dans
le changement des caractéristiques du profil de surface ; ces caractéristiques ont une influence
déterminante sur la charge dynamique et le degré de sa répétabilité. Un certain nombre
d'indices de profil comme étant indicateurs de sections de chaussée chargés dynamiquement
ont été évalué. L'ampleur de charge dynamique a été aussi représentée par des mesures en
utilisant des coefficients et des facteurs. Cette approche pourrait aider les autorités à identifier
les sections de la route qui sont soumis à une forte charge dynamique et de prendre des
mesures appropriées pour réduire son impact.
Dans cette optique, il apparaît important d’améliorer les connaissances sur le
phénomène de chargement dynamique des véhicules lourds sur les chaussées construites en
contexte climatique rigoureux comme celui du Canada. Le phénomène des charges
dynamiques n’est pas pris en compte lors du dimensionnement et de l’analyse des structures
10
de chaussées en régions nordiques, malgré le fait que certaines études ont montré qu’il peut
avoir une importance significative sur la durée de vie des chaussées.
La présente étude proposée s’inscrit dans le cadre d’un projet mené par la Chaire de
recherche industrielle du CRSNG sur l’interaction Charges lourdes – Climat – Chaussées.
L’objectif principal du projet est le suivant :
Identifier les facteurs relatifs à la condition de la surface de chaussée et à la mécanique
des véhicules lourds qui contribuent aux effets dynamiques.
Afin de bien répondre à la problématique identifiée, les objectifs spécifiques proposés
dans le cadre du présent projet de recherche :
Déterminer le niveau des chargements dynamiques des véhicules lourds subis par la
chaussée au Québec;
Evaluer l’impact des charges dynamiques sur la chaussée;
11
1 REVUE DE LITTERATURE
Une revue de la littérature a été effectuée pour identifier les ouvrages publiés sur les
systèmes de mesure des charges dynamiques, les interactions de la chaussée avec le pneu,
l’effet des charges dynamiques et les caractéristiques de la suspension sur la chaussée.
Un résumé détaillé des travaux dans ce domaine est assurée par Cebon (1991). En
dépit du grand travail réalisé, les effets néfastes des charges dynamiques sur la chaussée
demeurent relativement peu connus. Plus précisément, il n'y a pas de consensus concernant
l’aspect de charges dynamiques menant à une augmentation de l'usure des routes.
Les connaissances actuelles concernant les charges de la chaussée et les techniques
d'évaluation de la charge proviennent en grande partie d'un essai de route détaillée menée en
1950 par American Association of State Highway and Road Officials (AASHO)( Highway
Research Board, 1962). Le principal résultat du test était le coefficient d’équivalence, et la loi
de puissance 4, qui relie le degré d'usure de la chaussée généré par le passage d'un essieu à la
puissance de la charge statique de l'essieu.
Comme l'a noté Sweatman (1978), cette approche n'a pas mesuré spécifiquement les
charges dynamiques, mais a plutôt utilisé la masse de l'essieu du véhicule comme descripteur
primaire de charge. L'approche expérimentale comprenait les résultats de chargement
dynamique, mais elle n’a pas séparé les effets de la charge dynamique de la charge statique,
qui a potentiellement mis l’accent sur l'interaction dynamique entre le véhicule et la chaussée.
La revue identifie aussi les méthodes de meures des charges des roues sur la chaussée.
1.1 Généralité sur les chaussées au Québec
Les chaussées sont des structures linéaires qui couvrent de vastes étendues. En étant
une interface entre le trafic et le sol sous-jacent, les chaussées contribuent à transférer les
charges appliquées par les véhicules lourds et à atténuer les mouvements différentiels
provenant du sol et leurs effets à la surface (Doré et K.Zubeck).
Dans l’ensemble du réseau routier au Québec, on distingue trois types de chaussées :
les chaussées souples, que l’on retrouve sur plus de 90% du réseau routier, à revêtement
souple en béton bitumineux (asphalte) reposant sur une fondation granulaire non traitée ; les
chaussées rigides à revêtement en béton de ciment couvrant 4%du réseau et les chaussées
semi-rigides qui se caractérisent par une couche de revêtement souple et reposent sur une de
12
fondation de matériaux granulaire traités. Les chaussées flexibles ont la capacité à se
déformer sans se casser et reprendre leur forme initiale lors de passage d’un véhicule lourd.
Le choix de la structure la plus appropriée dépend de divers facteurs tels que
l’intensité du trafic, le climat et le type de sol. Dans ce projet, on s’intéressera seulement aux
chaussées souples.
La dégradation de la chaussée est due au chargement par le trafic et / ou le climat. En
effet, la chaussée subit des efforts normaux et transversaux lors du passage d’une charge
roulante ou sous l’effet de variation du climat. Ces efforts conduisent à divers types de
dégradation dont les principales, pour les chaussées souples, on site :
La fissuration
Fissuration thermique: étant fissures dans le matériau bitumineux en raison de
contraintes de traction provoquées par les changements de température
La fissuration de fatigue: Ce type de fissures a lieu au niveau de la couche
bitumineuse et provient des couches liées ci-dessous. Il est dû à la fatigue du matériau
à cause des répétitions de flexion dues aux charges de roue.
L’orniérage : qui est une déformation irréversible transversale apparaissant sous le
passage des roues.
Autres types de dégradation
Arrachement: C’est l’érosion et la perte des granulats en surface de la chaussée à
cause de la mauvaise adhérence de la couche de surface ou la forte sollicitation du
pavé.
Rugosité: les irrégularités de la chaussée dues à plusieurs facteurs combinés
(orniérage, fissuration, nids de poule, des établissements irréguliers, etc.)
Nids de poule: Ils résultent de l'effondrement local dû aux défauts structurels ou du
gel agissant sur l'entrée d'eau (souvent à travers les fissures). Les nids de poule ne
sont pas nécessairement causés par le trafic lourd, mais aussi par la faiblesse
ponctuelle de la fondation de la route.
La capacité d’une chaussée à jouer son rôle est souvent liée à son état de
fonctionnement. La chaussée ainsi doit offrir aux usagers une qualité de roulement adéquate
et une bonne adhérence de véhicule dans une raisonnable période de temps. La performance
d’une chaussée est directement liée à la capacité structurale de la structure du pavé. On évalue
13
l’état da la surface d’une chaussée en regard de déformations, résultant principalement de
l’effet du trafic et de l’environnement, qui s’accentuent avec le temps et l’usage. On réfère
habituellement, pour décrire ces défaut, à :
l’uni, qui définit le confort de roulement et dont les défauts sont perçus comme des ondes,
c’est-à-dire des secousses, des creux et des bosses;
les ornières;
la fissuration et les autres bris visibles de la surface.
1.2 L’indice de rugosité international
L’uni est considéré comme l’ensemble des dénivellations d’une surface de chaussée
par rapport à son profil longitudinal théorique (Godlewski, 1985). Il contribue à révéler tous
les défauts de surface de la chaussée qui peuvent causer les oscillations des véhicules qui y
circulent. La mesure de l’uni da la chaussée est évaluée par la mesure de son profil
longitudinal et l’IRI (indice de rugosité international) est adopté comme indice d’uni en temps
réel.
Un profil longitudinal d’une route est la variation de l’élévation de la chaussée en
fonction de la distance parcourue. Il montre la qualité de conception ainsi que la rugosité de la
chaussée. Pour mesurer le profil longitudinal des appareils de type profilomètre sont utilisés.
Ces profilomètres sont variés : certains sont manuels et d’autres sont montés sur des véhicules
et peuvent fonctionner à grande vitesse. Ces dernières années un profilomètre laser est le plus
utilisé. Ces profils sont, par la suite, convertis en IRI à l’aide des transformations
mathématiques.
L’IRI est un indice d’uni proportionnel aux déplacements verticaux cumulés de l’axe
de la roue par rapport au châssis du véhicule. C’est un modèle mécanique de la réaction d’un
véhicule excité par les variations d’élévations du profil de la chaussée, pour un véhicule se
déplaçant à 80km/h (M.Flamand, 2000). ). L’IRI indique le degré de la dégradation de la
chaussée (Tableau 1).
14
Classe fonctionnelle Bon état
m/km
Déficience mineure
m/km
Déficience majeure
m/km
Autoroute ≤2.2 >2.2 >3.5
Nationale ≤2.5 >2.5 >4.0
Régionale ≤3.0 >3.0 >4.5
Collectrice ≤3.5 >3.5 >5.0
Autres ≤4.5 >4.5 >5.5
Tableau 1 : Les seuils utilisés pour définir l'état d'une chaussée selon l'IRI au Ministère des
transports du Québec
L’IRI a été découvert à la fin des années 1970 dans le cadre de « National Cooperative
Highway Research Program » (NCHRP). Les objectifs visaient par le programme de
recherche :
de décrire la vibration du véhicule sans être lié à la performance du véhicule;
de transposer mathématiquement le profil de la route tout en restant stable dans le
temps;
d’être mesurable par le plus grand nombre possible d’instruments (règle, niveau,
profilomètre, RTRRMS);
d’être transposable à l’échelle internationale.
Le calcul de l’IRI se fait à partir du modèle analogique du quart de véhicule (figure 1) et sa
réponse face à un profil de route. L’IRI représente la sommation des mouvements relatifs
entre la masse suspendue et la masse non suspendue et peut s’écrire comme :
1| |
Où
: La position de la masse suspendue ;
: La position de la masse non suspendue ;
: Le nombre de points dans le profil ;
: La longueur du profil.
15
L’IRI ne constitue qu’un indice global du niveau de dégradation de l’ensemble de
tronçons de la chaussée. En effet, il se peut que deux profils de routes différents aillent le
même IRI. A ce titre, les défauts de surface de la chaussée sont associés à des ondes et
plusieurs études ont porté sur la caractérisation de leurs amplitudes et leurs longueurs d’ondes
(notamment L’OCDE (1989) (Delanne, 1999)). Pour obtenir, donc, un IRI qui tient compte
seulement d’un type de déformation, un filtre mathématique est utilisé sur les profils en
retirant les différentes longueurs d’ondes dans ce profil. Il y a plusieurs filtres possibles pour
la décomposition de l’IRI en différentes bandes passantes (Vaillancourt et al., 2003).
1.3 Charges dynamiques et statiques
Lors de la conception d'une route, le calcul réalisé pour le choix de matériaux et
l’épaisseur des couches de la chaussée utilise généralement l’hypothèse que les véhicules
appliquent une charge statique verticale. Dans la réalité, les charges verticales à l’essieu du
véhicule sont constituées d’une composante statique et d’une composante dynamique. La
première résulte de la distribution de la masse du véhicule sur les essieux du véhicule. Tandis
que la composante dynamique est induite par l’irrégularité de la chaussée qui soumet le
véhicule à des oscillations verticales et qui dépend du profil de la route, des caractéristiques
Figure 1: Modèle du quart de véhicule possédant les paramètres du véhicule étalonnormalisés par rapport à la masse suspendue M, m/M=0.15 ; Ks/M=653 ; laconstante de l’amortisseur de la suspension CS/M=63.3 ; la constante de ressort dela roue Kt/M=6. (Sayers et Karamihas, 1998)
16
du véhicule, - y compris des facteurs tels que la masse et la distribution de rigidité de la
structure du véhicule, la répartition de masse de charge utile, de la suspension et des pneus - et
de sa vitesse. Vibrations verticales provoquent des charges appliquées par les roues à la route
qui varient au-dessus et en dessous de leurs valeurs statiques. Dans le cas où la vitesse du
véhicule serait faible par rapport aux vitesses des ondes dans le sol, la contribution de la
composante statique aux vibrations en champs libre est négligeable (Lombert, 2001).
Les amplitudes typiques de charges dynamiques, lorsqu'elles sont exprimées
statistiquement comme un écart-type, se situait entre 5 à 10 pour cent de la charge statique
pour les suspensions à l'air bien amorties et pour des suspensions aux feuilles d'acier doux. Ils
se situaient entre 20 - 40 pour cent de la charge constante fixe pour les suspensions de route
de l'environnement. L'ampleur de la charge dynamique de la roue augmente généralement
avec la vitesse et les irrégularités de la route (OCDE Road Transport Research, 1992).
Outre l'ampleur de la charge, le contenu fréquentiel est également important pour
l'usure de la chaussée. Les véhicules lourds les plus présents génèrent leurs charges
dynamiques soit dans la gamme de fréquence de 1,5 à 4 Hz associée à rebond du corps
(haut/bas) ou du tangage (rotation avant/ arrière), ou dans la gamme de fréquence de 8-15 Hz
associée aux vibrations de l’essieu. Les vibrations de l’essieu sont plus importants si la
chaussée est irrégulière et la vitesse du véhicule est importante à environ 40 km / h.
Le passage d’un véhicule sur une irrégularité de chaussée engendre trois principaux
types de forces dynamiques (figure 2) :
Les forces d’impact des différentes parties de la bande de roulement.
Les forces d’impact liées à la masse non suspendue du véhicule (les essieux, les roues et
les pneus). Lors du roulement du véhicule, à vitesse normale, une partie spécifique du
pneu entre en contact avec la surface de la chaussée d’environ 10 à 15 fois par seconde.
Les forces d’impact liées à la fréquence fondamentale du véhicule. A vitesse normale, la
masse suspendue se déplace verticalement une à deux fois par seconde.
17
1.4 Mécanique du véhicule et charges dynamiques
Il est important de savoir que la force réelle sur la route n’est pas égale à la charge
statique à l'essieu, mais varie en raison de la dynamique du véhicule et que plusieurs aspects
de la mécanique d’un véhicule ont un impact sur cette charge dynamique. Plusieurs études ont
été effectuées pour optimiser les caractéristiques d’un véhicule « road-friendly » afin de
diminuer la force appliquée sur les structures de la chaussée. Les paramètres basiques qui ont
fait un objet de différentes études sont le type de suspension, la charge des essieux et le type
de liaison entre eux ainsi que le type de pneu.
1.4.1 Type de suspension
Le système de suspension est situé entre la carrosserie du véhicule (masse suspendue)
et les essieux (masses non suspendues). Une différence de la charge dynamique est observée
en modifiant le type de suspension ainsi que ses paramètres. En général, la charge dynamique
augmente avec la raideur du ressort et elle est sensible au facteur d’amortissement. La
suspension de camion traditionnel est construite en utilisant des lames de ressort. Les
caractéristiques de ce type de suspension varient considérablement dans différentes conditions
routières et de conduite. Le frottement entre les lames peut entraîner une suspension bloquée
dans le cas où le revêtement est lisse et la vitesse modérée. Dans ce cas la suspension est
rigide et la capacité d'amortissement est faible. Les nouvelles suspensions à ressorts en acier
ont été conçues pour remédier à ce problème en réduisant la surface de contact entre les
Figure 2: composante du véhicule et contenu fréquentiel des vibrations induites (Hajek et al, 2006)
18
lames. Avec cette solution la rigidité est plus faible par rapport à la conception traditionnelle
et un blocage complet n'est pas possible. L'effet d'amortissement est aussi réduit. Ces
dernières années, la suspension pneumatique a été développée. Celle-ci fournit une faible
rigidité et une caractéristique de déviation lisse. Les suspensions pneumatiques sont utilisées
en combinaison avec des amortisseurs hydrauliques. Les amortisseurs hydrauliques sont
communs dans des camions modernes en combinaison avec les deux ressorts à lames et
pneumatiques. Leurs caractéristiques de génération de force dépendent de l'amplitude et la
fréquence du mouvement imposé. Un amortisseur semi-actif est capable de dissiper de
l'énergie en continu à un débit variable et contrôlable. Il peut être désactivé lorsqu’il y a
manque de puissance pour la suspension (Cebon 1999). La réduction de la rigidité permet de
diminuer la charge dynamique.
1.4.2 Type de pneu
Selon Cebon les pneus sont également décrits par un système de ressort-amortisseur.
La taille de l’empreinte du pneu varie entre 0.1 et 0.35m ; le contact entre le pneu et la
chaussée peut être ainsi considéré comme un point de contact. En outre, l’utilisation des pneus
simples larges au lieu des pneus jumelés entraine une diminution des forces dynamique et des
dommages de route y associés (6%) (Cebon 1999). Al-Qadi et coll (202) ont ainsi comparé
l’effet, d’un nouveau pneu à base large et un pneu conventionnel, sur la chaussée. Les
résultats de cette étude montrent que la roue conventionnelle apparaît comme étant celle
causant le plus de contraintes de compressions et les pressions de contact en surface pour le
nouveau pneu sont plus faibles que pour les pneus conventionnels. Cependant les deux types
de pneus causent les mêmes contraintes horizontales ; Ainsi les dommages de fatigue sont
équivalents pour les deux types de pneus. Récemment une étude de comparaison entre les
pneus jumelés et les pneus simples larges faite par la chaire i3c a montré que les pneus
simples larges ont engendré une augmentation des contraintes de tension de 14% à30% dans
le bas de la couche de béton bitumineux mais ils ont diminué de 20% les contraintes de
tension en une faible profondeur près du rebord du pneu.
1.4.3 Type des essieux
Selon leur disposition, les essieux sont dits simple, tandem ou tridem. Un essieu
simple est un ensemble de roues disposées symétriquement sur un même axe transversal du
véhicule. Tandis qu’un système de deux essieux distants de 1.3 à 1.8m s’appelle un tandem.
Enfin, un ensemble de trois essieux est un tridem. Il est généralement conclu que pour les
19
dommages des chaussées flexible, les groupes tandem et triaxle peuvent transporter plus de
poids que le même nombre d’essieux simples largement espacés, car les surfaces
d’intervention des essieux proches se chevauchent (Cebon 1999).
1.5 Effet du mouvement de la charge sur la chaussée
L’action exercée par un véhicule sur une chaussée se fait par l’intermédiaire de la
surface de contact nervure-chaussée à l’interface pneu-chaussée. En effet, c’est par le
pneumatique que passe la majeure partie des efforts appliqués à la chaussée et les force
générées entre le pneu et la surface su sol déterminent en grande partie le mouvement du
véhicule. Sous l’action des efforts appliques par le véhicule (charge, couple moteur..), le pneu
se déforme et établit avec le sol une aire de contact. Les déformations des propriétés
d’adhérence dans l’aire de contact entraînent la génération des forces à l’interface pneu-
chaussée et ont trois composantes longitudinale, latérale et verticale. Les forces de contact
sont dirigées longitudinalement et latéralement, et résultent du changement de forme du pneu
à l’interface pneu-chaussée. Ces forces sont d’amplitudes plus faibles que celles développées
verticalement et les contraintes des forces verticales changent en fonction de l’augmentation
de la charge.
La figure 3 présente de façon simplifiée la distribution des charges et le type de
contrainte développée dans une structure de chaussée au passage d'un véhicule. Les flèches
montrent la contrainte en cisaillement, , à l'interface enrobé-fondation granulaire, ainsi que
les contraintes verticales, , à la surface du sol d'infrastructure.
Figure 3 : distribution des charges et développement des contraintes verticales et de cisaillement
au passage d'une roue d'un véhicule
20
Doré et al regroupent la charge appliquée par un véhicule en mouvement en trois
catégories. La première est l’évolution de la contrainte au quelle la chaussée est soumis
relativement à la position de la roue. La deuxième est liée à la vitesse de réponse des
matériaux en fonction du temps. La troisième est les contraintes induites par l’oscillation de la
roue sur son système de suspension.
1.5.1 Evolution de la charge lors du passage d’un véhicule
La figure 4 représente l’évolution de la contrainte en un point de la chaussée par
rapport à la position de la roue se déplaçant sur la chaussée. En approchant d’un point donné,
les contraintes ( et ) augmentent jusqu'à ce que la roue soit au-dessus du point considéré
et diminuent en s'éloignant de celui-ci. Une contrainte de cisaillement est générée qui
augmente aussi en approchant du point considéré et s’annule au moment où la roue est au-
dessus de celui-ci. Cette contrainte est renversée quand la charge s’éloigne du point fixé. Ce
phénomène est appelé rotation des contraintes. Au niveau de la couche de revêtement, la roue,
en approchant du point donné, va d'abord provoquer des contraintes de compression suivies
d'une forte augmentation de la contrainte de traction. La valeur maximale de la contrainte de
traction se produit lorsque la charge est à la verticale du point considéré. Le phénomène décrit
sera inversement reproduit lorsque la roue s'éloigne du point considéré.
Figure 4 : Evolution de la contrainte en un point par rapport à la position de la roue (Doré et al. 2009)
21
1.5.2 Temps de réaction de la chaussée
Lors du passage d’un véhicule, les structures de la chaussée se déforment. Deux
modèles sont utilisés, dans le domaine d’ingénierie routière, pour clarifier le comportement
des matériaux de la chaussée en se basant sur la théorie d’élasticité : viscoélastique ou visco-
élasto-plastique. Le passage d’un véhicule provoque des déformations instantanées
importantes, ces dernières s’accumulent tant que la charge agisse sur la chaussée. L’enrobé
prend un certain temps pour revenir à son état initial lorsque la charge est retirée. Pour une
roue statique ou quasi-statique, la déformation est plus importante qui peut même être plus
que le double de la celle causée par une roue roulant à grande vitesse (70km/h). Selon
l’intensité du trafic, l’enrobé pourra être soumis à de nouvelles contraintes sans avoir repris sa
position initiale. La configuration des essieux influence également la réponse de la chaussée.
En effet, suite au passage d’un essieu, les déformations pourront ne pas avoir le temps de
s’annuler avant le passage de l’essieu suivant. Les déformations de la chaussée dépendent de
la vitesse du véhicule, qui est fonction du comportement visqueux du liant bitumeux qui rend
la couche d’enrobé sensible à la température et à la fréquence d’application de charge.
1.5.3 Oscillation de charge
Comme il est montré dans la figure 5, les interactions dynamiques des véhicules avec
les chaussées relativement mauvais génèrent des oscillations de la roue. Comme il a été
mentionné précédemment, l’amplitude des oscillations verticales des roues et des charges
dynamiques transmises à la chaussée est fonction des dimensions des véhicules, des charges
par essieux, des types de suspensions ainsi que le type des pneus.
22
1.6 Mesure des charges dynamiques
1.6.1 Transducteur de pression du pneu
Un système simple de mesure de charges dynamiques de la chaussée, a été construit et
évalué par Whittemore et al. (1970) en se basant sur le travail de Fisher et Huckins (1962), est
basé sur la mesure des variations de la pression du pneumatique qui se produisent pour une
roue soumise à une charge lors de la rotation.
L'analyse des résultats des tests initiaux a indiqué qu'il y avait de grandes non-
linéarités et des limitations de réponse en fréquence inhérents à cette méthode, et il a ensuite
été jugé inapproprié. Cependant, il a été noté que les résultats dépendent du type de pneu
utilisé et que le système a été relativement facile, peu coûteuse et pourrait théoriquement être
adapté à n'importe quel véhicule.
Il a été noté également que, pour que cette technique soit fiable, les propriétés du
transducteur pneus doivent être connues, y compris les effets de la pression de gonflage, la
température des pneus et la charge appliquée.
1.6.2 Transducteur de force de moyeu de la roue
Un comprend une structure annulaire de jauges calibrées. Cet appareil porte la charge
de la roue entre un adaptateur de moyeu de roue spécialement construit et la jante de la roue,
Figure 5 : Oscillation d'une roue due une chaussée non uniforme (Doré et al. 2009)
23
comme décrit par Sweatman (1983). Des accéléromètres ont également été utilisés. Cette
méthode est également utilisée par Whittemore et al. (1970), et Hahn (1987).
Whittemore et al. a noté que le système, en vertu de la nature de l'appareil, a donné des
résultats qui ont permis le calcul de la force maximale entre la chaussée et le pneu, mais cela
ne correspond pas toujours à la véritable force verticale. Il a noté aussi les avantages suivants:
le système est transférable entre les véhicules sans nécessiter une calibration
supplémentaire ;
le système permet une grande sensibilité, la mesure de faibles charges des chaussées;
le système mesure les composantes de la force dans les deux axes du plan radial.
et les inconvénients associés:
le système est coûteux
le système ne peut pas mesurer la charge pour plusieurs roues à la fois (sauf si plus d'unités
sont utilisés).
Par ailleurs, ni Sweatman ni Hahn n’ont fourni de commentaires sur l'exactitude ou
l'adéquation du système de mesure des charges dynamiques des roues, mais grâce à
l'utilisation de cette méthode ils ont été en mesure d'atteindre leurs objectifs déclarés.
1.6.3 Capteur optique sans contact
Si un modèle, dont le comportement de pneumatiques est analogue à un système à
ressort simple dans lequel la grandeur de la compression est proportionnelle à la grandeur de
la force de compression appliquée, est appliqué aux interactions véhicule-chaussée lourds, la
force de compression appliquée est égale à la charge dynamique, l'ampleur de la compression
est égale à la déviation verticale du pneumatique, et la charge dynamique peut être calculée si
le coefficient de raideur pneumatique et l'amplitude de la déformation des pneumatiques sont
connus.
L'utilisation de capteurs sans contact, afin de permettre la mesure de la déformation
des pneumatiques, a été employée et suit les travaux impliquant l'utilisation de ces capteurs
qui a fourni des mesures précises dans les domaines de la texture de la route, des profils et de
la rugosité de la route. Dans cette application, le capteur est monté sur un dispositif approprié
fixé à un essieu ou une roue dans un groupe d'essieux, et est dirigé sur la surface de la route.
24
Lorsque le véhicule est en mouvement, le capteur mesure la distance entre lui-même et la
surface de la route, ce qui donne une mesure de la déflexion du pneumatique.
Cette méthode a été utilisée et décrite par Dickerson et Mace (1981), et Mace et
Stephenson (1989). Dickerson et Mace ont mené des expériences pour déterminer les forces
verticales appliquées sur la chaussée par les roues d'un ressort à lame, groupe d'essieux
tandem pour une variété de trottoirs. Trois capteurs ont été utilisés:
Un capteur optique sans contact monté sur l'essieu du véhicule. Ce capteur mesure la
distance entre la surface de la route et l'essieu, et donc prévu une mesure de la déviation
verticale du pneu.
Un transducteur pour mesurer le déplacement du centre du ressort de suspension par
rapport au châssis du véhicule.
Un transducteur monté en ligne avec le câble d'entraînement du compteur de vitesse du
véhicule, ce qui a permis la mesure de la distance parcourue sur la route à enregistrer.
En utilisant cette méthode de mesure Dickerson et Mace ont pu avoir un aperçu de
l'incidence des facteurs suivants sur les charges dynamiques des roues:
vitesse du véhicule à la pression des pneus déterminée
nombre de roues et de la charge de roue
rugosité profil de la route.
1.6.4 Boîte d’essieu instrumentée
Suite au chargement d'un véhicule, les systèmes de suspension se compriment et
divers éléments des composantes non suspendue du véhicule subiront une force appliquée.
Ces composants incluent les essieux du véhicule, qui subiront une flexion. En mesurant la
flexion d'un essieu sur lequel des jauges de contrainte sont fixés, il est possible de calculer la
force de flexion, par conséquent, les charges appliquées sur la roue du véhicule. Les jauges de
contrainte peuvent également être utilisées pour étudier les forces latérales ainsi que les forces
verticales. Cette méthode a été utilisée et décrite en détail par Whittemore et al. (1970), page
et Grainger (1974), Gyenes et al. (1994) et De Pont (1998).
Page et Grainger ont conclu que la technique était limitée aux situations où les
mouvements essieux étaient parallèles (mouvement des roues à chaque extrémité de l'axe en
phase et en amplitude égale), le mouvement axe consiste à essieu clochard. Cela place les
25
souches dans le carter d'essieu qui n'ont pas expérimenté dans la technique de calibration
statique.
Il a également été noté que, pour cette technique pour donner des résultats précis, le
véhicule doit rouler à une vitesse constante, comme forces d'accélération et de freinage
introduisent des contraintes sur l'essieu qui ne pouvait pas être capturé, à nouveau, par la
technique de calibration.
Whittemore et al. indique le degré de précision obtenu, et annonce que le système
mesure la charge latérale droite, la charge du côté gauche, et la charge totale de la chaussée, il
est particulièrement utile pour établir les relations entre les diverses caractéristiques d'un seul
véhicule. Il a également noté que le risque important que l'erreur soit introduit dans le système
par l'intermédiaire de la détermination de la masse et du centre de masse des composants non
suspendues.
1.7 Modélisation des charges dynamiques
Le DLC est une mesure moyenne de la grandeur de la variation dynamique de la charge
sur un profil de surface donné, et est calculé comme étant le rapport de la RMS (Root Mean
Square) de charge dynamique de la roue et la charge moyenne de roue. Le RMS de la charge
dynamique de roue est essentiellement la déviation standard de la distribution de probabilité
de la charge totale de la roue. La valeur moyenne reflète la charge de roue statique.
(Sweatman, 1983). Ainsi, le DLC est le coefficient de variation de la charge totale de la roue.
dela
1 ²
Force dynamique appliquée par la roue à t=k.∆t
∆t Pas de temps de sortie de simulation
T=N.∆t Le temps total de simulation
26
La valeur du DLC pour une surface de chaussée parfaitement lisse serait théoriquement nulle.
Les valeurs supérieures à 10% indiquent que la chaussée est modérément rugueuse, et un
DLC supérieur à l5% est un indice que les surfaces de chaussées présentent des irrégularités
importantes. Les cas de valeurs DLC supérieures à 20% peuvent se produire lorsque le
véhicule est équipé d'un système de suspension « unfriendly-road » comme le type à
« walking-beam » (un système de suspension plus, robuste qui est utilisé principalement dans
les camions actuellement classés comme étant « off-road »), avec des valeurs maximales
pouvant atteindre 30 à 40% (OECD, 1992).
27
2 SIMULATIONS DYNAMIQUES ET ANALYSES PARAMETRIQUES
La revue de littérature qui vient d’être faite aura servie à prendre connaissance de ce
qu’est l’uni d’une chaussée et l’indice de rugosité international (IRI), ainsi que des paramètres
influençant la charge dynamique du véhicule.
Dans le cadre de ce projet, une partie importante des recherches consiste en des
simulations dynamiques d’un véhicule circulant sur des routes à différents IRI. Le logiciel
permettant de réaliser ces simulations est un modèle dynamique mis à disposition par la chaire
industrielle du CRSNG sur l’interaction Charges lourdes-Climat-Chaussées (i3c) de
l’université Laval.
Les simulations dynamiques ont été menées afin de pouvoir observer l’effet des
charges dynamique des véhicules lourds sur la performance des chaussées flexibles
2.1 Prise en main du logiciel de simulation dynamique
Pour représenter l’interaction du camion semi-remorque avec le profil de la route, un
modèle numérique multicorps développé a été utilisé. Ce modèle dynamique permet
d’analyser méticuleusement le véhicule lourd circulant sur une route virtuelle ayant un profil
donné.
Le modèle est à 331 degré de liberté et prend en compte le véhicule en entier et les
composantes dissipatrices d’énergie. Le logiciel de simulation multicorps, à code source libre,
MBDyn est le logiciel sur lequel s’est basé le développement du modèle utilisé dans ce projet.
Le camion utilisé (figure 6) est un tracteur Cascadia de Freightliner attelé à une
remorque Manac et est de 16,2 m (53 pieds) à six essieux et 22 roues équipé de pneus
Michelin XZA-3 pour un poids total de 43 t. Ce camion semi-remorque représente le camion
typique qui circule sur les routes nord-américaines. L’assemblage du camion a été modélisé
avec le logiciel MBDyn. Le tracteur a une cabine avancée et est attelé à une remorque de type
fourgon à trois essieux. Les essieux sont contraints à ne se déplacer qu’en translation sur l’axe
vertical du cadre et pivoter autour de son axe longitudinal. Chaque roue est attachée à son
essieu par une articulation qui ne permet que la rotation autour de l’axe latéral de ce dernier.
28
La particularité du modèle utilisé est qu’il implante un modèle de pneu à anneau rigide
(figure 8) qui rend les simulations plus rapides ; permet de reproduire fidèlement la réponse
induite au camion par les déformations de la chaussée et calculer le contact du pneu avec la
surface de roulement. Le modèle permet aussi de prendre en compte les longueurs d’ondes
inférieures à 250 mm qui sont toujours éliminées avant de mesurer l’IRI.
Le modèle permet d’obtenir les données nécessaires pour calculer le glissement des
pneus ; l’énergie fournie aux roues motrices ; les forces de contact entre les pneus et la
chaussée ; et les vibrations des sièges et du plancher du camion.
Figure 6 Vue générale du camion utilisé (Gagnon, 2013)
Figure 7 : modèle du pneu à anneau rigide (de gauche à droite : roue, anneau et plaque), (Gagnon, 2013)
29
La vitesse du camion est contrôlée par un algorithme qui applique un couple aux roues
motrices. En plus du régulateur de vitesse, le modèle utilise un contrôleur de braquage qui
applique une fonction d’erreur de la trajectoire qui lui permet de corriger celle-ci au fur et
mesure de la simulation selon les paramètres définis par l’utilisateur.
2.2 Simulations dynamiques
Comme énoncé précédemment, les simulations dynamiques sont menées dans le but
d’évaluer le comportement du véhicule lourd roulant sur des profils de route en termes de
charges dynamiques et performance des routes.
2.2.1 Résultats des simulations sur des profils typiques créés
Le présent projet fait suite à un projet réalisé récemment au sein de la chaire. Dans le
cadre de ce dernier, les simulations ont été faites par le logiciel TruckSim en mettant en
mouvement en mouvement un véhicule lourd, modélisé via le même logiciel, sur des profils
typiques représentant les déformations rencontrées en période hivernale sur les chaussées
flexibles. Les profils comprenaient une bosse triangulaire, une différence de niveau et une
sinusoïdale. L’objectif de cette étude est d’analyser comportement du véhicule sur les profils
créés en variant trois paramètres : la vitesse ; la longueur et la hauteur des déformations.
Les résultats tirés de ce projet peuvent être résumés :
L’amplitude de la déformation a effet marqué en termes de charge dynamique
Plus la vitesse augmente plus son effet est remarquable
En utilisant des profils avec des bosses imposés, les niveaux de chargement dynamique
ont augmenté et ont atteint, dans certaines circonstances, trois fois la valeur de la charge
constante.
2.2.2 Simulations sur des profils réels
Cinquante-quatre profils réels de 1km de long pour des IRI variant de 0.68338 et 8.939,
fourni en format ERD, ont été analysés. L’étude consistait à évaluer le camion virtuel sur
chacun des profils. Le camion roulait sur les profils à une vitesse de 100 km/h. Le pas de
temps utilisé était de 200 µs et les données sont enregistrées à chaque pas de temps. Il est à
noter que le camion est démarré sur un profil lisse à élévation et inclinaison nulles. Une fois
30
qu’il se stabilise, il peut atteindre, via une zone de transition, les élévations de départ des
sillons du profil routier.
Résultats des simulations des forces dynamiques
Les résultats que donne le modèle sont sous forme de fichiers textes volumineux.
L’analyse de ces résultats, le calcul et la visualisation des graphiques sont faits à l’aide du
logiciel GNU Octave.
Le graphe de l’élévation des voies gauches et droit en fonction de la distance pour un
des profils étudiés est présenté sur la figure 9.
La figure 9 représente les forces engendrées par la roue de l’essieu avant pour l’un des
profils d’essai. Les zones indiquées sur la figure correspondent à des oscillations de
stabilisations dues aux suspensions du véhicule. Pour prendre en compte uniquement l’effet
de la condition de l’état de la chaussée, les résultats ne sont pas analysés pour ces zones.
Figure 8: Elévation des voies gauche et droite en fonction de la distance pour un profil réel
31
L’analyse des résultats se porte sur la force verticale des roues. Pour commencer
l’analyse, il était raisonnable de vérifier la différence de comportement entre les roues
jumelées du tridem et du tendem, et de comparer le comportement des roues extérieures et
intérieures, ainsi que gauches et droites. Il est conclu que les roues droites extérieures (RDE)
ont presque le même comportement que les roues gauches intérieures (RGI). Les résultats
sont pareils pour les roues gauches extérieures (RGE) et les roues droites intérieures (RDI).
Les figures de 10 à 13 montrent les résultats obtenus.
Figure 9: Forces dynamiques engendrées le long d'un profil réel
Forces (N)
Distance (m)
32
Figure 10: Evolution de la force verticale en fonction de la distance parcourue sur un profil réel pour les pneus gauche intérieur et droite extérieur du premier essieu du tandem
Figure 11: Evolution de la force verticale en fonction de la distance parcourue sur un profil réel pour les pneus droite intérieur et gauche extérieur du premier essieu du tandem
33
Figure 12: Evolution de la force verticale en fonction de la distance parcourue sur un profil réel pour les pneus gauche intérieur et droite extérieur du premier essieu du tridem
Figure 13: Evolution de la force verticale en fonction de la distance parcourue sur un profil réel pour les pneus droite intérieur et gauche extérieur du premier essieu du tridem
34
En tenant compte des résultats du projet précédemment réalisé par la chaire dans le
cadre de l’étude des charges dynamiques, il est à noter qu’il est difficile de reconnaître les
lieux de déformations et que les profils peuvent se rapprocher d’une superposition de
plusieurs signaux de différentes déformations. Les profils réels peuvent contenir une gamme
variée de déformations de forme non idéalisée.
Les figures de 15 à 20 représentent les forces verticales appliquées par les pneus en
fonction de la distance parcourue par les roues pour quelques profils réels.
Les roues sont numérotées pour simplifier l’étude comme la figure 14 le montre.
Figure 14: Numérotation des roues du camion
35
Figure 15 : Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=2.746 m/km pour les roues droites extérieures
Figure 16: Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=2.746 m/km pour les roues gauches extérieures
36
Figure 17: Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=0.6834 m/km pour les roues droites extérieures
Figure 18: Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=0.6834 m/km pour les roues gauches extérieures
37
Figure 19: Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=5.1861 m/km pour les roues droites extérieures
Figure 20:Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=5.1861 m/km pour les roues gauches extérieures
38
A partir des graphes précédents, on peut remarquer que les essieux n’ont pas le même comportement face aux différents profils : le premier essieu du tridem présentent des force plus grandes cependant le deuxième et le troisième essieux du tridem appliquent une force inférieures.
Le premier essieu du tridem a toujours une réponse plus remarquable, en termes de force verticale la plus élevée et d’oscillation, par rapport aux autres essieux. Dans ce sens une comparaison entre la réponse du premier essieu du tridem et les autres essieux pour toutes les roues a été faite et a confirmé que le premier essieu du tridem a la réponse la plus significative. Notamment la figure 21 présente cette comparaison entre les premiers essieux du tandem et du tridem pour l’un des profils.
En visualisant les courbes d’évolution des forces verticales des cinquante profils réels,
les remarques suivant ont été tirées :
Les forces verticales maximales relevées pour les différents profils varient entre 29000 N
et 70000 N. la force verticale maximale est même de l’ordre de 210000 N pour les profils
qui ont un IRI très élevé. Il est à noter que le camion a divergé plusieurs fois pour les
profils fortement dégradés ;
Les forces verticales minimales s’annulent pour la plupart des profils. Toutefois, elles
sont de l’ordre de 7000 à 11000N pour les profils où elles ne s’annulent pas.
Figure 21 : Forces verticales mesurées le long d'un profil ayant un IRI=0.6834 m/km pour les roues gauches extérieures
39
Pour mieux quantifier les charges dynamiques et faire un lien entre les différent profils el
les forces verticales qu’applique le camion sur ces profils, Il a été choisi d’introduire un
coefficient de charge dynamique dans les calculs.
Mesure des charges dynamiques
Les forces dynamiques générées le long de chaque profil par les pneus des six essieux,
dans les deux chemins de roulement, ont été utilisés pour estimer les dommages de la route
associés. Les forces dynamiques sont quantifiées par la mesure du coefficient de charge
dynamique introduit dans la revue de littérature.
Les valeurs de DLC ont été déterminées pour chaque roue des six essieux, une moyenne
a ensuite été calculée pour donner la valeur DLCmoy pour l'ensemble du véhicule.
Le DLC est utilisé pour caractériser l’amplitude de la charge dynamique. Cependant il
convient de noter qu’il est seulement une des méthodes disponible pour caractériser les
charges dynamiques des roues, Ainsi qu’il n'offre pas une bonne mesure de la charge de
pointe. Il est également intéressant de noter que pendant les calculs de DLC, il était vu qu’il
est convenable d’ajouter la charge statique au calcul pour montrer que la charge d’un véhicule
en mouvement augmente. Ainsi les résultats de calcul obtenus et représentés dans la suite du
travail représentent (1+DLC).
Les résultats de calcul de DLC ont permet de classer l’essieu directeur du camion
comme étant l’essieu le moins dommageable.
Une corrélation entre le DLC et l’IRI a été cherché. Pour ce faire le DLC a été calculé
sur des sections de 50 m de la route puis sur des sections de 100 m. L’IRI a également été
calculé sur les mêmes sections. Le DLC a été tracé contre l’IRI. Généralement, les graphes
ont montré une bonne corrélation pour tous les profils. Par la suite, les valeurs de DLC de tous
les profils ont été rassemblées sur le même graphe. Les figures 22 et 23 représentent les
valeurs de DLC en fonction de l’IRI pour tous les profils pour les sections de 50 m et 100m.
40
Figure 22 : Corrélation carrée entre DLC et IRI calculés sur des sections de 50m des profils de routes
Figure 23: Corrélation carrée entre DLC et IRI calculés sur des sections de 100 m des profils de routes
R² = 0.895
R² = 0.858
41
Les graphes ont montré que la corrélation pour les sections de 100m est meilleure que
celle pour les sections de 50 m. Les sections de 50 m peuvent contenir des lectures très
volatiles entre les sections consécutives. Etant donné que le camion est de 16.2 m de long et
se déplaçant à une vitesse de 27.77 m/s (100 km/h), il est probable que l’influence de la
précédente 50m était encore ressentie par le véhicule pendant qu’il se déplaçait dans la section
suivante, et par conséquent, il apparaît que les sections de 50 m de long sont un peu courtes
pour les observations des effets des forces dynamiques. La synchronisation des point de
départ et de fin tant pour le calcul de DLC et de l’IRI sur des sections a également réduit la
corrélation.
Caractérisation des charges dynamiques par gamme de longueurs d’ondes
Généralement, les profils réels comportent une gamme variée de longueurs d’ondes.
Pour discerner les catégories de déformations qu’on peut constater sur la surface d’une route,
il a été choisi d’étudier des profils filtrés. La décomposition par gammes de longueurs d’onde
consiste à évaluer l’amplitude des charges dynamiques pour chaque gamme de longueurs
d’onde d’un profil. Ici, le modèle fait circuler le camion sur des profils filtrés. Cela permet
d’obtenir la contribution de chaque gamme d’ondes à l’IRI et aux forces verticales.
Les profils réels ont été utilisés pour générer d’autres profils virtuels filtrés pour isoler :
Les petites longueurs d’ondes, de 0.707 m à 2.83 m ;
Les moyennes longueurs d’onde, de 2.83 m à 11.3 m ;
Les grandes longueurs d’onde, de 11.3 m à 45.2 m.
Ces catégories ont été déterminées par le Laboratoire des Pont et des Chaussées (LPS) et
sont référencées dans la méthode d’essai n°46 relative à la mesure de l’uni longitudinal des
chaussées routières et aéronautiques.
Les figures de 24 à 29 représentent les corrélations entre le DLC et l’IRI pour les
différentes gammes de longueurs d’ondes.
42
Figure 24:Corrélation carrée entre le DLC et l’IRI courtes ondes calculés sur des sections de 50 m
Figure 25:Corrélation carrée entre le DLC et l’IRI courtes ondes calculés sur des sections de 100 m
R² = 0.802
R² = 0.828
43
Figure 26: Corrélation carrée entre le DLC et l’IRI moyennes ondes calculés sur des sections de 50 m
Figure 27 : Corrélation carrée entre le DLC et l’IRI moyennes ondes calculés sur des sections de 100 m
R² = 0.935
R² = 0.89
44
Figure 28: Corrélation linéaire entre le DLC et l’IRI longues ondes calculés sur des sections de 50 m
Figure 29 : Corrélation linéaire entre le DLC et l’IRI longues ondes calculés sur des sections de 100 m
R² = 0.892
R² = 0.944
45
2.3 Simulations sur des profils crées
Deux profils ont été créés. Les profils sont de 150 m de long, ils comportent une bosse
de hauteur de 25,4 mm pour le premier profil et de 50,8 mm pour le deuxième profil. Les
bosses sont à la position 50.025 m. La forme des bosses est détaillée dans la troisième partie
du rapport ; Les bosses ont la même forme que les obstacles présentés à la troisième partie. La
figure 30 montre l’allure du profil de la bosse de 25.4 mm.
Après avoir créé le profil et ajuster le chargement du camion du modèle, on a fait
circuler le camion sur les profils à une vitesse de 39 km/h. Le réglage du régulateur de vitesse
du modèle à des vitesses plus basses que 39 km/h cause des vibrations parasites influençant
les résultats. Les figures 31, 32 et 33 présentent la réponse du camion en termes de forces
verticales.
Distance (m)
Elévation (m)
Figure 30: Profil de bosse de 25.4 mm de hauteur
46
Figure 32: Forces verticales mesurées le long du profil avec une bosse de 25.4 mm de haut pour les roues gauches extérieures
Figure 31: Evolution de forces verticales appliquées par la roue droite extérieure du premier essieu du tridem
47
Les graphes montrent que la force verticale augmente dès que les pneus se mettent en
contact avec la bosse puis des oscillations sont générées après la bosse. Le camion ne retrouve
son équilibre initial qu’après environ 20m de la bosse
Les forces appliquées par les pneus pour la bosse de 50.8 mm de haut sont plus
importantes que celles appliquées pour la bosse de 25.4 mm.
Les vibrations loin de la bosse qui sont remarquées pour les essieux du tridem résultent
de résonnance d’assemblage du camion à basses vitesses et ne sont pas dues aux effets
dynamiques.
Figure 33 : Forces verticales mesurées le long du profil avec une bosse de 50.8 mm de haut pour les roues gauches extérieures
48
3 VALIDATIONS DES RESULTATS DE MODELISATION AU SERUL
Afin de vérifier la cohérence des résultats de simulation avec la réalité, il s’avérait
nécessaire d’effectuer des essais au Site Expérimental Routier de l’université Laval. En effet,
les résultats de modélisation, en termes de charge dynamique, demeurent théoriques. Ainsi,
pour compléter l’étude et voir le comportement mécanique de la chaussée vis-à-vis le passage
d’un véhicule en mouvement dans la réalité, il était nécessaire de faire une comparaison de
validation des essais de simulation sur une chaussée flexible réelle. Cette étape permet de
vérifier le niveau de charge dynamique pour des profils typiques, tels qu’ils ont été définis
dans les essais de simulations, en instrumentant une chaussée flexible avec des capteurs de
déformation.
3.1 Le site expérimental
Le Site Expérimental Routier de l’Université Laval (SERUL) a été développé en 1998.
Localisé à la forêt Montmrency à la hauteur du kilomètre 103 de la route 175, le site est un
nouveau tronçon de la route forestière 33. Son exploitation est garantie pour 10 ans. La route
est d’un kilomètre de long, de 10 mètres de largeur et de 2,5 mètres de profondeur incluant
aussi un pont de bois. Les lourds camions forestiers mettent à rude épreuve cette portion de
route criblée de capteurs, de senseurs et d’outils d’analyse qui nourrissent en données les
expériences en cours. La route est divisée en trois secteurs : Le premier secteur comporte 300
mètres de surface de roulement et sert à l’étude des surfaces de roulement. On y teste des
stabilisants chimiques de surface et des revêtements bitumineux. Le deuxième secteur est
composé d’une fosse de béton armé de 120 mètres de long utilisée pour l’étude des structures
de chaussées. Il est divisé en quatre compartiments de 30 mètres chacun. Chaque
compartiment a un sol d’infrastructure différent, allant de l’argile jusqu’au sable. On y teste
aussi des systèmes de drainage et de contrôle de la nappe phréatique. Une dernière section de
100 mètres est consacrée à l’étude de l’agressivité des véhicules lourds (AVL). Cette dernière
section est divisée en quatre sous-sections : l’une pour évaluer les effets des pneus sur la
chaussée, la deuxième pour mesurer les effets de la charge, la troisième ceux de la vitesse et la
dernière ceux des obstacles.
C’est sur la section AVL, d’une longueur de 100 mètres, de ce laboratoire routier,
qu’ont été effectués les essais de ce projet.
49
3.1.1 Instrumentation
La chaussée de la section AVL du SERUL a été instrumentée dans le but de mesurer
les déformations sous la couche de surface. Des jauges à fibres optiques ont été installées sur
la section comme indiqué à la figure 34.
3.1.2 Obstacles
Afin de provoquer un effet dynamique au passage des essieux, des plaques fabriquées
de feuilles de contreplaqué ont été utilisées lors des essais. L’effet dynamique est étudié en
faisant varier la distance de l’obstacle par rapport aux jauges. Cette variation est nécessaire
car la réponse de la suspension va jouer sur l’écrasement du pneu sur la chaussée et modifier
les amplitudes observées. Les obstacles simulent des déformations de forme sinusoïdale.
Les figures 35 et 36 représentent une schématisation des plaques employées vues de
profil. Les figures ne sont pas à l’échelle en raison de la grande différence entre la hauteur et
la longueur des plaques.
Figure 34: Positionnement schématique de l'instrumentation sur la section d'étude. (a) carottes instrumentées; (b) capteur de température
50
Figure 35 Construction d'une plaque de 2 m de long, 25.4 mm de haut, à l'aide de 4 panneaux de d'épaisseur
Figure 36: Construction d'une plaque de de long, 50.8 mm de haut, à l'aide de 4 panneaux de d'épaisseur
Figure 37: Photo des obstacles installés sur la chaussée
6.35mm
6.35mm
6.35mm
6.35mm
12.7mm
12.7mm
12.7mm
12.7mm
51
3.1.3 Jauges à fibres optiques
Préparation des carottes instrumentées
Les jauges permettent de mesurer les déformations horizontales. Dans ce projet on
s’est limité à l’analyse des déformations longitudinales. Les contraintes longitudinales
contrôlent l’extension ou l’ouverture des fissures de fatigues (Owende et coll., 2001).
Les carottes d’enrobé bitumineux utilisées ont été prélevées sur place afin de garder
une homogénéité des matériaux dans la zone de mesures. Elles ont un petit diamètre (58mm)
dans le but de minimiser les perturbations dans le comportement de la couche de béton
bitumineux. La base des carottes a été sculptée pour accueillir les anneaux comprenant les
jauges et un canal a été creusé sur le côté de la carotte pour permettre le passage des fils des
fibres optiques. L’anneau plastique protège la jauge et n’affecte pas significativement la
distribution des efforts dans la couche de béton bitumineux. Les jauges sont par la suite colées
sur les carottes (figure 38) et calibrées, après, à l’aide d’un banc d’essai.
Calibrage des jauges
On place les carottes dans le banc de calibrage permettant de les solidariser. Le banc
comporte un anneau métallique et une mollette. En tournant la molette, l’anneau s’étire et par
Figure 38: schéma d'une carotte instrumentée
52
conséquent une traction diamétrale est appliquée à la carotte (figure 40). Un capteur de
déplacement mesure la variation du diamètre de la carotte et un PicoSens (figure 39) lié à la
jauge donne la déformation appliquée à la carotte. Ce dispositif permet de comparer les
déformations réelles appliquées sur le diamètre de la carotte avec les déformations perçu par
les jauges. Le but du calibrage est de déterminer un facteur de correction propre à chaque
jauge pour approcher des valeurs réelles de déformations.
La figure 41 présente un exemple des courbes lors du calibrage.
Capteur de déplacement
Molette d’application du déplacement
Figure 40: Présentation du banc de calibrage Figure 39: photo du PicoSens
53
Mise en place sur le site
Les carottes instrumentées (figure 42) ont été placés dans des trous de 60mm de
diamètre forés dans la chaussée, plaçant les jauges à 100mm de profondeur c’est-à-dire à la
base du revêtement.
y = 22x + 24.571R² = 0.9876
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 1 2 3 4 5 6 7 8
µdéform
ations de la jauge
déformations diamétrales (capteur de deplacement)
Jauge S101
Figure 41: Courbe de calibrage de jauge
Figure 42: Mise en place des carottes instrumentées
54
3.1.4 Autre matériel
Les couvertures thermiques
La température du revêtement influence l’amplitude des déformations mesurées, c’est
pourquoi des couvertures thermiques ont été installées le matin avant chaque journée d’essais
(figure 43). Ceci a permis de garder, aussi constantes que possible, la température de
l’asphalte. Les couvertures, alimentées par des bassins thermiques, sont retirées avant le
passage du véhicule et replacées directement après le passage de ce dernier. Le contrôle de la
température de l’asphalte est effectué à chaque instant à l’aide d’un capteur de température.
Les appareils de mesure
Les jauges de déformations utilisent des câbles à fibres optiques pour la propagation
du signal. C’est pour ça il a été utilisé un système d’acquisition constitué d’un appareil de
type RadSens relié à un ordinateur pour stocker les mesures via un logiciel d’acquisition
(figure 44).
Figure 43: Utilisation d'une couverture thermique
55
Repère visuel et caméra vidéo
Afin de garder la constance du passage du pneu sur les jauges de déformation, un
offset de +/- 100mm a été pris en considération pour que l’impact du passage du pneu soit
représentatif des déformations engendrées au droit de celui-ci. Cet offset a été choisi en se
basant sur les résultats des recherches antécédentes de l’université Laval qui ont montré que
les déformations mesurées dans l’intervalle indiqué sont presque constantes et elles
représentent le plus le comportement de la base de la couche de roulement vis-à-vis le passage
du pneu.
Un repère visuel (figure 45) est placé en avant des jauges pour relever avec précision
la distance du passage du pneu par rapport aux instruments implantés sur la chaussée. L’axe
du repère a été aligné avec l’axe des jauges. Un enregistrement vidéo a été également utilisé
pour valider la ligne de passage du véhicule.
Figure 44: Conditionneurs de signal Opsens
56
3.1.5 Véhicule lourd
Un camion composé d’un tracteur et d’une semi-remorque, commun en Amérique du
Nord, est utilisé. Le camion, pour reproduire des conditions réelles, a été chargé par des poids.
3.2 Protocole expérimental
Le but de ce projet est l’étude de l’impact des charges dynamiques sur la performance
de la chaussée. C’est pour cela les essais se sont basés sur la mesure des déformations à la
Sen
s de
roulem
ent
Figure 45: Repère visuel utilisé pour le revêt des distances de passage
Figure 46: Photo du véhicule lourd utilisé
57
base du revêtement en mettant en place des obstacles à différentes distances des jauges afin de
ressortir l’effet dynamique engendré par les dégradations de la surface de la chaussée.
Plusieurs séries d’essais ont été réalisées sur les deux jours, le 15 et 16 juillet 2013. Les
essais se sont déroulés en ne faisant varier que les obstacles en employant des obstacles de
deux hauteurs différentes ou en augmentant leur distance des jauges.
Le camion roule à 30km/h et pour valider le passage, il faut que l’axe central de la roue
extérieure droite du premier essieu arrière de la remorque coïncide avec l’axe des jauges, avec
un écart toléré de 100mm (figure 47).Un essai sera considéré valide lorsqu’on a suffisamment
de passage relevé dans l’intervalle de [-100, +100mm]. L’observation est effectuée par vidéo.
Après chaque passage cette dernière est visionnée image par image pour identifier avec
exactitude le passage des roues
Une série de passages de référence sans obstacle ont été effectués au début et à la fin
des essais afin de vérifier la constance des conditions dans lesquelles les essais se sont passés.
3.3 Mesure des déformations
Les mesures de déformations ont été effectuées pour chaque passage du camion. Avant
chaque série des passages, la température de l’asphalte est relevée par l’intermédiaire d’un
capteur de température. Lors du passage du camion les mesures au niveau des capteurs sont
Sens de déplacement
Jauges de déformation
Repère visuel
(5)
(6)
(7)
Figure 47: Schéma simplifié du déroulement d'un passage du camion
58
représentées par des graphiques donnant les µdéformations en fonction du temps pour toutes
les roues droites du camion. Ainsi les données des jauges sont enregistrées par l’ordinateur.
Pour faire l’étude les graphiques, un logiciel a été conçu pour traiter les données. En
traitant les résultats, il était nécessaire tout d’abord de supprimer la valeur moyenne résiduelle
et centrer toutes les courbes. Le logiciel permet de séparer chaque réponse des capteurs et de
filtrer le signal
La figure 48 représente un signal typique obtenu pour les déformations longitudinales.
Les courbes présentent chacune six pics de déformations correspondant au passage de chaque
essieu du camion. Vu que les contraintes sont proportionnelles aux déformations, la courbe de
la figure 48 montre l’apparition à la base de la couche de revêtement de contraintes de
compression (valeurs négatives) à l’approche de la roue et le développement de contraintes de
traction (valeur positives) au passage de la roue. Entre deux passages consécutifs, il y a un
délai de temps suffisant pour la stabilisation des jauges de déformation perturbées
Les jauges ont été numérotées de 5 à 7 comme l’indique la figure 47. Les séries de
passages ont également une dénomination précise. Elles se présentent sous le format suivant :
« Chiffre » « Lettre » « Chiffre ». Le premier chiffre correspond au numéro de la série, la
‐100
‐50
0
50
100
150
200
250
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5
µdéformations
temps (s)
Figure 48: Signal typique des déformations en fonctions du temps
59
lettre « S » signifie statique et « D » signifie dynamique. Enfin le dernier chiffre correspond
au numéro du passage dans la série.
3.4 Véracité des résultats
3.4.1 Comparaison des résultats des jauges
Sur la figure 49 les capteurs de déformation des carottes, pour un même passage, sont
mis en parallèle.
On constate que les résultats renvoyés par la jauge 7-LB13 ont les valeurs les plus
petites et ceux renvoyés par la jauge 5-LB12 sont les plus grands. Il est à noter qu’entre les
jauges 5-LB12 et 6-LB14, les différences de déformations sont constantes pour l’essieu avant
et les essieux du tandem cependant l’écart de différence est plus important pour les essieux du
tridem. On remarque le contraire entre les jauges 6-LB14 et 7-LB13, les différences de
déformation sont plus grandes pour l’essieu avant et les essieux du tandem. La différence de
déformation entre les jauges 5-LB12 et 7-LB13 sont constantes.
‐150
‐100
‐50
0
50
100
150
200
250
300
0 1 2 3 4 5 6
µdéformations
temps (s)
5‐LB12
6‐LB14
7‐LB13
Figure 49: Résultats des trois capteurs pour un passage statique
60
Ce constat est valable pour les passages statiques. En ce qui concerne les passages
dynamiques, la distance de l’obstacle étant différent la comparaison ne peut pas se faire.
3.4.2 Comparaison des résultats des trois passages valides
Comme mentionné précédemment, la validité des passages était déterminée en tenant
compte de la distance entre le pneu et le centre du repère visuel placé devant les carottes. La
figure 50 montre les résultats des trois passages valides pour la même jauge.
On constate des graphiques de la figure que les déformations sont sensiblement les
mêmes pour les trois passages. Un léger décalage est dû au choix de l’origine du repère du
temps considéré. Un décalage est aussi observé entre les pics des essieux du tridem qui peut
être expliqué par la variation légère de la vitesse entre les essais.
3.4.3 Variations de température
Sachant que la variation de température influence le comportement mécanique de la
chaussée et donc l’amplitude des déformations, la température a été relevée pour chaque série
afin de vérifier s’elle est maintenue constante. Durant les essais la température moyenne est
de 31° avec un taux de variation 3,6°.
‐150
‐100
‐50
0
50
100
150
200
250
0 1 2 3 4 5
µdéformations
temps (s)
301D03/5‐LB12
301D06/5‐LB12
301D13/5‐LB12
Figure 50: Résultats du même capteur pour trois passages valides
61
3.4.4 Vérification de vitesse
La vitesse de roulement a une influence importante sur le comportement de chaussée
face au passage du camion. Il était donc nécessaire de vérifier si la variation de vitesse et il est
noté qu’elle varie de 29 km/h et atteint 37 km/h.
3.5 Traitement des données
3.5.1 Bassin de déformation longitudinale
L’objectif de cette étude est de déterminer un bassin de déformation. La présente étude
a été effectuée pour le premier essieu de traction et les essieux de la remorque. Les bassins ont
été faits pour les maximums de déformations ainsi que les minimums, l’analyse s’est faite par
la suite pour la différence entre les extrémums. Les figures de 51 à 54 présentent les bassins
issus les essieux de la remorque et l’essieu avant de traction pour la bosse de 25,4mm.
0
50
100
150
200
250
‐300 ‐200 ‐100 0 100 200 300
µdéformations
Distance (mm)
E4/7‐LB13
Statique
Position 01
Position 02
Position 03
Position 04
Position 05
Position 06
Figure 51: Bassin de déformations pour le premier essieu du tridem pour différentes positions de l'obstacle
62
0
50
100
150
200
250
‐300 ‐200 ‐100 0 100 200 300
µdéformations
Distance (mm)
E5/7‐LB13
Statique
Position 01
Position 02
Position 03
Position 04
Position 05
Position 06
Figure 52: Bassin de déformations pour le deuxième essieu du tridem pour différentes positions de l'obstacle
0
50
100
150
200
250
‐300 ‐250 ‐200 ‐150 ‐100 ‐50 0 50 100 150 200 250
µdéformations
Distance (mm)
E6/7‐LB13
Statique
Position 01
Position 02
Position 03
Position 04
Position 05
Position 06
Figure 53: Bassin de déformations pour le troisième essieu du tridem pour différentes positions de l'obstacle
63
Les courbes indiquent que les essieux du tridem présentent un maximum de
déformation au centre des du pneu. La forme des bassins est large du fait que les pneus
étudiés dont des pneus doubles.
Les courbes indiquent que les déformations engendrées par les essieux de la remorque
sont plus importantes. L’observation des courbes indique que les déformations augmentent
d’une manière remarquable lors de l’utilisation de la bosse. Il est noté aussi qu’en s’éloignant
de la bosse les déformations varient.
3.5.2 Evolution des déformations sur la route suite au passage du camion
Un repère représentant la position des obstacles par rapport aux capteurs de
déformations a été considéré. Après avoir déterminé les valeurs de déformation à partir des
résultats précédents, on a cherché la relation entre la variation des déformations et la position
de l’obstacle. L’étude est faite pour la différence des extrémums comme indiqué dans la
figure 55.
0
50
100
150
200
250
‐100 ‐50 0 50 100 150 200 250 300 350
µdéformations
Distance (mm)
Capteur 7‐LB13
Statique
Position 01
Position 02
Position 03
Position 04
Position 05
Position 06
Figure 54: Bassin de déformations pour le premier essieu du tandem pour différentes positions de l'obstacle
64
Les figures de 56 à 63 montrent les résultats de cette étude.
‐100
‐50
0
50
100
150
200
250
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5
µdéformations
temps (s)
Figure 55: différence des extrémums
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
µdéformations
distance de l'obstacle(mm)
Figure 56: déformations dues au passage du premier essieu du tridem pour l'obstacle de 50.8mm
65
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
µdéformations
distance de l'obstacle(mm)
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
µdéformations
distance de l'obstacle (mm)
Figure 57: déformations dues au passage du deuxième essieu du tridem pour l'obstacle de 50.8mm
Figure 58: déformations dues au passage du troisième essieu du tridem pour l'obstacle de 50.8mm
66
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
µdéformations
distance de l'obstacle(mm)
Figure 59: déformations dues au passage du premier essieu du tandem pour l'obstacle de 50.8mm
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 50 100 150 200 250 300 350
µdéformation
distance de l'obstacle (mm)
Figure 60: déformations dues au passage du premier essieu du tandem pour l'obstacle de 25.4mm
67
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 50 100 150 200 250 300 350
µdéformation
distance de l'obstacle(mm)
Figure 61: déformations dues au passage du premier essieu du tridem pour l'obstacle de 25.4mm
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 50 100 150 200 250 300 350
µdéformation
distance de l'obstacle (mm)
Figure 62: déformations dues au passage du deuxième essieu du tridem pour l'obstacle de 25.4mm
68
On remarque d’après les graphes que les déformations varient après le passage du
camion par la bosse mais elles augmentent. Les résultats obtenus ne sont pas issus seulement
de l’effet de charges dynamiques, il y a d’autres facteurs qui s’imposaient en menant les
essais notamment la variation de température et la différence légère entre les jauges. C’est
pour cette raison, il était nécessaire de procéder aux corrections des résultats vis-à-vis les deux
paramètres cités auparavant.
Pour faire la correction des résultats par rapport à la température, l’équation suivante a
été utilisée :
μ μ é é
Où :
∆
∆ Coefficient de correction
é Température de référence pour laquelle les µdéformations sont mesurées rn
statique.
Les résultats figurant sur les graphes suivant sont corrigés.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 50 100 150 200 250 300 350
µdéformation
distance de l'obstacle (mm)
Figure 63: déformations dues au passage du troisième essieu du tridem pour l'obstacle de 25.4mm
69
3.6 Comparaison entre les résultats des essais et des résultats du modèle
Les résultats du modèle sont sous forme de forces. Afin de les comparer avec les
résultats des essais, Les forces ont été transformées en déformation à l’aide de WinJULEA,
logiciel du transportationREsearch Board.
Les données d’entrées du logiciel sont résumées dans le tableau 2. Elles correspondent
aux propriétés de la route où les essais se sont déroulés dans les conditions de ces essais.
Profondeurs des
couches
Module de
l’enrobé
Coefficient de
poisson
Contact entre
les couches
Aire de contact
pneu-chaussée
100 1400 0,35 0 70686
200 300 0,35 0 70686
470 100 0,35 0 70686
0 50 0,4 0 70686 Tableau 2: Caractéristiques géotechniques de la route
Les figures de 64 à 71 montrent les résultats du modèle et les résultats des essais après
corrections.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
µdéformations
distance de l'obstacle (mm)
Modèle
Essai
Figure 64: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le premier essieu du tridem pour l’obstacle de 25.4 mm
70
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
distance de l'obstacle (mm)
Logiciel
Essai
Figure 65: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le deuxième essieu du tridem pour l’obstacle de 25.4 mm
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
distance de l'obstacle (mm)
Logiciel
Essai
Figure 66: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le troisième essieu du tridem pour l’obstacle de 25.4 mm
71
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
µdéformations
distance de l'obstacle (mm)
Logiciel
Essai
Figure 67: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le premier essieu du tandem pour l’obstacle de 25.4 mm
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
Modèle
Essai
Figure 68: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le premier essieu du tridem pour l’obstacle de 50.8 mm
72
0
100
200
300
400
500
600
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000
Logiciel
Essai
Figure 69: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le deuxième essieu du tridem pour l’obstacle de 50.8 mm
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
Logiciel
Essai
Figure 70: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le troisième essieu du tridem pour l’obstacle de 50.8 mm
73
Pour les deux obstacles les graphes montrent une bonne synchronisation entre les
courbes de déformations du modèle de simulation et celles des essais pour le premier essieu
du tridem. Cependant, pour les autres essieux, les essais ne présentent pas les mêmes allures
de déformations que celles résultant du modèle. Les résultats des essais, pour le deuxième
essieu du tridem, est, néanmoins, un peu proche des déformations obtenues du modèle. Les
pics figurent aussi pour les déformations des essais et du modèle sur les mêmes distances mais
pour des amplitudes différentes. Cela est peut être expliqué par plusieurs raisons, notamment :
Le modèle de simulation est idéalisé et ne prend en considération que la surface de la
route ;
Lors du passage du camion, pour les essieux du tridem, la chaussée n’aura pas le temps
suffisant pour retourner à son état initial et par conséquent les essieux arrières présentent
une accumulation des contraintes des essieux qui les précèdent ;
Lors des essais, seul le passage du premier essieu du tridem dans l’intervalle de l’offset du
repère visuel qui a été considéré est le critère de validation de l’essai. Mais ; pour la
majorité des séries d’essais, les autres essieux ont été hors l’intervalle sauf le deuxième
essieu du tridem.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
Logiciel
Essai
Figure 71: comparaison entre les déformations du modèle et des essais pour le premier essieu du tandem pour l’obstacle de 50.8 mm
74
On remarque aussi que les déformations obtenues des simulations sont supérieures des
déformations résultant des essais. Cela est peut-être dû à
La différence entre les conditions du passage du camion ; Le modèle de simulation ne tient
pas compte des caractéristiques géotechniques et les composantes des couches de la
chaussée.
L’influence des autres facteurs environnementaux ; notamment, la température ;
La différence de vitesse du camion lors des essais sur la route de l’SERUL et ceux de
simulation dynamique ;
Légère différence entre les caractéristiques mécaniques des deux camions.
75
CONCLUSION
La conception des structures de la chaussée et le développement des matériaux routiers
utilisés sont fondés sur l’hypothèse que le chargement des véhicules lourds est statique. Or,
lorsqu’un véhicule est en mouvement sur un profil de route imparfait, il se produit une
oscillation du châssis dans l’axe vertical due à la réaction du système de suspension aux
imperfections de la surface de la chaussée. Cette oscillation induit un chargement dynamique
à l’interface entre les pneus et le revêtement, ce niveau de chargement pouvant
significativement dépassé le niveau de chargement constant associé au transfert du poids du
véhicule chargé à chaque essieu. La charge dynamique d’un véhicule lourd est fonction de la
vitesse de circulation du véhicule, des caractéristiques de sa suspension, de la configuration
des essieux et de la pression des pneus.
L’interaction entre des profils des routes et un véhicule lourd en mouvement a fait
l’objet de cette étude. Le modèle mécanique développé dans le cadre du projet « Étude des
conséquences de la détérioration de l’uni des chaussées sur le comportement des véhicules et
la sécurité des usagers de la route » entrepris en 2003 par les professeurs Doré et Richard dans
le cadre d’une subvention FQRNT « action concertée-sécurité routière » a été utilisé pour
modéliser le comportement dynamique de véhicule lourd circulant sur des profils des routes
réels ainsi que des déformations typiques de chaussées en fin d’hiver d’une part, et de
quantifier la charge dynamique de véhicule lourd d’autre part. L’indice de rugosité
international (IRI) et le coefficient de charge dynamique ont été calculés pour chaque profil
afin de quantifier l’uni de la chaussée et le niveau de charge dynamique (DLC). Par la suite
une relation entre le DLC et l’IRI a été établi. Ensuite, une corrélation entre le DLC et L’IRI
décomposé a été fait pour raffiner les résultats pour les différentes déformations de courtes,
moyennes et grandes longueurs d’ondes. Enfin, les modèles développés dans le cadre de cette
étude ont été validés par des essais sur la section instrumentée du SERUL. Les essais ont
menés en circulant un véhicule lourd sur des obstacles simulant les déformations observées
sur la surface des chaussées flexibles.
Les résultats obtenus permettent de tirer plusieurs conclusions intéressantes :
Le modèle de simulation a montré un bon comportement du camion en circulant sur
les profils des chaussées. Mais le camion a divergé pour des profils des chaussées très
dégradées et a causé une résonnance pour les vitesses basses ;
Plus la route est dégradée plus le niveau de charges dynamiques est grand ;
76
Une bonne corrélation carrée entre le DLC et l’IRI pour les profils réels ;
La décomposition de l’IRI en petites, moyennes et grandes longueurs d’ondes a donné
une bonne corrélation entre l’IRI et le DLC ;
La charge dynamique sur le tridem du camion est davantage affectée par la variation
de l’IRI et le type de déformation ;
Les oscillations des roues sont plus importantes pour les déformations ayant une
grande amplitude ;
Le programme des essais a permis une validation sur terrain des simulations pour le
premier essieu du tridem.
77
BIBLIOGRAPHIE
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