Chaussées pour avions gros porteurs - specbea.com€¦ · des routes et autoroutes) et amenée à se substituer en France,à terme, à la méthode California Bearing Ratio (CBR)

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Avec les premières ébauches, au milieu des années

90, du train d’atterrissage du futur avion gros por-

teur A380,Airbus se fixait comme objectif de justi-

fier sa conception non seulement du point de vue des critères

purement mécaniques et aéronautiques, mais également du

point de vue de l’agressivité de l’avion vis-à-vis des pistes et

des voies de circulation. En réponse à cette question, de fortes

réserves portaient sur la pertinence de la méthode inter-

nationale d’évaluation des pistes ACN-PCN (Aircraft

Classification Number-Pavement Classification Number) de

l’Organisation de l’aviation civile internationale (OACI). En

effet, la méthode ACN-PCN [1] ne permettait pas (et ne per-

met pas à ce jour) une prise en compte rigoureuse du train

d’atterrissage complexe 4 x 6 x 6 x 4 de l’A380 (2 bogies d’aile

4 roues et 2 bogies de fuselage 6 roues), en dépit des disposi-

tions pour la prise en compte des bogies 6 roues, adoptées en

1995 avec l’arrivée du Boeing B777.

Chaussées pour avions gros porteursLes programmes expérimentaux sur pistes Airbus A380

Airb

usAUTEURS

Cyril FabreChef du projet A380 PEPAirbus

Jean-Maurice BalayDirecteur de rechercheDivision Matériaux et structures de chausséesLaboratoire central des Ponts et chaussées (LCPC)

Arnaud MazarsChef de programme Dimensionnement des chaussées aéronautiquesDépartement génie civil et pistesService technique de l’Aviation civile (STAC)

Dominique GuédonTechnicien supérieur de l’EquipementUnité technique métrologie, informatique, qualité, signalisation et atelierLaboratoire régional des Ponts et chaussées (LRPC)Toulouse

REMERCIEMENTS

Nous remercions les auteursde nous avoir autorisésà publier un extraitdu présent articledans notre chapitre 3.

17457-TAP SPECBEA (52-64)NH 16/06/05 15:53 Page 52

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Introduction

Cette situation conduit Airbus à engager en 1997 un important programmeexpérimental sur pistes (PEP Airbus),avec pour principal objectif de valider le train d’atterrissage du nouvel avion,en comparaison avec les atterrisseursd’autres avions gros porteurs concurrents. Cette action de recherche s’est articulée selon deux phases :la première (1998-2001) concernant les chaussées flexibles, la seconde (2001-2005) les chaussées rigides.Elle s’est déroulée dans le cadre d’un partenariat associant Airbus,le Service technique des Bases aériennes(STBA, devenu Service technique de l’Aviation civile - STAC),le Laboratoire central des Ponts et chaussées(LCPC), le Laboratoire régional des Ponts et chaussées (LRPC) de Toulouse et la société Bogest, avec la participationd’Aéroports de Paris (ADP).

Les pistes expérimentales sont situées sur l’aéroport de Toulouse-Blagnac.Elles seront circulées par le simulateur de trafic lourd Airbus (photo 1).Celui-ci reproduit, en vraie grandeur,des configurations de charge élémentaires(bogies 2, 4 ou 6 roues), et également des configurations de trains d’atterrissagecomplets comprenant jusqu’à cinq bogies de 2 à 6 roues. Il est automotorisé et se déplace à la vitesse maximale de 5 km/h, entraînant à l’aide de ses 400 CV une charge maximale de 6,2 MN.

Outre les objectifs initiaux d’Airbus,ce programme de recherche vient égalementaccompagner l’action de modernisation de la méthode de dimensionnement des chaussées aéronautiques flexibles lancéeà la même époque par le STBA et le LCPC.Il était clair, en effet, que le PEP Airbusapporterait potentiellement, à travers ses bases de données expérimentales,des éléments de première importance,le plus souvent originaux, pour le calage et la validation d’une nouvelle démarche de dimensionnement inspirée

de la démarche rationnelle routière LCPC-SETRA (Service d’études techniquesdes routes et autoroutes) et amenée à se substituer en France, à terme,à la méthode California Bearing Ratio (CBR) de dimensionnement des chaussées aéronautiques flexibles.

Alors que se mettait en place le programmeexpérimental Airbus à Toulouse,un autre programme expérimental d’ampleuret d’ambition similaires, le National AirportPavement Test Facility (NAPTF) se montait à Atlantic City aux Etats-Unis,sous l’impulsion de la Federal AviationAdministration (FAA) et de Boeing [2].Quoique comparables dans leurs objectifs et dans leurs plans d’expérience,ces deux programmes se différencient avant tout par leur parti pris concernantl’exposition des chaussées expérimentales aux conditions météorologiques. Pour le PEPAirbus, le choix a été de construire les deuxchaussées expérimentales (flexibles et rigides) sur un site découvert, exposé aux conditions climatiques représentativesd’un aéroport en exploitation.A l’inverse,le NAPTF a fait le choix de réaliser les pistesd’essais dans une enceinte fermée, isolée des conditions climatiques du site.

PEP flexibles :

Pavements for high-capacity aircraftAirbus A380 runwayexperimental programmesIn the mid-1900s, with the initialdesigns of the landing gear for the future A380 jumbo jet,Airbus set the target of justifyingits design not only from theviewpoint of purely mechanicaland aeronautical criteria, butalso from the standpoint of theaggressivity of the future planewith regard to runways andtaxiways. In responding to thisquestion, major reservationswere raised with regard to therelevance of the internationalrunway evaluation method - ACN-PCN (Aircraft ClassificationNumber/PavementClassification Number) – of the International CivilAviation Organisation (ICAO).In fact, the ACN-PCN [1]method did not allow (and stilldoes not allow) any rigorousallowance for the A380'scomplex 4 x 6 x 6 x 4 landinggear (two wing bogies, fourwheels and two 6-wheel fuselagebogies), despite provisions for taking 6-wheel bogies into account adopted in 1995 with the arrival of the Boeing B777.

Photo 1Simulateur de trafic aéronautique lourd Airbus

Airb

us


54 RGRA | N° 840 • juin 2005

PEP rigide :Essais sur chaussées en béton

Les apports du PEP flexible étaient significatifs, en particulier :• pour Airbus, avec la vérification de l’agressivité du train d’atterrissage de l’A380 par rapport à celle des avions gros porteurs concurrents ;• pour le STAC et le LCPC,avec la justification du modèle multicoucheélastique linéaire comme base, à court terme,de la méthode de dimensionnement amenéeà se substituer à la méthode CBR, et avec la validation du modèle visco-élastique de Huet et Sayegh pour des développementsultérieurs, à moyen terme.Aucune transposition, directe ou indirecte,de ces résultats aux chaussées aéronautiquesrigides n’était évidemment envisageable,les mécanismes de fonctionnement et d’endommagement de ces deux types de structure, de même que les outils pour leur modélisation,se différenciant totalement.Le fait que 30 % des aéroports candidatsdans le monde à l’accueil de l’A380possèdent des pistes en béton de cimentpousse Airbus à proposer à ses partenairesde poursuivre l’action de recherche engagée,avec un second programme expérimental,le PEP sur chaussées rigides qui se dérouleraentre 2001 et 2005.

Le PEP rigide adopte la même démarchegénérale que le PEP flexible. Une chausséeexpérimentale en béton en site ouvert est construite pour les besoins de ce secondprogramme de recherche, en limite de l’aéroport de Toulouse-Blagnac.Elle comporte quatre structures différentesqui seront circulées par le simulateur de traficlourd Airbus, le programme comportantégalement une campagne d’essais statiquessuivie d’une campagne de fatigue.

Les quatre sectionsexpérimentales de chaussée rigide

Les données de projet conduisant à la définition d’une chaussée en dalles de béton sont a priori plus nombreuses que pour les chaussées flexibles.Cela est en particulier lié à la présence de joints entre dalles, qui permet les variations relatives à leurs dimensionslongueur et largeur, et également aux dispositifs de transfert de chargeéquipant ou non les joints longitudinaux et transversaux. Il était impossible de multiplier les planches d’essais de structures différentes sur le PEP rigide,en raison de la longueur totale disponible et d’exigences comme le nombre minimal de dalles par section, les différentspositionnements du simulateur par rapportau joint longitudinal pendant la campagnede fatigue, etc. Ces contraintes, combinéesaux attentes des différents partenaires

du projet, conduisent finalement à retenir quatre sections différentes,représentées sur la figure 1.La longueur totale de la piste est de 210 m,sa largeur de 45 m. Le sol support présentedeux zones de portance différente,après reconstitution sur une épaisseurd’environ 2 mètres à partir des matériaux du site. Le module de Westergaard du sol n° 1,mesuré à l’essai de plaque, a pour valeurmoyenne 25 MN/m3 (module Ev2 moyen 20 MPa), ce qui correspond à la limite entreles classes B et C de la méthode ACN-PCNde l’OACI. Le module de Westergaard du soln° 2 a pour valeur moyenne 80 kN/m3

(Ev2 moyen 70 MPa), correspondant à la limite entre les classes A et B de la méthode ACN-PCN.

Le dimensionnement des quatre structuresest réalisé pour un trafic de 10 000mouvements de B747-400 à masse maximale(397,8 tonnes), selon la méthode de calculdes chaussées rigides PCA adaptée par leSTAC [9]. Le béton de dalle est de classeBC6. L’épaisseur de béton maigre BC3constituant la couche de fondation des dalles est de 15 cm sur toute la longueur de la piste.Sur la zone de sol n° 1, le béton maigrerepose sur 43 cm de GRH. Sur la zone de soln° 2, l’épaisseur de GRH est de 30 cm.Sur toute la longueur de la piste, les jointslongitudinaux sont de type conjugué à profilsinusoïdal (photo 2). On définit au totalquatre structures de chaussée différentes,en jouant sur la mise en œuvre ou non d’un goujonnage des joints transversaux et sur les dimensions des dalles dans le plan horizontal :• section 1a : sol n° 1, dalles goujonnéesdimensions 7,5 m x 7,5 m, épaisseur 31 cm ;• section 1b : sol n° 1, dalles non goujonnéesdimensions 7,5 m x 7,5 m, épaisseur 42 cm ;• section 2a : sol n° 2, dalles non goujonnéesdimensions 7,5 m x 7,5 m, épaisseur 37 cm ;• section 2b ; sol n° 2, dalles non goujonnéesdimensions 5 m x 5 m, épaisseur 37 cm.

La longueur des différentes planches est comprise entre 30 m (section 1b, la pluscourte, quatre rangées de dalles) et 90 m(section 1a, la plus longue, douze rangées de dalles). La qualité des différents matériaux,leur mise en œuvre ainsi que les diversesméthodes de construction et de contrôle sont conformes aux recommandations du Guide technique des chausséesaéronautiques en béton hydraulique du STAC [10].

On observe que les joints longitudinauxprésentent des décalages sur les planches 1a et 2b. Ils permettront,pendant la campagne de fatigue, de fairecirculer à différentes distances du jointlongitudinal les charges roulantes équipantle simulateur, qui se déplace obligatoirementselon une trajectoire longitudinale rectiligne unique, pour des raisons de manœuvrabilité réduite.

Instrumentation de la chaussée rigide

Chacune des quatre planches expérimentalescomprend une dalle instrumentée (dalles n° 45, 68, 93 et 108).

Figure 1PEP rigide : piste expérimentale, vue d’ensemble et structures de chaussée des quatre planches expérimentales

Photo 2PEP rigide : carottage sur une vue de la piste à la fin de la campagne fatigue, on aperçoit le bogie 6 roues de l’A380-800 et le bogie 4 roues du B747-400

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L’instrumentation comporte essentiellement des capteursextensométriques pour la mesure des déformations dans le béton (photo 3),ainsi que des capteurs Lvdt (Linear VariableDifferential Transformer) pour la mesure des déplacements verticaux et horizontauxdes dalles. Les déplacements des dallesinstrumentées s’expriment par des mesuresen relatif : pour les déplacementshorizontaux, il s’agit des variationsd’ouverture des joints ; et pour les déplacements verticaux, il s’agit des variations de déplacement entre la dalle et sa fondation en béton maigre.Les déplacements verticaux du béton maigresupport des dalles instrumentées sont,eux, suivis par des capteurs ancrés en profondeur (environ 6 m), permettant la mesure des déplacements absolus.L’instrumentation des dalles est guidée par l’impossibilité de procéder,pour les structures rigides, à la techniqued’harmonisation spatiale et temporelle des mesures, telle que celle mise en œuvrepour l’analyse des mesures effectuées sur les structures continues du PEP flexible.Cette impossibilité provient du caractèrediscontinu des structures rigides en dalles et de la non linéarité de fonctionnement de ces chaussées. Cette non linéarité de nature géométrique découle des variations de la surface d’appui de la dalle sur sa fondation, en fonction du champ de température dans le béton

et en particulier de sa non uniformité sur la verticale (effets aujourd’hui bienconnus des gradients thermiques).Sur les structures du PEP flexible,la comparaison des mesures après double harmonisation permet une évaluation comparative de l’agressivitéde deux configurations de charge.Ce type de comparaison nécessitera,sur les structures du PEP rigide, l’utilisationd’un modèle numérique prenant en comptele fonctionnement discontinu et non linéairedes structures rigides. Les options prises pour l’instrumentation des dalles (types de mesure, positionnement des capteurs,etc.) répondent ainsi, pour une large part,aux impératifs de validation et de calibration du modèle numérique qui sera mis en œuvre pour l’interprétation des résultats expérimentaux.

La figure 2 présente l’instrumentation de la dalle 93 par les capteurs de déformation et de déplacement.L’instrumentation des quatre planchesd’essais comporte au total 185 voies de mesures, auxquelles s’ajoutent 25 sondesPt100 réparties sur deux profils verticaux pour la mesure en continu des températuresdans le béton de dalle et le béton maigre.

Les campagnes d’essais

/ La campagne d’essais statiquesLa campagne d’essais statiques sur le PEPrigide se déroule entre octobre 2001 et juin 2002. Par rapport au PEP flexible,le plan d’expérience est complété afin d’intégrer d’une part les spécificités de fonctionnement liées aux discontinuités,et d’autre part la place réservée à la modélisation numérique dans l’interprétation des résultats.Ceci se traduit notamment par :• Différents tests réalisés avec des chargements élémentaires (essieux simples à 2 roues, bogies 4 roues et 6 roues) donnant lieu à l’étude de l’influence sur la réponse des structures,de paramètres tels que la charge à la roue,la voie des essieux et l’empattement du bogie ;• La circulation du simulateur suivant différents axes longitudinaux,pour chaque configuration de charge testée,donnant lieu à autant de positionnementstransversaux du chargement pour le modèle théorique ;• L’intensification des acquisitions pour la charge de référence (essieu simple à 2 roues chargé à 250 kN) avec l’objectif de disposer, pour cette charge, d’une base de données très dense recouvrant la totalité des situations thermiques rencontréespendant toute la durée du PEP rigide ;• La réalisation de tests spéciaux, commeceux visant à rechercher par balayagetransversal très fin de la charge la trajectoire engendrant la déformationd’extension maximale en certains points de mesures particuliers ;• Le suivi du comportement des dalles sous chargement totalementstatique (charge à l’arrêt) et conditionsthermiques variables.

Le tableau 1 présente l’ensemble des configurations utilisées pour la campagne statique. La configuration G1examine les effets de la voie et de la charge (jumelage).

Photo 3PEP rigide : capteur extensométrique pour la mesure des déformations à la base des dalles,vue avant bétonnage

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H/VA/VRVA/VR

VA/VR

H

VA/VR

H

Influence de

Configuration Voie Empattement Pression Charge à la roue Interaction Type de bogie Données avions T°pneumatiques des bogies (4/6 roues)

Bogie de référence XG0 XG1 X X X XG2 X X X XG4 X A340-600 XG5 X A380-800 XG6 X A380-800F XG7 X A380 Ultimate X

G8A340-600 WLG

XB777-300ER

G9 MD11 XG10 B747-400 X

Tableau 1PEP rigide : configurations de charges testées pendant les essais statiques

Figure 2PEP rigide : schéma d’instrumentation des quatreplanches expérimentales, exemple de la dalle 93,planche 1b en dalles non goujonnées


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La configuration G2 examine les effets de l’empattement,de la charge et du type de bogie (bogie à 4 roues et 6 roues).La configuration G8 est la premièreconfiguration d’avion (1/2 B777-300ER et 1/2 A340-600) et correspond à un cas spécifique de la configuration G2.La configuration G4 examine l’interaction entre les bogies en simulant 2/3 à 3/3 du train d’atterrissageprincipal de l’A340-600. Les configurationsG5/G6/G7 correspondent respectivement à l’A380-800, 800F et Ultimate.La configuration G9 correspond au MD11 et la configuration G10 reproduit le train d’atterrissage du B747-400.

/ La campagne de fatigueLa campagne de fatigue sur le PEP rigide se déroule entre novembre 2002 et octobre 2003. Elle comportera 5 600 passages du simulateur sur toute la longueur de la piste.Les dégradations régnant alors sur les planches 1a, 1b et 2a (dalles de 7,5 m x 7,5 m) conduisent à interrompre l’expérience de fatigue sur ces trois planches, mais elle se poursuivrajusqu’à 10 000 chargements sur la planche 2b(dalles 5 m x 5 m).

La configuration du simulateur pendant la campagne de fatigue est la suivante (figure 3 et photo 4) :• bogie 6 roues du B777-300ER,266 kN par roue ;• deux bogies 6 roues de l’A380-800F,285 kN par roue ;• bogie 4 roues de l’A380-800F,285 kN par roue.

L’essai permettra ainsi de comparer les endommagements des planches

(modélisations aux éléments finis 3D)justifient de ne reproduire, pour ces tests,que la moitié du B777 et les trois quarts de l’A380. La circulation aller-retour du simulateur sur la piste s’effectue selonune trajectoire rectiligne unique, inchangéependant toute la durée de l’expérience de fatigue. Cependant, cette trajectoireunique permettra d’obtenir sur les dalles des planches 1a et 2b différentspositionnements transversaux des bogies,par rapport au joint longitudinal, en raisondu décalage de dalles aménagé sur ces deuxextrémités de la piste. On reproduira ainsi les chargements tangents aux jointslongitudinaux, centrés sur les dalles,ainsi que différentes positions intermédiaires(figure 4), l’expérience étant ainsi représentative des conditions de chargement variables des dalles sur les structures réelles.

Résultats et interprétation des essais statiques

La brochure du PEP rigide, présentantl’ensemble de cette action de recherche et les travaux d’interprétation qui l’ont accompagnée, sera prochainementdisponible sur le site Internet du STAC [3].On ne présentera donc, dans cet article,que les principaux résultats et les conclusions marquantes du PEP rigide.Comme celles du PEP flexible,l’ensemble des mesures réalisées dans le cadre du PEP rigide alimente une base de données très dense et très complète, qui a largement facilité l’interprétation des essais et favorisera également l’accès aux donnéeset les partages d’information dans le cadre des travaux à venir (cf. l’article « Poursuite des recherches en partenariat STAC-LCPC dans le secteur du dimensionnement des chaussées aéronautiques »dans ce même dossier de la RGRA).

Figure 3PEP rigide : campagne de fatigue, configuration du simulateur de trafic

Figure 4PEP rigide : positionnement transversal du simulateur sur les dalles, par rapport aux joints longitudinaux pour la campagne de fatigue

B777-300ER (1/2 MLG)26,6 tonnes/roue

A380-800F (3/4 MLG)

28,5 tonnes/roue9,67 m

A380

WLGWLGWLG BLGBLGBLG BLG

B777

WLG

A380

B777

Dalles 7,5m*7,5 - Coupe 1

Dalles 7,5m*7,5 - Coupe 2 Dalles 5m*5m - Coupe 4

Dalles 5m*5m - Coupe 3

A380

expérimentales, générés par le B777-300ERet l’A380-800F. Des considérations de natureexpérimentale (enseignements tirés des essais statiques) et théorique

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Photo 4PEP rigide : vue du simulateur pendant la campagne de fatigue


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0

5

10

15

20

25

30

35

0

5

10

15

20

25

Jauge93-161

(base de la dalle)

dalle 93

Jauge dedéformation

93-161

AxeT6

slab

tem

pera

ture

°C

-

0

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10

15

20

25

30

35

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

μStr

ain

0

μStr

ain

Ther

mal

gra

dien

t 0°

C/cm

-

1 5 7 9 113 13 15 17 19 21 23 25 27 29 31 33 35 37 39 41

3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 29 31 33 35 37 39 411

Conditionsthermiques

-30

-25

-20

-10

-5

0

5

1 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 29 31 33 35 37 39

Dep

lace

men

t mm

/100

'

Ther

mal

gra

dien

t °C

/cm

'

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40

Dep

lace

men

t mm

/100

'

0

5

10

15

20

25

Slab

tem

pera

ture

°C'

39 41

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

-15

Lvdt93-VR012

dalle 93

déplacement relatif 93VR012

Déplacement vertical entre dalle

et béton maigre

AxeT6

Conditions thermiques

Figure 5PEP rigide : influence des conditions thermiquessur les déformationsmesurées dans la structure


58 RGRA | N° 840 • juin 2005

/ Effets des conditions thermiquessur le fonctionnement des dallesSitôt les premières mesures effectuées,il n’était nullement surprenant de constaterque l’exploitation et l’analyse des résultatsexpérimentaux allaient devoir se confronterà l’extrême influence, sur le fonctionnementdes chaussées rigides, des conditionsthermiques régnant dans les dalles en béton.Ceci concerne :• D’une part, la température moyenne de la dalle, qui joue directement sur les mécanismes d’ouverture-fermeturedes joints entre dalles et donc sur le transfertde charge entre dalles.• D’autre part, la non-uniformité des profilsverticaux de température dans la structure,caractérisée par des gradients thermiquespositifs ou négatifs, qui joue directement par effet de cambrure, sur la surface de contact entre la dalle rigide et sa fondation.

Cette influence est illustrée par la figure 5qui représente les variations, en fonction des conditions de température dans le béton,de l’extension maximale mesurée à la basede la dalle non goujonnée 93 au passage de la charge de référence, en partie centraledu joint transversal aval. La même figureprésente, sous les mêmes conditionsthermiques, les variations du déplacementvertical relatif traduisant le mécanisme de fermeture de l’interface dalle-bétonmaigre au passage de la charge roulante.

/ Cambrure initiale en l’absence de gradient thermiqueL’observation, par les mesures dedéplacement vertical relatif, des mécanismesde fermeture du contact entre les dalles et leur fondation en béton maigre met par ailleurs en évidence la présence d’une déformée initiale de la dalle,en l’absence de tout gradient thermique.Une telle déformée initiale est illustrée par la figure 6. Elle a pour effet de créerl’ouverture du contact béton-béton maigresur la périphérie des dalles, en l’absencede tout chargement. Nous l’expliquons,par l’hétérogénéité verticale de la teneur en eau dans le béton au moment de la prise,ainsi que cela a été avancé par d’autresauteurs [10]. Cette hétérogénéité conduit à des gradients de retrait hydrique sur l’épaisseur de la dalle.

La cambrure initiale observée sur les dalles du PEP est équivalente à celle créée par un gradient thermiqueuniforme, d’environ - 0,15°C/cm,sur l’épaisseur de la dalle. Sa conséquencedirecte est d’atténuer les effets des gradients de température positifs(situation de températures plus élevées en partie haute de la dalle). Elle tend au contraire à majorer les effets des gradients de température négatifs(situation de températures plus élevées en partie basse de la dalle). Selon notreexpérience, cette observation rejoint le constat de contraintes de tractionexcessives, voire irréalistes,qui résultent de simulations numériques de chaussées rigides (aéronautiques,mais aussi routières et autoroutières)prenant en compte les charges du trafic et de forts gradients thermiques positifs(mesurés), si l’effet atténuateur découlant de la cambrure initiale de la dalle n’est pas intégrée à la modélisation.Elle rejoint l’impression d’une sous-évaluation de la nocivité des gradientsthermiques négatifs, notamment en cas de circulation sur les coins de dalles, lorsque l’effet majorateurexercé par la cambrure initiale sur les gradients négatifs est ignoré.

/ Nécessité du modèle théorique pour l’exploitation des mesures statiquesLes extensions maximales mesurées dans la dalle 93, lors du passage des configurations complexes G5 à G10,sont présentées à titre d’exemple dans le tableau 2. On observe que les conditions thermiques attachées aux différentes configurations varient dans des plages suffisamment larges, pourrendre illégitime un classement entre elles des configurations, qui ne s’appuierait que sur la simple comparaison des mesures de déformations brutes. L’analyse et l’interprétation des résultats recourront donc largement, comme cela avait été anticipélors de la conception du plan d’expérience,à la modélisation numérique. Le modèlemulticouche élastique linéaire, tel que mis en œuvre par Alizé-LCPC, ne convientévidemment pas à la simulation des chausséesen dalles de béton, en raison à la fois du caractère discontinu de ces structures et de la nécessité de prendre en considérationles effets thermiques. On a donc utilisé le codede calcul aux éléments finis César-LCPC.Les modalités d’application des éléments finis tridimensionnels aux chaussées rigidesaéronautiques sont très voisines de cellesadoptées, et aujourd’hui suffisament validées, pour les chaussées routières en béton [11].

/ Quelques éléments de validation du modèle EF-3D César-LCPCLa figure 7 décrit dans ses grandes lignes le type de modèle aux éléments finistridimensionnels, utilisé dans le cadre du PEP rigide. Des éléments contribuant à la validation du modèle EF-3D dans le cadre des structures du PEP rigidessont présentés en figure 8. Elle compare les coefficients de majoration de contraintesde flexion dans la dalle par effet de bord,évalués à partir des mesures extensométriques et ceux calculés par le modèle EF-3D, pour différents

Dalle 93 (e = 43 cm, sol 1, non goujonnée)

εmax Jauge θm (°C) Gθeq (°C/cm)

G5A380-800 WLG 58 231 13,4 -0,0326,7t/roue BLG 43 135 10,2 -0,07

G6A380-800F WLG 53 131 11,3 -0,0628,5t/roue BLG 56 161 13,2 0,05

G7A380-900S WLG 57 131 15,7 0,0128,5t/roue BLG 59 131 20 -0,03

G8A340 & B777-300ER WLG 58 161 11,5 0,05

26,6t/roue BLG 54 161 12,9 0,18

G9MD11 WLG -65 261 17,6 -0,1

27,8t/roue BLG 66 135 17,5 0,11

G10B747-400 WLG 60 131 18,7 -0,1223,2t/roue BLG 56 135 16,5 -0,14

WLG est l'atterriseur d'aileBLG est l'atterrisseur de fuselage

Tableau 2PEP rigide : essais statiques, configurations de charges G5 à G10 : déformations d’extension maximales mesurées dans le béton

Figure 6PEP rigide : schématisation de l’effet de cambrure initiale des dalles, en l’absence de tout gradient thermique


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gradients thermiques échelonnés entre - 0,13°C/cm et + 0,40°C/cm. La chargeest ici l’essieu simple à 2 roues chargé à 250 kN par roue (charge de référence sur le PEP rigide). Pour les dalles 93 et 108,la concordance entre les résultats des mesures et des calculs numériques est très satisfaisante. D’autres éléments de validation sont apportés par le tableau 3qui présente une comparaison entre les mesures extensométriques et les résultats du modèle EF-3D César,dans le cas cette fois du bogie 4 roues G22.Ils permettent également de considérercomme très encourageantes les possibilités de modélisation offertes par les calculs.

/ Conditions d’interface entre les dalles et la fondation en béton maigreLes modélisations auxquelles se réfèrent les résultats présentés sur la figure 8 et le tableau 3 ne prennent pas en compte lesconditions de contact habituellementadoptées pour les simulations numériquesdes chaussées rigides, à savoir interfacetotalement glissante sans résistance auxefforts normaux d’ouverture du contact.En effet, les premières modélisationsréalisées avec cette hypothèse usuelle,de même que celles réalisées avec Ces résultats montrent que le collage

béton-béton maigre créé par le filmbitumineux subsiste sur une majeure partie de la surface de contact.Au contraire,l’absence de collage est observée sur la périphérie des dalles, région où les efforts normaux d’arrachementsrésultant des gradients thermiques négatifs,et également de la cambrure initiale des dalles, sont maxima. Ces données ont conduit à retenir pour les modélisationsultérieures, dont celles menant aux résultats de la figure 8 et du tableau 4, une surface decontact mixte, schématisée en figure 9.

4

0.2 00

1

2

3

5

0.2 0.1 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Gradient thermique (°C/cm)

Kjoi

nt

Dalle non goujonnée 93

Dalle goujonnée 108

ε maxjoint

ε maxcentre

Axe T6

Effect du joint :

Kjoint =ε max joint

ε max centre

5

4

3

2

1

0-0.2 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Gradient thermique (°C/cm)

-0.1

Kjoi

nt

Figure 7PEP rigide : description du modèle EF-3D utilisé pour l’interprétation théorique des mesures à l’aide du code de calcul aux éléments finis César-LCPC

Figure 8PEP rigide : validation du modèle EF-3D, comparaison des effets de bords mesurés et calculés par César-LCPC pour les dalles 93 et 108

Valeurs Valeurs Différenceexpéri- numériques

mentales

Jauge 191 16,7 17,8 6,6Jauge 291 18,8 17,8 -5,3Jauge 192 23,4 17,8 -23,9Jauge 292 22 17,8 -19,1

Carottages Carottagesau centre en périphériede la dalle

Interface collée 12 3Interface non collée 1 7

Tableau 3PEP rigide : évaluation du modèle EF-3D César-LCPC :comparaison mesures/calculs, bogie G22, dalle 93

Tableau 4PEP rigide : caractérisation de la nature du contactentre les dalles en béton et le béton maigre à partir d’observations sur carottes prélevéesà la fin de la campagne de fatigue

l’hypothèse d’une interface totalementadhérente, conduisaient à des valeurs de déformation assez éloignées des valeurs mesurées. Des informationscomplémentaires sur le fonctionnement réelde l’interface entre les dalles et le bétonmaigre, constituée d’un enduit bitumineuxgravillonné, ont été recherchées dans une campagne de carottagesupplémentaire réalisée après l’achèvementde la campagne de fatigue (photo 5).Les états de la surface de contact observée sur un total de 23 carottes sont reproduits dans le tableau 4.

Photo 5PEP rigide : carottages en fin d’expérience, observation de l’interface dalle-béton maigre et des fissures

Airb

us


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/ Application du modèle EF-3DOn présente sur la figure 10 les résultats de diverses modélisations avec le code César-LCPC, visant à comparer les sollicitations supportées par les dallesgoujonnées de la structure 1a, au passage de deux bogies 6 roues. Les deux bogies 6 roues sélectionnés pour cette application sont ceux de l’A380-800F et B777-300ERéquipant le simulateur pendant la campagne de fatigue.Les principales hypothèses adoptées pour les calculs sont résumées ainsi :• Structure de chaussée : les valeurs adoptées pour le module de Young des différents matériaux résultentd’ajustements entre les déformationsmesurées et calculées (tableau 5).

• Géométrie des dalles en béton (planche expérimentale 7,5 m x 7,5 m).• Interface béton-béton maigre. L’hypothèsede surface de contact mixte (collage completà l’exception de la périphérie des dallestotalement glissante) est retenue.• Transfert de charge aux jointslongitudinaux et transversaux : ces joints

sont assimilés dans le modèle à des rotulesparfaites (annulation des moments de flexion d’axe parallèle à la direction du joint, transfert complet des efforts tranchants.• Conditions thermiques : trois profilsverticaux de températures (T1,T2 et T3),représentés en figure 10 sont successivementenvisagés.• Cambrure initiale des dalles en l’absencede gradient thermique interne :la cambrure initiale des dalles est reproduitepar un gradient thermique verticaladditionnel de - 0,15°C/cm (équivalent à un chargement en contraintes initiales pour le modèle).• Modélisation des chargements : les effortsappliqués par les pneumatiques à la surfacede la dalle sont assimilés à une pressionverticale statique et uniforme, appliquée sur une surface rectangulaire de dimensionsdonnées dans le tableau 6).

Quatre positions de chaque bogie 6 roues à la surface de la dalle ont été considérées.Elles ont été complétées, pour l’A380,par deux chargements comprenant cette fois les deux bogies 6 roues constituantla partie centrale du train d’atterrissage(BLG - body landing gear) sous le fuselage de l’avion. Pour l’ensemble de cesmodélisations, les contraintes de tractionmaximales calculées dans la dalle chargéesont retranscrites dans le tableau 7.On en dégagera les observations suivantes :

Cas des chargements P1 à P4Pour les trois situations de gradientthermique envisagées, les contraintes

Figure 9PEP rigide : schématisation de l’interface mixte prise en compte dans les modélisations EF-3D

Figure 10PEP rigide : application du modèle EF-3D, exemples de calcul pour la dalle 93, bogies 6 roues B777-300ER et A380-800F : positions des charges et profils verticaux de températures considérés

Module Coefficient de Young de Poisson

Béton de dalle BC6 40 000 MPa 0,25Béton maigre BC3 23 100 MPa 0,25GRH 150 MPa 0,35Sol support n°1 65 0,35

Surface Pression chargée de contact

A380-800F 38 cm x 50 cm 1,5 MPaB777-300ER 38 cm x 50 cm 1,4 MPa

Tableau 5PEP rigide : paramètres mécaniques des matériaux pour le modèle EF-3D

Tableau 6PEP rigide : modélisation des pressions de contactpneu-chaussée pour le modèle EF-3D

Principales positions des bogies simulés

P1 P2 P3

P4 P5 P6

-50

-40

-30

-20

-10

0

8 12 16 20 24 28 32

(°C)

Z (c

m) T1

T3

T2T2

3 profils de température�T1, T2 and T3

Bogie 6 roues A380-800F Bogie 6 roues B777-300ER

Profil thermique T1 Profil thermique T2 Profil thermique T3 Profil thermique T1 Profil thermique T2 Profil thermique T3

Chargement position P1 (centre de dalle)1,29 3,41 1,61 1,35 3,67 1,69

Chargement position P2 (roues avant tangentes au joint transversal, en milieu de joint)1,60 4,52 2,04 1,69 4,81 2,13

Chargement position P3 (roues tangentes au joint longitudinal, en milieu de joint)1,43 4,30 1,91 1,51 4,55 1,96

Chargement P4 (coin de dalle)2,84 3,84 1,66 2,92 3,87 1,72

Chargement position P5, deux bogies A380 (roues tangentes au joint longitudinal, en milieu de joint)

4,07 4,32 1,92 - - -Chargement P6, 2 bogies A380 en coin de dalle

3,83 3,93 1,73 - - -

Tableau 7PEP rigide : application du modèle César 3D, simulation des bogies B777-300ER et A380-800F sur la structure goujonnée,contraintes de traction maximales pour différentes position des bogies et différents profils de température (MPa)


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de traction par flexion créées par les deux bogies isolés dans les dalles sont très voisines.Les calculs conduisent à des tractions légèrement supérieures pour le bogie B777-300ER (majoration de 1 % à 7 % selon le cas de chargement),en dépit d’une charge à la roue moindre (266 kN contre 285 kN pour l’A380-800F),et en raison d’espacements plus faibles entre les charges (voie 1,40 m et empattement 1,45 m pour le B777 contre 1,53/1,55 m et 1,70 m pour l’A380).Pour les deux bogies, le cas de chargementconduisant aux contraintes de tractionmaximales est le chargement P2 (roues avant du bogie 6 roues tangentes au joint transversal en son milieu, profil de température T2 à gradient fortementpositif). Pour tous les calculs, les tractionsmaximales se localisent à la base de la dallechargée, sous le bogie, même pour le chargement P4 (bogie en coin de dalle).Pour ce chargement, le modèle indique en effet des contraintes de traction, en partiesupérieure de la dalle, moins élevées que celles calculées à la base. Ce résultatn’est pas nécessairement incompatible avec les ruptures par fissuration des coins(fissures du haut vers le bas) observées sur chaussées aéronautiques,comme cela sera avancé plus loin.

Cas des chargements P5 et P6La distance entre bogies 6 roues de l’A380(5,26 m entre axes des bogies, 6,81 m entre axe des roues extérieures) rendpossible le chargement d’une même dallepar les deux bogies circulant le long de ses deux bords longitudinaux.Pour les deux chargements P5 et P6reproduisant cette situation, le modèleconduit à des tractions maximales inférieuresà celles calculées pour le chargement isoléP2. Pour les calculs avec les profils de température T2 (gradient positif) et T3(températures uniformes), ces tractionsmaximales se localisent à la base de la dallesous chacun des deux bogies. En revanche,on observera que dans le cas du calcul avec le profil de température T1 (gradientnégatif), la contrainte de traction maximaleobtenue pour les chargements P5 et P6 se localise au sommet de la dalle,sur son axe longitudinal médian, en dehorsde la surface couverte par les bogies.Cette contrainte de traction maximale est transversale, de forte intensité (4,07 MPaen centre de dalle), susceptible donc d’initierune fissuration longitudinale médiane des dalles, du haut vers le bas de la dalle.Cette possibilité sera évoquée dans l’analyse des résultats de la campagnede fatigue.On notera que les chargements spécifiques P5 et P6 ne correspondent pas à des conditions opérationnelles de roulage sur piste de l’A380.En effet, l’A380 sera amené à opérer des pistes de code E (largeur : 45 m)

ou code F (largeur : 60 m) au sens de la classification OACI.Avec ses largeurs de 45 m et 60 m et pour des dalles de 7,50 m de largeur,l’axe central de la piste correspond en fait à un joint longitudinal,qui vient donc séparer chaque bogie 6 roues de l’avion.

Résultats de la campagne de fatigue

/ Déroulement de la campagne fatigueL’histogramme de répartition du trafic en fonction de la température moyenne et du gradient thermique (gradient équivalent linéarisé) dans les dallesen béton est présenté sur la figure 11.Bien que s’étalant sur une année complète,avec ralentissement sensible des chargements pendant l’été 2002,la campagne de fatigue s’effectue sous températures relativement élevées(température moyenne 22,4°C), supérieureaux conditions moyennes françaises (16°C environ). L’arrêt du simulateur en situation de gradients thermiquessupérieurs à + 0,30°C/cm (0,35°C/cm en fin d’expérience) conduit, par contre,à un histogramme trafic versus gradientsthermiques représentatifs des conditionshabituelles avec 60 % environ des chargements appliqués sur la plage de gradients - 0,20 à + 0,20°C/cm.

Passés les premiers 1 500 chargements,le déroulement de l’essai est marqué par l’apparition des premières ruptures

de la piste par fissuration des dalles.Les dalles de dimensions 7,5 m x 7,5 m sont particulièrement touchées,le mécanisme de rupture évoluant pour atteindre à 5 600 passages la quasi-totalité de la partie circulée des planches 1a, 1b et 2a constituées de dalles longues. La circulation est interrompue à 5 600 chargements sur ces trois planches, le pourcentage de dalles dégradées dépassant alors 80 %.L’essai sur la planche 2b (dalles 5 m x 5 m) se poursuit alors jusqu’à 10 000 chargements.

/ Dégradations observéesL’évolution avec le trafic de la fissuration à la surface de la piste est présentée en figure 12. On retrouve la typologiehabituelle des fissures relevées sur les chaussées aéronautiques (photo 6),ce qui confirme la bonne représentativité des tests. On retiendra, de plus, que :• Les fissures ne se révèlent généralementpas à la surface des dalles pendant

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

16,00

0/1 2/3 4/5 6/7 8/910/11

12/1314/15

16/1718/19

20/2122/23

24/2526/27

28/2930/31

32/3334/35

Température moyenne (°C)

% d

u tra

fic

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

9,00

-0.22/-0.20

-0.18/-0.16

-0.14/-0.12

-0.10/-0.08

-0.06/-0.04

-0,02/0,000.02/0.04

0.06/0.08

0.10/0.12

0.14/0.16

0.18/0.20

0.22/0.24

0.26/0.28

0,30/0,32

0,34/0,36

Gradient équivalent (°C/cm)

% d

u tra

fic

Figure 11PEP rigide : histogramme des températures moyennes et des gradients thermiques dans les dalles pendant la campagne de fatigue, en fonction du trafic appliqué

Photo 6PEP rigide : campagne de fatigue,fissuration en coin de dalle

Airb

us


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les périodes d’activité du simulateur,mais très fréquemment pendant les périodesd’arrêt (par exemple, la nuit ou le week-end).• Les tentatives de corrélation entre les périodes d’accélération oud’intensification du processus de fissuration, et les périodes climatiques(froides ou chaudes, humides ou sèches, etc.), sont restées vaines.• La fissuration se développe autant sur les dalles circulées par le simulateur,que sur les dalles non circulées.C’est en particulier le cas de la rangéelongitudinale de dalles séparant celles circulées par le B777 et celles circulées par l’A380.• Sur la rangée longitudinale de dallescirculées par les deux bogies 6 roues de l’A380, l’on observe le développementd’une fissure longitudinale médiane,hors des bandes de roulement des bogies,qui s’étend entre 1 500 et 2 000 chargementssur toute la longueur de la planche 1b,puis progressivement sur la moitié des planches adjacentes 1a et 2a entre 2 000 et 2 800 chargements (photo 7).La remarque faite précédemment,concernant la présence d’un jointlongitudinal entre les deux bogies 6 roues de l’A380 sur les pistes de codes E et F,s’applique également ici.

/ Evolution de l’endommagement des pistes avec le traficOutre les relevés visuels de l’état des dalles,les mesures de battement et les relevéstopographiques qui accompagnent le déroulement de l’essai, l’évaluationchiffrée de l’endommagement des planches est réalisée à travers les relevés de l’IS selon la méthode préconisée par le STACpour les chaussées rigides (figure 13),et également à travers le pourcentage de fissuration de la piste (figure 14).Ce pourcentage est calculé, pour les deuxavions, en étendant par projection le réseaude fissuration observé, à la totalité des dallescirculées par l’avion complet (et non limitéesà la moitié du B777 et aux trois quarts de l’A380). Le pourcentage de fissurationexprime alors, pour un avion et une plancheexpérimentale donnés, le ratio entre le nombre de dalles fissurées et le nombre

Figure 12PEP rigide : campagne de fatigue, évolution de la fissuration des dalles avec le trafic

Figure 13PEP rigide : campagne de fatigue, évolution de l’IS en fonction du trafic

Photo 7PEP rigide : campagne de fatigue, fissurationlongitudinale médiane sur la rangée de dalles circulées par les deux bogies 6 roues de l’A380

Airb

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0

20

40

60

80

100

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000

Indi

ce d

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rvic

e

Passages

5X5, 37 cm7,5X7,5, 37 cm7,5X7,5, 42 cm7,5X7,5, 31 cm

B777-300ER 340tA380-800F 600t

0%

20%

40%

60%

80%

100%

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Toutes dalles 7,5 m x 7,5 m Dalles 5 m x 5 m sol 2

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

0 2000 4000 6000 8000 10000

0%

20%

40%

60%

80%

100%

Dal

les

cass

ées

Dal

les

cass

ées

Dal

les

cass

ées

Nombre de passages

Toutes dalles 7,5 m x 7,5 m et 5 m x 5 m

0%

20%

40%

60%

80%

100%

Figure 14PEP rigide : campagne de fatigue, évolution du tauxde fissuration des dalles en fonction du trafic


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total de dalles circulées. Les figures 13 et 14 amènent les commentaires suivantes :• Les endommagements par fissuration des dalles, créés d’une part par le B777-300ER, d’autre part l’A380-800F,sont très proches. Les fortes ressemblancesentre les courbes d’évolution des dommagespropres à chaque avion sont étonnantes (cf. expérience de l’endommagement des pistes sur le manège de fatigue du LCPC), ce qui montre bien que leuragressivité est en effet très comparable.Ceci est un bon accord avec les résultats des modélisations numériques simulant le chargement des dalles de la planche par les bogies 6 roues du B777 et de l’A380, présentés précédemment.• Les dalles courtes (dimensions 5 m x 5 m)résistent nettement mieux à l’endommagement par le trafic que les dalles plus longues de dimensions 7,5 m x 7,5 m.• La fissuration des dalles non goujonnées(planche 1b) se développe plus lentementque celle des dalles goujonnées (planche 1a). Cela suggère qu’une surestimation de l’effet du goujonnage est faite dans la démarche de dimensionnement du STAC.Notons que la comparaison avec le domaine routier vient renforcer cette appréciation (goujonnage se traduisant sur le PEP par une réductiond’épaisseur de 42 cm à 31 cm, contre environ23 cm à 18 cm pour le trafic lourd routier).• Une valeur très élevée de la contraintemaximale de traction transversale (4,07 MPa)a été calculée par le modèle EF-3D à la surface de la dalle, sur son axe médian,pour le chargement P5 constitué par les deux bogies de l’A380,en situation de gradient thermique négatif T1 (tableau 7). Bien qu’inférieure à la traction maximale qui se situe,pour ce calcul, à la base de la dalle sous les bogies, cette contrainte élevée

pourrait expliquer la fissurationlongitudinale médiane observée sur le PEP.• Deux observations poussent enfin à s’interroger sur la nature réelle du mécanisme règlant le développement des ruptures sur les chaussées rigides.D’une part, les calculs indiquent des niveauxde contraintes de traction très élevés dans les dalles (tableau 7), pour certainescombinaisons chargement-situationthermique particulières, en comparaisonavec les performances du bétonaéronautique BC6 (résistance moyenne au fendage 3,6 à 4 MPa). D’autre part,on est surpris de la simultanéité avec laquelle se sont souvent développées les ruptures de dalles sur une planche expérimentaledonnée. Cela conduit à envisager que l’association fortuite de conditionsdéfavorables de chargements (trafic, thermique, etc.) pourrait,peut-être, expliquer les ruptures observées,plutôt que le mécanisme d’endommagementpar fatigue considéré par la démarche de dimensionnement actuelle.

/ Recherche d’explicationscomplémentairesDeux modes de fissuration spécifiquesobservés sur le PEP rigide ont conduit à engager des essais complémentaires,à l’issue de la campagne de fatigue :• la fissuration longitudinale médiane qui se propage longuement sur la rangée de dalles circulées par les deux bogiescentraux de l’A380 ;• la fissuration qui affecte, largementégalement, les dalles non circulées séparant les deux avions.Une campagne de carottages sur fissures,ou en prolongement de fissures visibles à la surface des dalles, a été réalisée,afin d’observer quand cela était possible le sens de propagation de la fissure dans l’épaisseur de la dalle : du bas vers le haut ou du haut vers le bas ? Les résultats de ces observations sont présentés dans le tableau 8.Il s’en dégage la tendance selon laquelle la fissuration des dalles serait initialiséemajoritairement à la surface du béton,la propagation se faisant en conséquence du haut vers le bas de la dalle.

La discordance entre ces donnéesexpérimentales et la modélisation théorique,qui localise essentiellement les contraintes

de traction maximales à la base des dalles,n’est qu’apparente. Des essais en laboratoireont en effet été menés, afin de comparer les caractéristiques mécaniques en place du béton prélevé en partie haute et en partiebasse des dalles. Les valeurs de modules de déformation et de résistance à la tractionpar fendage (mesurées sur 14 échantillons)sont retranscrites dans le tableau 9.Pour la quasi-totalité des tests, les valeurs des modules et des résistances mesurées en partie haute des dalles sont nettementinférieures à celles mesurées à la base.Cet abattement est 32 % sur les modules et en moyenne de 22 % sur les résistances à la traction par fendage. Ces donnéesnouvelles contribuent à expliquer la prépondérance de la fissurationdescendante observée sur les structures du PEP rigide, ainsi que cela est égalementrelaté par d’autres expériences et observations sur chaussées en service.Dans une démarche générale qui vise à approfondir l’approche performantielledes matériaux de chaussées, ces résultatssuggèrent par ailleurs des poursuites pour,d’une part, une meilleure caractérisation des propriétés mécaniques du béton à prendre en compte dans ledimensionnement, et d’autre part,un meilleur contrôle de la qualité du matériau et de l’homogénéité du bétondans les structures à plat coulées en fortes épaisseurs.

Conclusion

Les deux projets Airbus PEP flexible et PEP rigide étaient des actionsambitieuses, de par l’obligation de concilierau sein d’un programme de recherchecohérent les attentes de l’industriel, celles de l’organisme en charge de la démarcheofficielle de dimensionnement des pistes et de ses évolutions, enfin celles du laboratoire de recherche. Pour Airbus,l’objectif initial de validation du traind’atterrissage de l’A380 a été atteint.Les comparaisons entre l’A380-800,le B777-300 et le B747-400 sur le PEPflexible, puis entre l’A380-800F et le B777-300ER sur le PEP rigide,ont établi que l’agressivité vis-à-vis des plates-formes du nouvel avion se situe au même niveau que celle de ses concurrents directs, voire en deçà.Ce résultat justifie les recherchesdéveloppées par le constructeur pour compenser l’excédent de poids par une optimisation de la géométrie des atterrisseurs composant le train principal de l’A380.

Des chaussées bitumineuses flexibles et des chaussées rigides ont été testées,sans qu’il ne soit jamais question de comparer, ou de mettre en concurrence dans le cadre des PEP,ces deux techniques de construction.

Carottages Carottagesen zone en périphériecentrale

Fissures sommet vers base 3 5Fissures base vers sommet 1 1

Dalle 108 Dalle 93 Dalle 68 Dalle 37a Dalle 37b Dalle 31a Dalle 31b

Résistance à la traction par fendage (MPa)

Sommet 3,64 4,06 3,85 4,28 4,46 4,59 4,78Base 4,35 4,37 4,76 5,22 5,41 6,22 3,87

Modules de Young (deux essais à ce jour, autres essais en cours)Sommet 23 690 (dalle 37 point 37b)Base 35 270 (dalle 37 point 37b)

Tableau 8PEP rigide : observation sur carottes de la propagation des fissures

Tableau 9PEP rigide : essais mécaniques en laboratoire sur le béton, comparaison entre les valeurs obtenues en haut et en bas de dalle (MPa)


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En réponse aux attentes du STAC,les PEP ont apporté un nouvel essor aux études et recherches visant à moderniser la démarche de dimensionnement de ces deux types de structures dans les applicationsaéronautiques. Des données expérimentalesnécessaires à la transposition à ce domaine de la démarche rationnelle du dimensionnement routier ont été obtenues. Pour les chausséesflexibles, cette action est actuellement en cours et devrait aboutir à court terme.Les PEP contribuent, de plus,à une meilleure compréhension,et parfois à la découverte des mécanismesconditionnant le fonctionnement et l’endommagement des structures flexibles et rigides. Leur prise en compte dans les actions de conception, d’expertise et de dimensionnement des plates-formesappellera des actions de recherche à plus long terme, s’appuyant largement sur les bases de données très conséquentesissues des deux PEP. Ces actions inscritesdans les programmes de recherche du LCPC, concernent à la fois le comportement des matériaux et le développement de modèles numériques performants.

Signalons enfin l’occasion donnée par les PEP, à leurs partenaires,d’affirmer leur présence au planinternational, auprès des instances et structures actives dans le domaine de la thématique des chausséesaéronautiques et de leur dimensionnement.

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Documents

Chaussées pour avions gros porteurs - specbea.com€¦ · des routes et autoroutes) et amenée à se substituer en France,à terme, à la méthode California Bearing Ratio (CBR)