Effets des charges sur les chaussées en période de ... · Effets des charges sur les chaussées en période de restriction des charges-volet laboratoire . Mémoire . Ahmed El youssoufy

Effets des charges sur les chaussées en période de restriction des charges-volet laboratoire

Mémoire

Ahmed El youssoufy

Maîtrise en génie civil Maître ès sciences (M.Sc.)

Québec, Canada

© Ahmed El youssoufy, 2017

Effets des charges sur les chaussées en période de restriction des charges-volet laboratoire

Mémoire

Ahmed El youssoufy

Sous la direction de :

Guy Doré, directeur de recherche Jean-Pascal Bilodeau, codirecteur de recherche

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Résumé Pendant la période de dégel, les chaussées subissent une diminution significative de leur

capacité portante, ce qui conduit à une augmentation de la détérioration au cours de cette

saison. Le Ministère des Transports du Québec impose une restriction des charges pendant

le dégel et la récupération structurale de la chaussée pour assurer une protection contre les

dommages excessifs liés au dégel. L’objectif principal de ce projet est de présenter les

résultats d’une enquête sur le comportement de la structure de la chaussée pendant le gel et

le dégel dans des conditions contrôlées au laboratoire de l’Université Laval à l’aide d’un

Simulateur de Véhicules Lourds (SVL). Les résultats de l’étude seront utilisés pour

développer des critères d’aide pour les autorités dans le processus de prise de décision pour

la mise en place et l’enlèvement de la restriction des charges. Une structure typique de

chaussée souple à quatre couches a été construite dans une fosse d’essai faite en béton à

l’Université Laval. La section de la chaussée a été instrumentée pour mesurer les

déformations horizontales dans la couche du béton bitumineux, ainsi que la contrainte et la

déformation verticale, et la teneur en eau dans toutes les couches non-liées et dans le sol

d’infrastructure. La température a été également suivie dans toutes les couches. Le nouveau

SVL a été utilisé pour appliquer une charge de 5000 kg (conditions normales), 5500 kg

(hiver) et 4000 kg (restriction des charges printanière) sur un assemblage standard d’un essieu

à pneu jumelé. Le simulateur a également été utilisé pour induire trois cycles de gel-dégel

jusqu’à une profondeur de 1,5 m dans la structure de la chaussée. Les résultats ont permis de

quantifier la relation entre la réponse de la chaussée et la profondeur de gel/dégel et

d’identifier les conditions critiques de la période de dégel. Aussi, les résultats ont montré que

l’application d’une période de restriction de charge pendant la période de dégel permettait

d’avoir un gain sur la durée de vie de la chaussée, cette période de restriction est donc justifiée

et efficace. Cependant, pour optimiser la période de restriction de charges, de nouveaux

critères de gestion ont été proposés dans ce projet.

iv

Abstract

During the spring thaw period, pavements experience a significant decrease of their bearing

capacity, which leads to increased deterioration during that season. The Ministry of

Transportation of Quebec enforces load restrictions during the thawing and the recovery of

the pavement structures to ensure they are protected from excessive thaw associated

damages. The main objective of this paper is to present the results of an investigation of the

structural behaviour of a pavement structures during freezing and thawing under laboratory

controlled conditions using the Laval University heavy vehicle simulator (HVS). The results

of the study will be used to develop criteria to assists the authority in the decision-making

process for the implementation and the removal of load restrictions. A typical four-layer

flexible pavement structure was built inside an indoor concrete test pit at Laval University.

The pavement section was instrumented to monitor horizontal strains in the asphalt concrete

layer as well as vertical stress, vertical strain, and water content in each unbound layer and

in subgrade soil. Temperature was also monitored in all layers. The new HVS was used to

impose 5000 kg (normal conditions), 5500 kg (winter) and 4000 kg (spring load restrictions)

loads on a standard dual-tire assembly. The load simulator was also used to induce three

freeze-thaw cycles to a depth of 1,5 m in the pavement structure. The results allowed

quantifying the relationship between pavement response and freezing/thaw depth and to

identify the critical conditions of the thawing period. Also, the results showed that the

application of a load restriction period during the thaw allowed to have a gain on the life

cycle, thus a load restriction period is justified and effective. However, to optimize the load

restriction period, new management criteria have been proposed in this project.

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Table des matières Résumé .................................................................................................................................. iii

Abstract .................................................................................................................................. iv

Table des matières .................................................................................................................. v

Liste des tableaux .................................................................................................................... x

Liste des figures ..................................................................................................................... xi

Remerciement ...................................................................................................................... xvi

Chapitre 1 : Introduction ......................................................................................................... 1

1.1 Mise en contexte ..................................................................................................... 1

1.2 Objectif du projet de recherche ............................................................................... 2

1.3 Structure du mémoire .............................................................................................. 3

Chapitre 2 : Revue de littérature ............................................................................................. 4

2.1 Comportement thermique des chaussées ................................................................ 4

2.1.1 La pénétration du gel dans les sols ................................................................... 4

2.1.1.1 Gélivité des sols ......................................................................................... 4

2.1.1.2 Processus de pénétration du gel ................................................................. 6

2.1.1.3 Formation des lentilles de glace ............................................................... 8

2.1.1.4 Effets du soulèvement au gel sur la chaussée .......................................... 11

2.1.1.5 Mécanisme et affaiblissement au dégel ................................................... 13

2.2 Comportement hydrique de la chaussée ............................................................... 16

2.3 Comportement mécanique .................................................................................... 18

2.3.1 Modules des couches ...................................................................................... 18

2.3.1.1 Détermination des modules réversible en laboratoire ................................... 20

2.3.1.2 Modèles représentatifs du module réversible MR .................................... 21

2.3.1.2.1 Loi constitutive modèle K-Ɵ ................................................................. 21

2.3.1.2.2 Modèle de Uzan ..................................................................................... 23

2.3.1.2.3 Loi constitutive selon la méthode d’essai LC 22-400 (2004) .............. 23

2.3.1.2.4 Loi constitutive selon la méthode d’essai LC 22-400 (2006) .............. 24

2.3.1.3 Définition et détermination du module complexe de l’enrobé bitumineux .................................................................................................................................. 24

2.3.1.4 Modules de Boussinesq ................................................................................ 29

vi

2.3.2 Déformations et contraintes des couches ........................................................ 31

2.4.1 Dégradation des chaussées .............................................................................. 37

2.4.2 Mécanismes d’endommagement par fatigue .................................................. 38

2.4.3 Mécanismes d’endommagement par orniérage .............................................. 40

2.4.4 Loi d’endommagement de Miner ................................................................... 41

2.5 Restriction de charges durant le dégel .................................................................. 42

2.5.1 Les recherches de WSDOT ............................................................................. 45

2.5.2 Études satellitaires en utilisant l’indice de gel et l’indice de dégel ................ 46

2.5.3 Recherches Norvégiennes ............................................................................... 47

2.6 Techniques de conception permettant d’atténuer les effets du gel et du dégel ..... 49

2.6.1 Atténuation des effets au gel ........................................................................... 50

2.6.1.1 Transition longitudinale ........................................................................... 50

2.6.1.2 Isolation des chaussées ............................................................................ 51

2.6 Conclusion ............................................................................................................ 52

Chapitre 3 Description de la fosse d’essai, de l’instrumentation utilisée et de la méthodologie ........................................................................................................................ 54

3.1 Fosse d’essais ........................................................................................................... 54

3.2 Instrumentation ..................................................................................................... 56

3.2.1 Jauges de déformations ................................................................................... 56

3.2.2 Jauges de contraintes ...................................................................................... 61

3.2.3 Tekscan ........................................................................................................... 63

3.2.4 Jauges de succion matricielle .......................................................................... 63

3.2.5 Teneur en eau .................................................................................................. 64

3.2.6 Températures .................................................................................................. 66

3.3 Installation de l’instrumentation ........................................................................... 67

3.3.1 Phase de construction ...................................................................................... 67

3.4 Bilan de l’instrumentation .................................................................................... 75

3.5 Méthodologie ........................................................................................................ 82

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

4.1 Résultat de l’essai Proctor ..................................................................................... 86

4.2 Détermination de différents modules à la fosse d’essais ...................................... 87

vii

4.3 Potentiel de ségrégation des sols .......................................................................... 90

Chapitre 5 Présentation et analyse des résultats de la fosse d’essai ..................................... 92

5.1 Résultat du cycle 1 ................................................................................................ 92

5.1.1 Description de l’essai ...................................................................................... 92

5.1.2 Comportement thermique ............................................................................... 92

5.1.3 Comportement hydrique ................................................................................. 95

Teneur en eau .................................................................................................. 95

5.1.3.1 Succion matricielle .................................................................................. 97

5.1.3.2 Soulèvement au gel .................................................................................. 97

5.1.4 Comportement mécanique .............................................................................. 98

5.1.4.1 Déformation des couches ........................................................................ 98

5.1.4.2 Déflexions à la surface .......................................................................... 103

5.1.4.3 Contraintes dans les couches non liées .................................................. 105

5.1.4.4 Modules des couches ............................................................................. 107

5.1.4.5 TireScan : empreinte et contrainte à l’interface pneu-chaussée ............ 108

5.1.5 Conclusion .................................................................................................... 115

5.2 Résultats du cycle II ............................................................................................ 116

5.2.1 Description de l’essai .................................................................................... 116

5.2.2 Comportement thermique ............................................................................. 116

5.2.3 Comportement hydrique ............................................................................... 122

5.2.3.1 Teneur en eau ........................................................................................ 122

5.2.3.2 Succion matricielle ................................................................................ 124

5.2.4 Comportement mécanique ............................................................................ 125

5.2.4.1 Déformation des couches ...................................................................... 125



5.2.5 Conclusion .................................................................................................... 135

5.3 Résultats du cycle III .......................................................................................... 136

5.3.1 Description de l’essai .................................................................................... 136

5.3.2 Comportement thermique ............................................................................. 136

5.3.3 Comportement hydrique ............................................................................... 141

viii

5.3.3.1 Teneur en eau ........................................................................................ 141

5.3.3.2 Succion matricielle ................................................................................ 143

5.3.4 Comportement mécanique ............................................................................ 144

5.3.4.1 Déformations des couches ..................................................................... 144



5.3.4.4 Soulèvement/déflexion durant le gel-dégel ........................................... 154

5.3.5 Conclusion .................................................................................................... 157

Chapitre 6 Comparaison entre les résultats obtenus au SERUL et ceux obtenus dans la fosse d’essai ................................................................................................................................. 158

6.1 Introduction ......................................................................................................... 158

6.2 Comportement thermique ................................................................................... 159

6.2.1 Rappel des paramètres thermiques ............................................................... 159

6.2.2 Présentation des résultats .............................................................................. 160

6.3 Comportement hydrique ..................................................................................... 168

6.4 Comportement mécanique .................................................................................. 169

6.5 Conclusion .......................................................................................................... 172

Chapitre 7 Analyse de l’endommagement par fatigue ........................................................ 173

7.1 Introduction ......................................................................................................... 173

7.2 Calcul de l’endommagement par fatigue ............................................................ 174

7.2.1 Détermination du paramètre KF1 ................................................................... 174

7.2.2 Détermination du module dynamique |E*| .............................................. 175

7.2.3 Loi de Miner ................................................................................................. 176

7.3 Analyse de l’endommagement total et des dommages saisonniers .................... 177

7.4 Analyse de l’endommagement avec des critères optimisés ................................ 182

7.5 Conclusion .......................................................................................................... 184

7.6 Discussion ........................................................................................................... 184

7.6.1 Réflexion objective sur l’ensemble du projet ............................................... 184

7.6.2 Mise en application du travail de recherche ................................................. 186

7.6.3 Pistes pour des recherches futures ................................................................ 188

Chapitre 8 Synthèse des conclusions .................................................................................. 189

ix

Références ........................................................................................................................... 193

Annexes .............................................................................................................................. 199

Annexe A : Les valeurs références de différents paramètres de mesure ........................ 199

Annexe B : Rapports d’essais-enrobés : essais en traction-compression directe ........... 200

Annexe C : Module réversible des couches non liées ................................................... 205

Annexe D : Module complexe de l’enrobé bitumineux ................................................. 209

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Liste des tableaux Tableau 2-1 : Potentiel de ségrégation. ................................................................................... 5 Tableau 2-2 : Valeurs typiques des constantes k- et k2 du modèle K-Ɵ (tirées de Robert et coll, 2002). ............................................................................................................................ 22 Tableau 2-3 : Répertoire des constantes de régression - loi de fatigue, Alejandro (2010). . 39 Tableau 2-4 : Répertoire des constantes de régression - déformation permanente, Alejandro (2010). ................................................................................................................................... 41 Tableau 2-5 : Économie de coûts associés au restrictions saisonnières de charge d'après la Banque Mondiale. ................................................................................................................. 44 Tableau 2-6 : Avantages de l’imposition de restrictions saisonnières de charge (FHWA 1990 tiré de Bilodeau et Doré, 2013). ................................................................................... 44 Tableau 2-7 : Dates d'imposition, méthodes de détermination et modalités d'application des restrictions de charges dans les provinces canadiennes (tiré de Bullock et coll., 2006). ..... 48 Tableau 3-1 : Stratigraphie de la fosse d'essai. ..................................................................... 55 Tableau 3-2 : Position des thermistances. ............................................................................. 67 Tableau 3-3 : Modules des matériaux non liés ..................................................................... 79 Tableau 3-4 : Comparaison entre les contraintes calculées et mesurées .............................. 80 Tableau 3-5 : Comparaison entre les déformations mesurées et calculées ........................... 81 Tableau 3-6 : Cycles gel-dégel. ............................................................................................ 85 Tableau 4-1: Potentiel de ségrégation sans contrainte verticale des matériaux .................... 91 Tableau 5-1: Relation entre la charge axiale, la pression du pneu et la pression de contact. ............................................................................................................................................ 110 Tableau 5-2 : Les valeurs des différents coefficients. ........................................................ 132 Tableau 6-1 : Comparaison des données thermiques et environnementales entre le cycle I et III. ....................................................................................................................................... 164 Tableau 6-2 : Déformations normalisées pour les cycles I et II dans la fosse d’essai et pour la section 100 mm au SERUL en 2015 pour un ID50 de 7 °C.jours. ................................. 171 Tableau 7-1 : Détermination du paramètre KF1 au SERUL et dans la fosse d’essai. ........ 175 Tableau 7-2 : Endommagement total avec les critères des MTMDET et ceux proposés. .. 183

xi

Liste des figures Figure 2-1 : Gélivité déterminée par la granulométrie et le degré d'uniformité (Michel Dysli, 1991). ........................................................................................................................... 5 Figure 2-2 Processus de la conductivité thermique. .............................................................. 7 Figure 2-3 Schémas montrant : a) la relation entre les différentes couches de glace dans sol gelé et b) la courbe de distribution des teneurs en eau (Holtz.R.D et Kovacs William D, 1991). .................................................................................................................................... 10 Figure 2-4 : Soulèvement au gel uniforme (Mauduit, 2010). ............................................... 12 Figure 2-5 : Mécanisme du soulèvement différentiel transversal (Dysli, 1991). ................. 12 Figure 2-6 : Perte de portance au dégel (Dysli, 1991). ......................................................... 14 Figure 2-7 : Variation saisonnière des propriétés des matériaux de chaussées (Doré et Zubeck, 2009). ...................................................................................................................... 15 Figure 2-8: Mécanismes d'entrée d'eau dans la structure de la chaussée (tirée de Lebeau, 2006). .................................................................................................................................... 16 Figure 2-9: Effet de la présence d'eau sur le comportement de la chaussée (Barksdale, 1991 ; tiré de Jean-Pascal Bilodeau, 2009). ................................................................................... 17 Figure 2-10: Courbe de rétention d'eau (Côté, 1997 ; tiré de Jean-Pascal ............................ 18 Figure 2-11: Influence de la granulométrie sur le module dynamique à 10°C et 1 Hz des enrobés (DLC, 2012). ........................................................................................................... 19 Figure 2-12 : Contraintes appliquées à l'échantillon lors d'un essai triaxial à chargement répété (C.Robert, F.Doucet, D.St-Laurent, 2002). ................................................................ 20 Figure 2-13: Chemins de contrainte appliqués en laboratoire selon la norme française et SHRP (Pierre Desrochers, 2001). ......................................................................................... 21 Figure 2-14 : Module complexe dans le plan Cole-Cole (Soltani 1998). ............................. 26 Figure 2-15: Module complexe dans l’espace de Cole-Cole. Simulation avec le module 2S2PP1D (Mai Lan NGUYEN,2009). .................................................................................. 27 Figure 2-16: Module complexe de l'enrobé MCE1 dans l'espace de Black. Simulations avec le modèle 2S2P1D (Mai Lan NGUYEN,2009). ................................................................... 27 Figure 2-17: Construction des courbes maîtresse de l'enrobé M507032 (Di Benedetto et al., 2007). .................................................................................................................................... 28 Figure 2-18: Essai traction-compression directe sur une éprouvette d'enrobé (MTMDET, 2011). .................................................................................................................................... 29 Figure 2-19: Mécanisme de fissuration de fatigue (notes de cours Guy Doré, 2015). ......... 32 Figure 2-20 : Types de fissures de fatigue. Fissures longitudinales (a). Carrelage (b) (tiré de notes de cours de Guy Doré, 2015). ...................................................................................... 32 Figure 2-21: Déformation en tension des essais au laboratoire géotechnique de l’Université Laval en utilisant le simulateur ATLAS des charges lourdes. .............................................. 34 Figure 2-22: Influence du nombre de cycles de sollicitation et du niveau des contraintes sur l'accumulation de la déformation permanente axiale (tiré de Martinez, 1980). ................... 35

xii

Figure 2-23: Évolution de la déformation permanente axiale en fonction du nombre de cycles pour trois différents matériaux granulaires (tiré de Hornych, 1998). ........................ 35 Figure 2-24: Différents types de déformations dans une chaussée sollicitée. ...................... 36 Figure 2-25: Surface de contrainte sous une charge. ............................................................ 37 Figure 2-26 : Carte détaillée des zones de dégel (MTMDET). ............................................ 43 Figure 2-27 : Forme d'une transition longitudinale utilisée pour atténuer le comportement différentiel d'une route traversant deux sols à différentes susceptibilités au gel (Doré et Zubeck, 2009). ...................................................................................................................... 52 Figure 3-1 : Fosse d’essai au laboratoire de géotechnique routière. ..................................... 54 Figure 3-2 : Processus d’installation des jauges de déformations horizontales, transversales et longitudinales dans l’enrobé bitumineux. ......................................................................... 57 Figure 3-3 : Capteur LVDT qui a permis d’effectuer la calibration des jauges de déformations de l’enrobé bitumineux. .................................................................................. 58 Figure 3-4 : Exemple de calibration des jauges de déformation transversales et longitudinales de l’enrobé bitumineux dans la fosse d’essai. ............................................... 58 Figure 3-5 : Installation des jauges de déformation verticales des matériaux non liés. ....... 59 Figure 3-6 : Système de calibration pour les jauges de déformation verticales des matériaux non liés. ................................................................................................................................. 60 Figure 3-7 : Exemple de calibration des jauges de déformation verticale. ........................... 60 Figure 3-8: Jauges de contraintes. ......................................................................................... 61 Figure 3-9: Système de calibration des jauges de contraintes. ............................................. 62 Figure 3-10 : Exemple de calibration pour les jauges de contraintes dans la fosse d’essai. . 62 Figure 3-11 : Système de mesure TireScan .......................................................................... 63 Figure 3-12 : Jauges de succion matricielle MPS-2. ............................................................ 64 Figure 3-13 : Jauges de teneur en eau ThetaProbe. .............................................................. 65 Figure 3-14 : Exemple de calibration d’une jauge ThetaProbe. ........................................... 65 Figure 3-15 : Jauges de températures ................................................................................... 67 Figure 3-16 : Construction de la fosse d’essai dans le laboratoire de l’université Laval. .... 68 Figure 3-17 : Ichnographie de la position des capteurs dans le sol d’infrastructure. ........... 69 Figure 3-18 : Installation des capteurs dans le sol d’infrastructure. ..................................... 70 Figure 3-19 : Installation des capteurs dans la sous-fondation. ............................................ 71 Figure 3-20 : Installation des capteurs dans la fondation. .................................................... 72 Figure 3-21 : Installation des jauges de déformation dans l’enrobé bitumineux. ................. 73 Figure 3-22 : Capteurs des déflexions en surface. ................................................................ 74 Figure 3-23 : Position des instruments dans la fosse d’essai. ............................................... 74 Figure 3-24: Réponse mécanique des capteurs lors du premier essai. .................................. 76 Figure 3-25 : Mesure de la pression de contact à l’interface pneu/chaussée en 2D et 3D (charge axiale de 5000 kg et pression de pneu de 712 kPa). ................................................ 77 Figure 3-26 : Schéma d’une analyse élastique multicouche. ................................................ 77 Figure 3-27 : Courbe maitresse du module dynamique à 0.5 Hz de l’enrobé EB-10 ........... 78

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Figure 3-28 : a) Simulateur ATLAS ; b) Panneaux isolants ; c) pneus jumelés du simulateur. ............................................................................................................................. 82 Figure 3-29 : Réponses typiques des jauges de déformations. ............................................. 84 Figure 4-1: MG-20 pour la couche de fondation. ................................................................. 86 Figure 4-2 : MG-112 pour la couche de sous-fondation. ...................................................... 87 Figure 4-3 : Sable silteux pour le sol d’infrastructure. ......................................................... 87 Figure 4-4 : Courbes maîtresses de module dynamique en fonction de la température à 10 Hz des enrobés EB-10 comparativement à un enrobé ESG-10 de référence. ....................... 88 Figure 4-5 : MG-20 ............................................................................................................... 89 Figure 4-6 : MG-112 ............................................................................................................. 89 Figure 4-7 : Sol d’infrastructure ........................................................................................... 90 Figure 4-8 : Échantillon testé. ............................................................................................... 90 Figure 5-1: Profil thermique pendant le gel-dégel. ............................................................... 93 Figure 5-2: Partie gelée dans la structure de chaussée pendant le gel-dégel. ....................... 94 Figure 5-3: L'avancement du front de dégel dans la chaussée. ............................................. 94 Figure 5-4: Évolution de la teneur en eau pendant le gel-dégel. .......................................... 96 Figure 5-5: Évolution de la succion pendant le gel-dégel. ................................................... 97 Figure 5-6: Soulèvement au gel. ........................................................................................... 98 Figure 5-7: Évolution des déformations durant le gel-dégel. ............................................. 100 Figure 5-8: Évolution des déformations pendant le dégel. ................................................. 102 Figure 5-9: Évolution des déflexions à la surface durant le gel-dégel. ............................... 104 Figure 5-10: Évolution des contraintes durant le cycle gel-dégel. ..................................... 106 Figure 5-11: Évolution des modules dans les matériaux non liés durant le gel-dégel. ....... 108 Figure 5-12: Distribution de la pression de contact à l'interface pneu/chaussée. ............... 110 Figure 5-13: Comparaison entre la pression de pneu et la pression de contact. ................. 111 Figure 5-14: Évolution des déformations causées par les charges de 5000kg et 5500kg. .. 112 Figure 5-15: Variation de la réponse de la structure causée par une surcharge de 10% (5500kg). ............................................................................................................................. 113 Figure 5-16: Évolution des déformations causées par une charge de 5000kg et 4000kg. .. 114 Figure 5-17: Variation des réponses de structure causées par une réduction de la charge de 20% (4000kg). .................................................................................................................... 115 Figure 5-18 : Profil thermique pendant le gel. .................................................................... 117 Figure 5-19 : Profil thermique pendant le dégel. ................................................................ 118 Figure 5-20 : Position de l’isotherme 0 °C durant le cycle de gel et dégel. ....................... 119 Figure 5-21 : Relation entre la profondeur de gel et la racine carrée de l'indice de gel. .... 120 Figure 5-22 : L’évolution de la profondeur de dégel dans le corps de la chaussée. ........... 121 Figure 5-23 : Relation entre la profondeur de dégel et la racine carrée de l'indice de dégel. ............................................................................................................................................ 122 Figure 5-24 : Évolution de la teneur en eau massique pendant le gel. ............................... 123 Figure 5-25 : Évolution de la teneur en eau massique pendant le dégel. ............................ 124 Figure 5-26: Évolution de la succion matricielle pendant le gel-dégel. ............................. 125

xiv

Figure 5-27 : Évolution des déformations normalisées durant le gel en fonction de la racine carrée du temps. .................................................................................................................. 126 Figure 5-28 : Évolution des déformations normalisées durant le gel en fonction de la racine carrée de l'indice de gel. ...................................................................................................... 127 Figure 5-29 : Évolution des déformations normalisées durant le gel-dégel en fonction de la racine carrée du temps. ....................................................................................................... 128 Figure 5-30 : Évolution de la contrainte pendant le gel lors du cycle 2. ............................ 129 Figure 5-31 : Évolution de la contrainte pendant le cycle gel-dégel. ................................. 130 Figure 5-32 : Évolution du module des matériaux non liés durant le gel. .......................... 131 Figure 5-33 : Évolution du module dynamique de l'enrobé bitumineux durant le gel. ...... 133 Figure 5-34 : Évolution du module réversible des matériaux non liés durant le gel-dégel. ............................................................................................................................................ 134 Figure 5-35 : Évolution du module dynamique et de la déformation de l'enrobé bitumineux pendant le cycle gel/dégel. .................................................................................................. 135 Figure 5-36 : Profil thermique pendant le gel. .................................................................... 137 Figure 5-37 : Profondeur de gel en fonction de l'indice de gel. .......................................... 138 Figure 5-38 : Profil thermique pendant le dégel. ................................................................ 139 Figure 5-39 : Position de l’isotherme 0 °C durant le cycle gel-dégel. ................................ 139 Figure 5-40 : Profondeur de dégel en fonction de la racine carrée du temps. .................... 140 Figure 5-41 : Profondeur de dégel en fonction de l'indice de dégel. .................................. 141 Figure 5-42 : Évolution de la teneur en eau massique pendant le gel-dégel. ..................... 142 Figure 5-43 : Évolution de la succion matricielle durant le cycle gel-dégel. ..................... 143 Figure 5-44 : Évolution des déformations en fonction de la racine carrée du temps dans les différentes couches durant le gel. ....................................................................................... 145 Figure 5-45 : Évolution des déformations en fonction de la racine carrée de l'indice de gel dans les différentes couches durant le gel. .......................................................................... 145 Figure 5-46 : Évolution des déformations dans les différentes couches durant le dégel avec 10°C. ................................................................................................................................... 146 Figure 5-47 : Évolution des déformations dans les différentes couches durant le dégel avec 10 °C puis 20 °C. ................................................................................................................ 147 Figure 5-48 : Évolution des contraintes en fonction de la racine carrée du temps durant le gel. ....................................................................................................................................... 149 Figure 5-49 : Évolution des contraintes en fonction de la racine carrée de l’indice de gel durant le gel. ....................................................................................................................... 149 Figure 5-50 : Évolution des contraintes en fonction de la racine carrée du temps durant le dégel. ................................................................................................................................... 151 Figure 5-51 : Évolution des modules dans les matériaux non liés durant le cycle gel-dégel. ............................................................................................................................................ 152 Figure 5-52 : Évolution du module de l'enrobé bitumineux pendant le cycle gel-dégel. ... 154 Figure 5-53 : Déplacement vertical de la chaussée durant le gel-dégel. ............................. 156

xv

Figure 6-1 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à l’interface enrobé bitumineux et fondation (à 100 mm de profondeur) dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015. .................................................................................. 161 Figure 6-2 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à l’interface fondation et sous-fondation (à 300mm de profondeur) dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015. .................................................................................. 161 Figure 6-3 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à l’interface sous-fondation et sol d’infrastructure (à 750 mm de profondeur) dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015. ..................................................................... 162 Figure 6-4 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à 900 mm de profondeur dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015. ............. 162 Figure 6-5 : Relation entre la profondeur de dégel et l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur (ID50) dans la section 100 mm au SERUL. .......................................... 165 Figure 6-6 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle I de la fosse d’essai. ....................................................................................................................... 166 Figure 6-7 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle II de la fosse d’essai. ....................................................................................................................... 167 Figure 6-8 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle III de la fosse d’essai. ....................................................................................................................... 167 Figure 6-9 : Évolution de la profondeur de dégel et des déformations normalisées dans les couches de chaussées en fonction de 𝑰𝑰𝑰𝑰𝟓𝟓𝟓𝟓 Pendant le cycle I de la fosse d’essai. ........... 170 Figure 7-1: Loi d'endommagement durant le cycle I. ......................................................... 180 Figure 7-2: Loi d’endommagement durant le cycle II. ....................................................... 181 Figure 7-3: Loi d’endommagement durant le cycle III. ...................................................... 182

xvi

Remerciement

J’aimerais tout d’abord remercier mon directeur Guy Doré de m’avoir confié ce projet de

recherche. Je le remercie de la confiance qu’il m’a témoignée durant la réalisation de ce projet

et de la qualité de l’encadrement qu’il m’a offert. Monsieur Doré n’a pas simplement été mon

directeur. Il a un statut d’éducateur à mon égard. Je tiens, ainsi, à le remercier pour m’avoir

donné l’opportunité d’effectuer des travaux de recherche au sein de la chaire dont il est

titulaire, de m’avoir mis dans les conditions adéquates permettant de favoriser ma maturité

sur le plan intellectuel et surtout d’avoir fait de moi un meilleur scientifique en me permettant

de développer un esprit critique dans la manière de réfléchir aux différents problèmes liés à

la mécanique des chaussées. Ensuite, je tiens à remercier spécialement mon codirecteur,

Monsieur Jean-Pascal Bilodeau, pour son support logistique et intellectuel quotidien, ses

judicieux conseils et surtout sa disponibilité hors du commun.

J’aimerais aussi remercier le Ministère des Transports du Québec (MTMDET) pour son

soutien technique et financier et plus particulièrement Monsieur Fritz Prophète et Monsieur

Sébastien Piette pour leur disponibilité tout au long du projet.

Également un gros merci à Monsieur Sylvain Auger pour son aide dans le laboratoire durant

l’installation des systèmes, l’acquisition et la collecte des données. Sans son aide la

réalisation de ce projet est avérée impossible.

J’aimerais remercier Madame Chantal Lemieux et tous mes collègues étudiants. Grâce à eux,

la maîtrise n’a pas été qu’une simple expérience académique, mais aussi une expérience

sociale très agréable. Ensuite, Je remercie mes parents de m’avoir inculqué des valeurs de

dépassement de soi et d’ardeur au travail qui m’ont permis de mener à bien ce projet de

maîtrise.

Finalement, un gros merci à ma conjointe Fatima pour son soutien et son support tout au

long de ce projet de maîtrise.

1

Chapitre 1 : Introduction 1.1 Mise en contexte

Dans les pays nordiques, notamment au Québec, le comportement mécanique des chaussées est

grandement influencé par les conditions climatiques (température, gel/dégel, humidité). Durant le

gel, dans les sols d’infrastructures qui ont une sensibilité au gel élevé, il y a formation des lentilles

de glace. Ces lentilles de glace sont à l’origine du soulèvement au gel. Ce soulèvement est

problématique pour les usagers de la route lorsqu’il est différentiel. Durant le dégel, la fonte de glace

augmente la teneur en eau dans les différentes couches de la chaussée. Cela rend la chaussée plus

vulnérable aux effets des charges lourdes particulièrement au début de dégel, car la chaussée ne

présente que 30 à 70 % de sa résistance normale d’été. C’est qu’à cette période, la saturation des

sols en eau et la présence des couches inférieures encore gelées rendent le drainage difficile, ce qui

augmente la détérioration des couches supérieures. Cette problématique devient de plus en plus

préoccupante avec les effets des changements climatiques. Cela oblige les autorités à adopter des

nouvelles stratégies afin de minimiser les effets des charges lourdes sur les chaussées durant la

période de dégel critique. Cette stratégie est présentée par la limitation des charges lourdes lors du

dégel. À Québec, chaque printemps les autorités imposent la restriction des charges sur l’ensemble

du territoire québécois. Durant cette période, les véhicules lourds doivent réduire leurs charges de 8

à 20%. Cette réduction de charge diminue considérablement les dommages causés à la chaussée. En

effet, l’application d’une période de restriction des charges réduit l’agressivité d’un camion de 22%

en moyenne. Par contre, cette restriction augmente le nombre de déplacements requis pour

transporter la même quantité de marchandise de 7% (St-Laurent, 2003). Le Ministère des Transports

de Québec effectue un suivi de la progression du gel durant l’hiver et du dégel durant le printemps.

Le MTMDET dispose deux types d’équipement lui permettant de suivre l’avancement du gel et du

dégel dans la chaussée. Il s’agit du tube de gel (TG) ou gelmètre et les stations météo routières

(SMT). Actuellement l’application de la période de restriction des charges est déterminée

automatiquement à partir des données provenant des stations météo routières.

2

1.2 Objectif du projet de recherche

Afin de minimiser les dommages causés par les charges lourdes sur les chaussées durant la période

de dégel, le Ministère des Transports de la Mobilité Durable et de l’Électrification des Transports

(MTMDET) impose la diminution des charges des véhicules lourds. En utilisant plusieurs méthodes

et techniques de mesure, le MTMDET réalise le suivi de la progression du gel/dégel dans la chaussée

afin de déterminer le début de la période de dégel et par conséquent la période de restriction des

charges. Le présent projet de recherche intitulé « Effets des charges sur les chaussées en période de

restriction des charges » a pour objectif de développer, en fonction des données recueillies, un outil

d’aide à la détermination de la période de restrictions des charges durant la période de dégel. De

plus, ce projet permet d’améliorer les connaissances sur les mécanismes d’affaiblissement des

chaussées au dégel sous les effets de charges lourdes.

En général, les objectifs généraux de ce projet ont été fixés comme suit :

Avoir plus d’informations sur les mécanismes d’affaiblissement des chaussées au dégel pour

mieux gérer le réseau routier durant la période de dégel.

Développer des nouveaux outils de prédiction fiables permettant de faire un suivi sur

l’évolution structurale de la chaussée en fonction de l’évolution de la température et du front

de dégel dans la chaussée.

Les objectifs spécifiques du projet de recherche sont les suivants :

Développer un outil d’aide à partir des données prélevées par les stations de météo routière

permettant une gestion optimale de la période de restriction des charges pendant le dégel

printanier.

Intégrer cet outil au logiciel d’exploitation des données des stations météo routières pour le

suivi du gel/dégel.

3

1.3 Structure du mémoire Le présent mémoire est divisé en huit sections dans le but de couvrir tous les aspects de ce projet de

recherche. Les contenus sont décrits ci-dessous respectivement :

Le chapitre 1 introduit le projet avec une mise en contexte et donne une définition des

objectifs généraux et spécifiques du projet.

Le chapitre 2 décrit un état de connaissance sur les mécanismes des comportements

thermiques, hydriques et mécaniques de la chaussée. De plus, la notion de la restriction des

charges et ses effets sur la chaussée est abordée.

Le chapitre 3 présente la description du site expérimental, la méthodologie et

l’instrumentation utilisées ainsi la préparation et l’installation des instrumentations.

Le chapitre 4 présente les résultats des essais de caractérisation des matériaux utilisés.

Le chapitre 5 présente une discussion des différents résultats obtenus dans le cadre de ce

projet de recherche.

Le chapitre 6 présente une comparaison entre les résultats trouvés à la fosse d’essai avec

ceux provenant du SERUL.

Le chapitre 7 présente une analyse d’endommagement par fatigue.

Le chapitre 8 présente la conclusion et les recommandations proposées afin d’améliorer la

gestion de la période de la restriction des charges pendant la période de dégel.

4

Chapitre 2 : Revue de littérature 2.1 Comportement thermique des chaussées

2.1.1 La pénétration du gel dans les sols

2.1.1.1 Gélivité des sols Le contexte géologique du Québec est caractérisé par la présence des zones argileuses le long du

fleuve Saint-Laurent. Cela implique que la majorité du réseau routier est vulnérable aux mécanismes

de dégradation relatifs à l’action du gel. D’après (Dupas et Vliet-Lanoe 1988 cité par Imps, 2003),

la distinction entre un sol gélif et un sol non gélif apparaît nécessaire avant d’aborder la

problématique du gel sur les chaussées. L’impact des cycles gel-dégel sur ces types de sols n’est pas

le même, et une définition succincte de leurs caractéristiques principales est donnée dans les

paragraphes suivants.

Les sols dits non gélifs sont ceux qui, par leurs propriétés physiques et hydriques, permettent à

l’ensemble du sol de geler en masse sans variation importante de la teneur en eau et sans phénomène

de déstructuration. Les gonflements associés à ces sols sont négligeables et sont reliés à

l’augmentation de volume due au changement de phase de l’eau.

Cependant, les sols gélifs quant à eux permettent, lors de leur congélation, un transport de l’eau au

voisinage du front de gel ainsi que la croissance de lentille de glace. Il se crée alors, à la base de la

lentille, une succion qui tend à aspirer l’eau contenue dans le sol sous-jacent. Cette succion est

fonction essentiellement des propriétés capillaires du sol ainsi que de sa perméabilité. L’écoulement

se produit dans la direction de l’écoulement de chaleur et la lentille croît perpendiculairement à cette

direction.

La gélivité d’un sol, ou sa susceptibilité au gel, est appréciée par le potentiel de ségrégation SP. Le

paramètre mesuré, le potentiel de ségrégation SP (mm2/°C.h), traduit la réaction du sol à une

sollicitation thermique. Il s’agit du rapport entre le taux de soulèvement du sol et le gradient

thermique dans le sol gelé près de l’isotherme 0 °C lorsque le front de gel devient quasi stationnaire.

Le soulèvement est dû, d’une part, à l’apport d’eau interstitielle qui migre vers un front de

ségrégation (à quelques dixièmes de degré sous 0 °C) pour former une lentille de glace et, d’autre

part, à la variation de volume de 9 % de la transformation de l’eau en glace. Le taux de soulèvement

5

du sol est alors égal à 1,09 v, où v représente de l’écoulement de l’eau de migration (Info DLC,

2002). Le Tableau 2-1 présente le potentiel de ségrégation et la susceptibilité au gel.

Tableau 2-1 : Potentiel de ségrégation.

La gélivité d’un sol dépend de sa granulométrie, de sa texture minéralogique, de son degré de

consolidation et de son état de contrainte. Un sol est supposé non gélif si sa granulométrie a moins

de 8 % de fines. Sachant que dans ce contexte, les particules fines ont un diamètre inférieur à 80

µm. La Figure 2-1 présente la gélivité d’un sol déterminée par la granulométrie et le degré

d’uniformité.

Figure 2-1 : Gélivité déterminée par la granulométrie et le degré d'uniformité (Michel Dysli,

1991).

6

2.1.1.2 Processus de pénétration du gel La pénétration du gel dans le sol est un phénomène thermodynamique lié au transfert de chaleur

entre l’air et le sol. Le contexte climatique et géographique du Québec est caractérisé par un hiver

plus froid et une nappe phréatique peu profonde. En général, la présence combinée d'un sol gélif, de

l’eau et d’une température négative est la principale cause pour que la croissance de lentilles de

glace apparaisse dans les sols. Cependant, le transfert de chaleur est influencé par différents facteurs

comme l’humidité de condensation et d’évaporation, la fonte de la neige et de la glace, les radiations

directes ou diffuses du soleil ou encore par la convection (Farcette, 2010). Chaque matériau possède

une conductivité thermique propre à ses caractéristiques physiques et thermiques. La conductivité

thermique d’un sol gelé est supérieure à celle d’un sol non gelé, car la conductivité thermique de la

glace est plus grande de 3,7 fois que la conductivité thermique de l’eau. Cependant, la magnitude

de la conductivité thermique dans la structure de la chaussée dépend de trois facteurs. Il s’agit de la

conductivité thermique du matériau, de sa capacité calorifique et de sa chaleur latente volumique de

congélation. La conductivité thermique (λ) indique la quantité de la chaleur qui se propage par

conduction thermique en une seconde à travers un m2 d’un matériau épais d’un mètre comme montré

sur la Figure 2-2. Aussi, la capacité calorifique exprime le changement d’énergie thermique d’un

volume de sol unitaire lorsque la température se change d’une unité. Cette valeur est influencée par

la teneur en eau et la masse volumique du sol. La chaleur latente volumique, quant à elle, représente

le changement d’énergie thermique d’un volume de sol unitaire lors de la solidification ou de la

fusion à température constante. Lorsque la chaleur latente volumique et la capacité calorifique sont

grandes et que la conductibilité thermique est faible, le gel va se propager plus lentement dans les

chaussées (LCPC, 1975).

7

Figure 2-2 Processus de la conductivité thermique.

La profondeur de gel peut être estimée par plusieurs modèles mathématiques. D’après

(Farcette, 2010), l’équation de (Bergren, 1991), qui a été développée à partir de la solution

de Stefan, reste cependant la plus fréquemment utilisée :

𝑿𝑿 = 𝟔𝟔𝟓𝟓.𝝀𝝀�𝟒𝟒𝟒𝟒.𝑲𝑲𝒎𝒎.𝑰𝑰𝒈𝒈𝒈𝒈𝒈𝒈

𝑬𝑬𝑳𝑳 Équation 1

Avec :

- X : profondeur de gel (m)

- 𝐾𝐾𝑚𝑚= 0,5 (Km + kf) moyenne de la conductivité du sol gelé et non gelé [J/s0Cm]

- Igel indice de gel de surface [0 C.j]

- ƛ coefficient de correction

- EL chaleur latente de fusion [kJ/m3]

8

La profondeur maximale de gel dépend des types de sols et de leurs propriétés thermiques

d’une part, et d’autre part de l’indice de gel (Ig) qui dépend aussi de l’intensité du froid et de

la durée où la température est inférieure à 0 °C. L’indice de gel est égal à la sommation des

températures moyennes journalières inférieures à 0 °C et l’étendue de la saison durant

laquelle la température est inférieure à 0 °C. L’indice de gel s’exprime en °C.jours et peut

être calculé avec l’équation suivante :

𝐈𝐈𝐠𝐠 = ∫ 𝐓𝐓𝐓𝐓𝐓𝐓𝐓𝐓𝟓𝟓 Équation 2

Où T est la température moyenne journalière et t est le temps durant lequel la température

est inférieure à 0 °C.

2.1.1.3 Formation des lentilles de glace Les lentilles de glace sont la principale cause du soulèvement au gel. Les mécanismes de

formation de lentilles de glace sont des phénomènes plus complexes. D’après (Fracette,

2010) le principe de la formation des lentilles de glace réside dans le fait que les sols fins,

lorsque le front de gel pénètre dans la chaussée, une partie de l’eau présente dans le sol ne

gèle pas à 0 °C. En réalité dans les sols fins (Silt et argile), il y a toujours présence d’eau non

gelée dans la partie gelée, même lorsque la température est sous le point de congélation.

L’eau non gelée se trouve alors sous la forme d’eau adsorbée et capillaire. L’eau adsorbée

constitue un mince film à la surface des grains, alors que l’eau capillaire existe lorsque la

glace ne peut geler toute l’eau présente dans les pores, en raison de leur forte angularité. Plus

la température diminue, plus le film est réduit, mais il demeure tout de même présent. Les

lois de la thermodynamique permettent la présence simultanée de glace et d’eau dans le sol,

ce qui entraîne une succion de l’eau vers le front de ségrégation. L’eau capillaire se déplace

alors en glissant sur les films d’eau adsorbée vers le front de gel, puis vers le front de

ségrégation. Le front de gel se trouve à l’endroit où la température dans le sol atteint 0 °C,

tandis que le front de ségrégation est l’endroit où se forment les lentilles de glace. Le front

de ségrégation se forme toujours à une température légèrement inférieure au point de

congélation soit quelques dixièmes de degrés Celsius sous 0 °C.

L’épaisseur de sol comprise entre ces deux fronts est appelée la frange gelée et est

caractérisée par une teneur en eau non gelée variant près de 100 % près du front de gel à

9

presque nul au bord du front de ségrégation. L’eau migre jusqu’au front de ségrégation, où

elle gèle, venant ainsi augmenter l’épaisseur de la lentille de glace en formation. Cette

dernière devient une barrière imperméable qui empêche l’eau capillaire de s’écouler plus

profondément dans le sol gelé. Les lentilles de glace sont donc composées essentiellement

d’eau pure et se forment perpendiculairement à la direction de l’écoulement de la chaleur.

Leur croissance crée une certaine pression et se poursuit aussi longtemps que la pression du

sol sus-jacent ne surpasse pas la pression que peut soutenir l’interface glace-eau. Ce

mouvement de molécules d’eau continue jusqu’à ce que l’abaissement de la température ne

soit plus suffisant pour favoriser la formation d’une nouvelle lentille de glace, plus en

profondeur dans le sol. Lorsqu’une nouvelle lentille de glace commence à se développer, un

gradient de succion est induit dans l’eau interstitielle. La Figure 2-3 illustre les processus de

la formation des lentilles de glace dans sol gélif.

10

Figure 2-3 Schémas montrant : a) la relation entre les différentes couches de glace dans sol gelé et b) la courbe de distribution des teneurs en eau (Holtz.R.D et Kovacs

William D, 1991).

Où A= partie gelée, B= zone asséchée sous la ligne de pénétration du gel.

11

2.1.1.4 Effets du soulèvement au gel sur la chaussée Durant l’hiver, le gel augmente la rigidité de la chaussée. Cependant, le comportement

mécanique de la chaussée passe alors d’un comportement ductile à un comportement fragile.

Cela peut rendre la chausse très vulnérable aux détériorations par fatigue lors du passage de

véhicules lords (SERES ET SETRA, 1978).

Le phénomène de soulèvement est très présent dans les régions froides. Le soulèvement du

gel est un déplacement vertical de la surface causé par la formation des lentilles de glace dans

les sols gélifs. Le mécanisme du soulèvement au gel implique l’interaction de trois facteurs

principaux de l’action de gel : un approvisionnement continu en eau, une température

inférieure à 0 °C et un sol gélif (Tessier, 1990). La propagation de la glace entre les particules

du sol dépend de la taille des pores. Ainsi, lorsque les canaux reliant les pores sont faibles un

gradient thermique est requis pour que le front de glace avance dans le sol. De plus, lorsque

la teneur en eau est faible dans le sol, il y a la formation des lentilles de glace dans les pores,

mais le volume du sol reste invariable, donc pas de soulèvement. L’augmentation de volume

du sol nécessite une alimentation continue en eau pour que les lentilles de glace puissent

augmenter leur volume, ce qu’est le cas à Québec avec la faible profondeur de la nappe

phréatique. En général, le mécanisme de soulèvement au gel est très complexe à étudier avec

l’implication de plusieurs phénomènes comme le changement de phase, l’écoulement d’eau

vers les lentilles de glace et la conductivité thermique dans le sol susceptible d’être gelé.

L’intensité du soulèvement varie avec la nature du sol. Aussi, l’ampleur du soulèvement est

fortement influencée par la vitesse de la pénétration du front de gel dans le sol gélif. Lorsque

la vitesse de la pénétration du front de gel est lente, il y a formation de grosses lentilles de

glace (DeBlois, 2005).

Dans le domaine des chaussées, le soulèvement au gel n’est pas problématique tant qu’il n’est

pas différentiel, la Figure 2-4 présente un cas d’un soulèvement uniforme de la chaussée. Un

soulèvement différentiel est dû au fait à la variation du sol d’infrastructure. De plus, la

présence d’un sol gélif dans un environnement non gélif peut aussi causer un soulèvement

différentiel. D’après Doré (1997) et Doré et coll. (2001, cité par Imbs 2003), le soulèvement

différentiel dans les périodes où le revêtement est rigide provoque de la fissuration,

notamment longitudinale, et la Figure 2-5 montre le mécanisme associé.

12

Finalement, l’opération de déneigement de la chaussée accélère la pénétration du front de gel

au centre de la chaussée, ce qui crée un soulèvement différentiel vu que l’effet isolant de la

neige limite la pénétration du gel sur les côtés.

Figure 2-4 : Soulèvement au gel uniforme (Mauduit, 2010).

Figure 2-5 : Mécanisme du soulèvement différentiel transversal (Dysli, 1991).

13

2.1.1.5 Mécanisme et affaiblissement au dégel La période de dégel est la période la plus critique pour les infrastructures routières, mais

avant d’expliquer les principaux dégâts causés aux chaussées pendant la période de dégel, un

survol sur les processus du dégel sera effectué. D’après (Doré, 1997) la progression du dégel

peut se faire selon deux mécanismes. Le premier mécanisme se manifeste par l’avancement

du front de dégel, ou de l’isotherme 0 °C, de la surface vers le corps de la chaussée. Par

contre, le deuxième mécanisme est que l’isotherme 0 °C migre du bas de la chaussée vers la

surface par le phénomène du flux géothermique. Au début du dégel, les lentilles qui ont été

formées en hiver commencent à se fondre à une vitesse égale approximativement à la vitesse

de l’avancement du front de dégel. À ce moment, l’eau libre dans le corps de la chaussée

déclenche les processus de la consolidation à cause de la pression appliquée sur l’eau et par

les effets de la gravité et des contraintes. De plus, la fonte de la neige en surface de la

chaussée, les eaux de pluie ou de ruissellement peuvent aussi causées une augmentation de

la teneur en eau dans la chaussée en s’infiltrant par les fissures du revêtement ou par les

accotements qui ne sont pas étanches contre l’eau, selon une étude faite par Janoo et Berg

(1990) tiré de Imbs (2003). Une autre étude sur les paramètres affectant le dégel dans les

chaussées souples qui a été effectuée par Rutherford (1990) tiré de Girard (1996) a montré

que la durée de dégel augmente avec l’accroissement de l’indice de gel. Aussi, la durée du

dégel est plus longue dans les infrastructures avec un sol fin que dans les infrastructures avec

un sol grossier. Cela est dû au fait que la conductivité thermique dans les sols fins est plus

grande que dans les sols grossiers, aussi la teneur en glace est plus élevée dans les sols fins

par rapport aux sols grossiers, ce point explique en partie le dégel plus long dans les sols

généralement fins. Durant le dégel, il y a deux conditions de drainages.

Dans le cas de la première condition, le dégel se fait dans des conditions de drainage normal.

Cela permet à l’eau de se drainer librement et le taux de la consolidation est presque

proportionnel au taux de dégel. Dans ce cas, le changement de volume, qui est causé par le

tassement, n’affecte pas la capacité portante de la chaussée, car il n’y a pas de génération des

pressions interstitielles. Cependant, dans le cas de la deuxième condition, le dégel se fait dans

des conditions de drainage fermé. Cela génère une quantité d’eau qui excède la capacité de

drainage du sol. Ainsi, il y a des pressions interstitielles qui se développent et par conséquent

la consolidation est ralentie. Cette augmentation de la pression interstitielle mène à une

14

réduction de la contrainte effective dans le sol, ce qui fait décroitre la capacité portante de la

chaussée. La Figure 2-6 schématise la perte de la portance de la chaussée au dégel.

Figure 2-6 : Perte de portance au dégel (Dysli, 1991).

La période de dégel est caractérisée par la perte de la portance de la chaussée. Durant cette

période, les modules de rigidité de l’ensemble des couches de la chaussée diminuent et les

déformations augmentent considérablement. Cependant, la période de dégel peut être divisée

en deux périodes distinctes.

Pendant la première période, le front de dégel descend de la surface vers les couches en bas

qui sont encore gelées. Cela crée un ensemble des couches dégelées et un autre ensemble de

couches gelées. L’eau libre dans les couches dégelées ne peut pas être drainée ni par le bas

ni pas les bords de la chaussée à cause de la glace et des matériaux gelés. Toutes ces

conditions sont favorables pour que les couches dégelées puissent être endommagées par

l’effet d’enclume d’après De Montigny et Légaré (1983) tirée de Imbs 2003).

Toujours dans le contexte d’affaiblissement au dégel. Tabor (1930) a également noté un effet

supplémentaire du dégel. En effet, les effets du deuxième gel après un premier dégel sont

accentués par le fait que le premier gel laisse le sol dans un état plus ou moins relâché ou

élargi. Cette observation a montré que la densité réduite des matériaux de base ou de la sous-

fondation contribue à expliquer la longue durée de récupération pour la rigidité ou la

résistance des matériaux après le dégel. Aussi, le deuxième gel suite d’un premier dégel

15

initial peut créer des conditions favorisant un plus grand affaiblissement durant le dégel

suivant.

Le comportement de la chaussée pendant le dégel peut être divisé en deux périodes. La

première période coïncide avec la période de début du dégel. Durant cette période le front de

dégel pénètre dans la chaussée de la surface en descendant dans les couches inférieures. Cela

augmente la teneur en eau dans les différentes couches de la chaussée ce qui diminue la

rigidité de l’ensemble des matériaux de la chaussée. Cependant, la deuxième période

correspond à la fin du printemps. Durant cette période, l’eau commence à s’échapper de la

chaussée ce qui permet aux matériaux de la chaussée à récupérer leur rigidité

progressivement. La Figure 2-7 représente la variation saisonnière des propriétés des

matériaux de chaussée.

Figure 2-7 : Variation saisonnière des propriétés des matériaux de chaussées (Doré et Zubeck, 2009).

16

2.2 Comportement hydrique de la chaussée Le climat de l’est du Canada est caractérisé par la présence excessive de l’humidité et de

précipitation ce qui influence grandement les méthodes de conception des ouvrages d’art en

général et des chaussées en particulier. En effet, la présence d’eau dans les matériaux

granulaires utilisés en construction a un impact majeur sur la performance et la durabilité de

ces matériaux. Lors de la construction, plusieurs méthodes sont utilisées afin de s’assurer que

les matériaux granulaires utilisés soient non saturés. Dans le domaine des chaussées, l’eau

contribue généralement à la détérioration des chaussées, car les matériaux des chaussées sont

directement exposés à l’humidité et à l’eau. Cela oblige les ingénieurs de prendre en

considération les conditions de drainage dans la conception des chaussées. L’eau peut

s’infiltrer dans la chaussée verticalement par les fissures et les joints, horizontalement par les

accotements non revêtus ou par la capillarité. La Figure 2-8 présente les mécanismes d’entrée

d’eau dans la structure de la chaussée.

Figure 2-8: Mécanismes d'entrée d'eau dans la structure de la chaussée (tirée de Lebeau, 2006).

Les eaux infiltrées dans la chaussée s’ajoutent aux eaux dues à la fonte des glaces, ce qui

augmente la saturation des matériaux de la chaussée et rend l’évacuation de ces eaux assez

longue surtout dans les sols à faible perméabilité. La quantité excessive de l’eau dans la

chaussée accélère sa dégradation et rend les matériaux de la chaussée plus sensible à la

17

déformation causée par des chargements cycliques. La Figure 2-9 schématise le

comportement d’une chaussée affectée par une quantité d’eau excessive.

Figure 2-9: Effet de la présence d'eau sur le comportement de la chaussée (Barksdale, 1991 ; tiré de Jean-Pascal Bilodeau, 2009).

La présence excessive de l’eau dans le corps de la chaussée réduit la succion matricielle et

par conséquent il y a une réduction de la capacité portante. La relation entre la teneur en eau

et la succion matricielle est définie sous forme d’une courbe s’appelle la courbe de rétention

d’eau. Cette courbe est présentée sur la Figure 2-10.

18

.

Figure 2-10: Courbe de rétention d'eau (Côté, 1997 ; tiré de Jean-Pascal

2.3 Comportement mécanique

2.3.1 Modules des couches

Les modules des couches non liées et des sols sont définis par la notion du module réversible.

Ces derniers mesurent les propriétés élastiques de différents matériaux utilisés dans la

chaussée en considérant seulement la réponse élastique. L’utilité du module réversible est de

savoir la rigidité des matériaux lors de la conception de la chaussée. Cependant, plusieurs

facteurs peuvent influencer la rigidité ou le module réversible des matériaux. Entre autres, la

teneur en eau si les matériaux ont une faible perméabilité, le niveau des contraintes

appliquées sur les matériaux, le vieillissement, la température et les cycles de gel-dégel (St-

Laurent, 1995). La Figure 2-7 présente la variation du module réversible ou da la rigidité

durant les quatre saisons de l’année.

Le module de l’enrobé bitumineux porte le nom du module dynamique (E*) est influencé

considérablement par plusieurs facteurs. D’après Doucet (2010), la température et la

19

fréquence (vitesse) sont les principaux facteurs qui influencent le module dynamique. En

effet, vu la viscosité du bitume, les propriétés mécaniques du revêtement sont influencées par

la température. Une température élevée entraîne le ramollissement du revêtement ce qui

augmente sa malléabilité et diminue ainsi sa rigidité. Cependant à faible température, le

revêtement passe d’un comportement ductile à un comportement fragile. Cela rend la

chaussée plus sensible aux détériorations par fatigue causées par le passage cyclique des

véhicules lourds. En été, le module dynamique de l’enrobé bitumineux peut être réduit 10

fois de sa valeur durant l’hiver sous un écart de 40 °C de la température (St- Laurent, 1998).

Aussi, la granulométrie et le type de bitume sont des autres facteurs qui peuvent influencer

le module complexe de l’enrobé bitumineux. La Figure 2-11 présente l’influence de la

granulométrie sur le module dynamique.

Figure 2-11: Influence de la granulométrie sur le module dynamique à 10°C et 1 Hz des enrobés (DLC, 2012).

20

2.3.1.1 Détermination des modules réversible en laboratoire D’après Pierre Desrochers (2001), dans le laboratoire des chaussées du Ministère des

Transports du Québec, les essais avec l’appareil triaxial à chargements répétés sont réalisés

selon le protocole d’essai SHRP-P46 (AASHTO ,1996) afin de déterminer le module

réversible. L’essai triaxial à chargements répétés permet de simuler le passage des véhicules

en un point sur la route en appliquant différents niveaux de contraintes axiales d’une façon

dynamique tout en confinant l’échantillon. Cependant, l’essai ne prend pas en considération

la rotation des axes lors du passage des véhicules au-dessus d’un point donné sur la route. La

Figure 2-12 présente les contraintes appliquées à l’échantillon lors de l’essai triaxial

(C.Robert, F.Doucet, D.St-Laurent, 2002) . Par contre, en France, l’Association Française de

Normalisation (AFRNOR, 1995) utilise un autre concept durant l’essai en sollicitant les

matériaux beaucoup plus près de leurs états limites de rupture. La Figure 2-13 montre la

différence entre les deux méthodes.

Figure 2-12 : Contraintes appliquées à l'échantillon lors d'un essai triaxial à chargement répété (C.Robert, F.Doucet, D.St-Laurent, 2002).

21

Figure 2-13: Chemins de contrainte appliqués en laboratoire selon la norme française et SHRP (Pierre Desrochers, 2001).

2.3.1.2 Modèles représentatifs du module réversible MR Plusieurs chercheurs ont tenté de présenter les différentes lois permettant de représenter le

module réversible des matériaux granulaires. Dans cette section, le modèle K-Ɵ, le modèle

Uzan et les modèles du Ministère des Transports du Québec LC-22-400 (2004 et 2006) seront

présentés.

2.3.1.2.1 Loi constitutive modèle K-Ɵ Le modèle K-Ɵ est l’une des approches les plus utilisées pour décrire la non-linéarité du

module réversible. L’utilisation de ce modèle suggère que le coefficient de poisson est

constant pour l’analyse. De plus, d’après (Brown, 1996), ce modèle ne donne pas une

distribution des contraintes d’une manière réaliste dans une fondation granulaire. Cependant,

le modèle peut être utilisé lors de l’étude du comportement mécanique du revêtement

bitumineux ou du sol d’infrastructure. Le modèle K-Ɵ est présenté par l’équation 3.

22

𝑴𝑴𝒓𝒓 = 𝑲𝑲𝟏𝟏.𝑷𝑷𝒂𝒂. ( 𝜽𝜽𝑷𝑷𝒂𝒂

)𝑲𝑲𝟐𝟐 Équation 3

Où : Mr = module réversible (KPa) 𝜃𝜃 = contrainte totale [σ𝑑𝑑 + 3𝜎𝜎3] (KPa) Pa = pression atmosphérique (100 KPa) K1-2= contraintes de régression

Au Québec, le modèle K-Ɵ est utilisé comme premier élément de calcul du module réversible

MR. Le Ministère des Transports du Québec a effectué des essais sur différents types de

matériaux granulaires (Robert et coll, 2002) afin de trouver des valeurs typiques des

constantes k1 et k2 pour les matériaux granulaires de chaussée selon le modèle K-Ɵ.

Les différentes valeurs de k1 et k2 sont présentées sur le Tableau 2-2. Selon ce tableau, les

valeurs de k1 et k2 présentent une certaine variabilité. D’après Robert et coll, (2002) la valeur

de k2 est moins variable par rapport à k1 qui varie considérablement et qui représente la

sensibilité des matériaux aux différentes valeurs de contraintes qui peuvent être imposées

aux matériaux.

Tableau 2-2 : Valeurs typiques des constantes k- et k2 du modèle K-Ɵ (tirées de Robert et coll, 2002).

23

2.3.1.2.2 Modèle de Uzan Une autre approche a été développée par Uzan (1985). Cette fois-ci, Uzan a ajouté une

fonction de la contrainte de cisaillement octaédrique au modèle K-Ɵ pour prendre en

considération l’effet de la contrainte de cisaillement sur le modèle réversible. Ce modèle a

trois constantes de régression k1, k2 et k3. Le modèle d’Uzan est un modèle empirique qui ne

permet pas de décrire l’influence de différents chemins de contrainte, tel qu’il en serait le cas

si un confinement dynamique était appliqué. Le modèle d’Uzan est présenté par l’équation 4

suivante :

𝑴𝑴𝑹𝑹 = 𝑲𝑲𝟏𝟏.𝑷𝑷𝒂𝒂. ( 𝜽𝜽𝑷𝑷𝒂𝒂

)𝑲𝑲𝟐𝟐 . (𝝉𝝉𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝑷𝑷𝒂𝒂

)𝑲𝑲𝟑𝟑 Équation 4

Où :

MR = module réversible (KPa)

θ = contrainte totale [σd+3σ3] (KPa)

τoct = contrainte de cisaillement octaédrique [(�2/3)𝜎𝜎𝑑𝑑 ] (KPa)

Pa = pression atmosphérique (100 KPa)

K1-2-3= contraintes de régression

2.3.1.2.3 Loi constitutive selon la méthode d’essai LC 22-400 (2004) En 2004, le Ministère des Transports du Québec a proposé la version préliminaire de la

méthode LC 22-400. Cette nouvelle méthode permet de déterminer le comportement non

linéaire du module réversible MR des différents types de matériaux granulaires par une

équation linéaire en fonction de la contrainte totale Ɵ.

𝑴𝑴𝑹𝑹 = 𝒂𝒂𝜽𝜽 + 𝒃𝒃 Équation 5

Avec :



a et b = contraintes de régression

24

2.3.1.2.4 Loi constitutive selon la méthode d’essai LC 22-400 (2006) La méthode LC-400 a été modifiée en 2006 par le Ministère des Transports du Québec. Cette

fois-ci, le module réversible peut être estimé non seulement par la contrainte totale, mais la

contrainte de cisaillement octaédrique serait aussi prise en considération, l’équation est de la

forme suivante : 𝑴𝑴𝑹𝑹 = 𝒂𝒂 + 𝒃𝒃𝜽𝜽 + 𝒐𝒐𝝉𝝉𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐 Équation 6

Où :



τoct = contrainte de cisaillement octaédrique [(�2/3)𝜎𝜎𝑑𝑑 ] (KPa)

a, b et c = contraintes de régression

2.3.1.3 Définition et détermination du module complexe de l’enrobé bitumineux La détermination du module complexe nécessite une compréhension du concept

viscoélasticité linéaire. D’après Ferry (1980) décrit les concepts fondamentaux de la

viscoélasticité linéaire. Dans le cas unidimensionnel pour une charge sinusoïdale, les

équations suivantes peuvent représenter la contrainte :

𝝈𝝈 = 𝝈𝝈𝟓𝟓. 𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬(𝝕𝝕𝒐𝒐) Équation 7

Avec σ0 est l’amplitude de la contrainte 𝑒𝑒𝑒𝑒 𝜔𝜔 est la vitesse angulaire laquelle est reliée avec

la fréquence par : 𝝕𝝕 = 𝟐𝟐𝟐𝟐𝟐𝟐 Équation 8

25

La déformation à l’état statique peut être écrite sous la forme suivante :

𝜺𝜺 = 𝜺𝜺𝟓𝟓. 𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬(𝝕𝝕𝒐𝒐 − 𝜹𝜹) Équation 9

Avec ε0 est l’amplitude de la déformation et δ est l’angle de phase entre la déformation et la

contrainte comme montré à la Figure 2-14. L’angle de phase est un indicateur de la viscosité

(ou élasticité) des propriétés des matériaux. Pour un matériau purement élastique δ=0° et

pour un matériau purement visqueux δ=90°.

Le module complexe est défini par le rapport entre la contrainte cyclique et la déformation

cyclique.

𝑬𝑬′ = 𝝈𝝈𝟓𝟓 𝐜𝐜𝐜𝐜𝐬𝐬(𝜹𝜹)𝜺𝜺𝟓𝟓

Équation 10

Une simplification du processus de calcul permet d’exprimer la contrainte et la déformation sous une forme complexe : 𝝈𝝈∗ = 𝝈𝝈𝟓𝟓𝒈𝒈𝒊𝒊𝝕𝝕𝒐𝒐 Équation 11

La déformation résultante est exprimée sous la forme :

𝜺𝜺∗ = 𝜺𝜺𝟓𝟓𝒈𝒈𝒊𝒊(𝝕𝝕𝒐𝒐−𝜹𝜹) Équation 12

En combinant les équations 10,11 et 12, le module complexe E*( 𝒊𝒊𝝕𝝕) est défini sous la forme complexe suivante : 𝑬𝑬∗(𝒊𝒊𝝕𝝕) = 𝝈𝝈∗

𝜺𝜺∗= 𝝈𝝈𝟓𝟓

𝜺𝜺𝟓𝟓𝒈𝒈𝒊𝒊𝜹𝜹 = 𝑬𝑬𝟏𝟏 + 𝒊𝒊𝑬𝑬𝟐𝟐 Équation 13

Avec : 𝐸𝐸1 = |𝐸𝐸∗| cos𝜑𝜑 𝐸𝐸2 = |𝐸𝐸∗| sin𝜑𝜑

La composante E1 représente la partie réelle du module complexe et permet de quantifier

l’énergie élastique emmagasinée. Cela signifie que E1 représente le module réversible associé

à la partie élastique du matériau. Cependant, E2 représente la partie imaginaire qui permet de

26

quantifier l’énergie dissipée par le frottement interne sous l’effet d’une sollicitation. E2

représente le module irréversible ou le module dissipé.

Les résultats du module complexe peuvent être présentés sous plusieurs formes. La première

courbe est la courbe dans le plan Cole-Cole (ou plan complexe). Cette représentation consiste

à représenter sur l’axe des abscisses la partie réelle et sur l’axe des ordonnées la partie

imaginaire. Les points expérimentaux obtenus permettent de définir une courbe unique sous

forme d’un demi-cercle. Cette courbe caractérise le matériau testé. La Figure 2-15 montre le

plan Cole-Cole.

La courbe dans l’espace de Black est la deuxième représentation du module complexe. Cette

représentation consiste à représenter sur les abscisses la norme du module complexe (ou le

module dynamique) et sur les ordonnées l’angle de phase correspondant. La Figure 2-16

représente l’espace de Black.

Figure 2-14 : Module complexe dans le plan Cole-Cole (Soltani 1998).

27

Figure 2-15: Module complexe dans l’espace de Cole-Cole. Simulation avec le module 2S2PP1D (Mai Lan NGUYEN,2009).

Figure 2-16: Module complexe de l'enrobé MCE1 dans l'espace de Black. Simulations avec le modèle 2S2P1D (Mai Lan NGUYEN,2009).

28

Le module complexe est une fonction de deux variables indépendantes. Il s’agit de la

température et la fréquence. Afin d’obtenir des valeurs de module complexe (ou angle de

phase) pour des fréquences inaccessibles par l’expérimentation, la courbe maîtresse a

notamment été construite pour divers types d’enrobés et de bitume au MTMDET. La Figure

2-17 montre la construction d’une courbe maîtresse d’un type d’enrobé bitumineux.

(a)

(b)

Figure 2-17: Construction des courbes maîtresse de l'enrobé M507032 (Di Benedetto et al., 2007).

29

Les essais de module complexe peuvent être effectués sur des éprouvettes qui sont soumises

à des sollicitations cycliques. Le module de l’échantillon est ensuite mesuré à différents

niveaux de fréquence et de température. La Figure 2-18 présente le montage de l’essai de

module complexe de type traction-compression sur une éprouvette cylindrique.

Figure 2-18: Essai traction-compression directe sur une éprouvette d'enrobé (MTMDET, 2011).

2.3.1.4 Modules de Boussinesq Dans un milieu semi-infini, la théorie de Boussinesq permet de déterminer les contraintes,

les déformations et les déflexions sous une charge ponctuelle distribuée sur une plaque

souple. Cette théorie considère que le milieu est élastique, homogène et isotrope. Les

équations suivantes permettent de déterminer les différents paramètres :

Cas des contraintes verticales et radiales sous le centre de la plaque à la profondeur

« z » résultant de la charge σ0 appliquée uniformément sur une plaque de rayon « a » :

30

𝝈𝝈𝒛𝒛 = 𝝈𝝈𝟓𝟓(𝟏𝟏 − 𝒛𝒛𝟑𝟑

(𝒂𝒂𝟐𝟐+𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟏𝟏,𝟓𝟓)

Équation 14

𝝈𝝈𝒓𝒓 = 𝝈𝝈𝟓𝟓((𝟏𝟏 + 𝟐𝟐𝟐𝟐) − 𝟐𝟐(𝟏𝟏+𝟐𝟐)𝒛𝒛(𝒂𝒂𝟐𝟐+𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓 + 𝒛𝒛𝟑𝟑

(𝒂𝒂𝟐𝟐+𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟏𝟏,𝟓𝟓

Cas des déformations verticales et radiales sous le centre de la plaque à la profondeur

« z » résultant de la charge σ0 appliquée uniformément sur une plaque de rayon « a » :

𝜺𝜺𝒛𝒛 =(𝟏𝟏 + 𝟐𝟐)𝝈𝝈𝟓𝟓

𝑬𝑬((𝟏𝟏 − 𝟐𝟐𝟐𝟐) −

𝟐𝟐𝟐𝟐𝒛𝒛(𝒂𝒂𝟐𝟐 + 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓 −

𝒛𝒛𝟑𝟑

(𝒂𝒂𝟐𝟐 + 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟏𝟏,𝟓𝟓)

𝜺𝜺𝒓𝒓 =(𝟏𝟏 + 𝟐𝟐)𝝈𝝈𝟓𝟓

𝟐𝟐𝑬𝑬((𝟏𝟏 − 𝟐𝟐𝟐𝟐) −

𝟐𝟐(𝟏𝟏 − 𝟐𝟐)𝒛𝒛(𝒂𝒂𝟐𝟐 + 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓 +

𝒛𝒛𝟑𝟑

(𝒂𝒂𝟐𝟐 + 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟏𝟏,𝟓𝟓)

Cas de déflexion verticale sous le centre de la plaque à la profondeur « z » résultant

de la charge σ0 appliquée uniformément sur une plaque de rayon « a » :

𝒅𝒅𝒛𝒛 =(𝟏𝟏 + 𝟐𝟐)𝝈𝝈𝟓𝟓

𝑬𝑬(

𝒂𝒂(𝒂𝒂𝟐𝟐 + 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓 −

𝟏𝟏 − 𝟐𝟐𝟐𝟐𝒂𝒂

− (�𝒂𝒂𝟐𝟐 + 𝒛𝒛𝟐𝟐)𝟓𝟓,𝟓𝟓 − 𝒛𝒛)�

𝒅𝒅𝟓𝟓 = 𝟐𝟐(𝟏𝟏 − 𝟐𝟐𝟐𝟐)𝝈𝝈𝟓𝟓𝒂𝒂

𝑬𝑬

Ces équations permettent de calculer le module de Boussinesq sous une plaque souple à

différente profondeur. Cependant, la théorie de Boussinesq est seulement valable dans un

milieu uniforme, ce qui est différent dans le cas de la chaussée puisqu’elle est un milieu

constitué de plusieurs couches. C’est pour cela d’autres théories ont été développées comme

la méthode de Burmister et Odemark qui prennent en considération un milieu multicouches.

Équation 15

Équation 16

31

Néanmoins, le concept de Boussinesq peut être utilisé afin d’initialiser le rétrocalcul pour

trouver le module exact du sol en utilisant la valeur minimale de Boussinesq (Grenier, 2007).

2.3.2 Déformations et contraintes des couches

Les mécanismes de dégradation des chaussées flexibles peuvent être associés à deux

principaux mécanismes de rupture à long terme. La fissuration par fatigue est le premier

mécanisme qui peut conduire à la détérioration d’une chaussée. Ce mécanisme se produit par

le passage répété des véhicules lourds causant ainsi une flexion au niveau du revêtement.

Cette flexion entraîne des contraintes en compression, qui sont engendrées à la surface de la

chaussée, et conduit en conséquence des déformations en tension à la base du revêtement.

Dans le cas des déformations en tension excessives, le phénomène de fatigue se manifeste

dans le revêtement. L’analyse du mécanisme de la fissuration causée par la déformation en

tension (fissure de fatigue) à la base du revêtement a montré que les fissures peuvent initier

par le bas ou par le haut, mais la majorité des méthodes de conception des chaussées

considèrent que les fissures de fatigue sont initiées par le bas puis elles se propagent vers la

surface. Au début de la fissuration, les effets de chargement répété initient des microfissures

à la base de l’enrobé bitumineux puis ces fissures évoluent et se propagent à la surface de la

chaussée. La Figure 2-19 présente les deux mécanismes de fissuration par fatigue. Cependant,

d’après les notes de cours de Guy Doré (2015), les fissures initiées par le haut sont dues aux

facteurs suivants :

Déformation en traction et cisaillement à la surface en bordure de la zone sollicitée.

Contrainte et fatigue thermique.

Mise en œuvre inadéquate.

Mauvaise fonctionnement d’un finisseur.

Ségrégation.

32

Figure 2-19: Mécanisme de fissuration de fatigue (notes de cours Guy Doré, 2015).

Les fissures de fatigue sont très dommageables puisqu’elles laissent enter l’eau de surface et

d’autres matières abrasives comme le sel de déglaçage et les particules fines dans le corps de

la chaussée. Cela va amplifier les mécanismes de détérioration de la chaussée en amplifiant

les effets au gel.

Les fissures longitudinales dans les sentiers de roues et le carrelage sont les principaux types

de fissures de fatigue. La Figure 2-20 montre les deux types de fissures de fatigue.

(a) (b)

Figure 2-20 : Types de fissures de fatigue. Fissures longitudinales (a). Carrelage (b) (tiré de notes de cours de Guy Doré, 2015).

33

Lors de la conception ou la réhabilitation de la chaussée, le paramètre déformation en traction

maximale à la base du revêtement est pris en considération dans la méthode mécanistique.

Généralement, la déformation en tension est mesurée dans deux directions. La Figure 2-21

présente les deux types de déformation en traction issues des essais qui ont été effectués au

laboratoire de géotechnique routière de l’Université Laval. D’après cette figure, il est

possible de constater que la déformation longitudinale est précédée et suivie d’une

déformation en compression, par contre, la déformation transversale est seulement en

tension. Aussi, la déformation longitudinale est généralement supérieure à la déformation

transversale.

(a) Déformation transversale

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

0 10 20 30 40 50 60 70

Stra

in/μ

ε

Time/s

34

(b) Déformation longitudinale

Figure 2-21: Déformation en tension des essais au laboratoire géotechnique de l’Université Laval en utilisant le simulateur ATLAS des charges lourdes.

L’ornière à grand rayon ou la déformation permanente est le deuxième mécanisme de

dégradation des chaussées. En effet, l’accumulation de la déformation permanente est

associée au passage répétitif des véhicules lourds et à la densification des matériaux

granulaires. Cependant, l’amplitude de la contrainte et les caractéristiques des matériaux

peuvent influencer l’importance de la déformation permanente. La Figure 2-22 présente

l’évolution de la déformation permanente axiale d’un matériau granulaire en fonction du

nombre de cycles de sollicitation pour trois niveaux de contraintes. De plus, la Figure 2-23

présente des courbes de variation de la déformation permanente axiale obtenues pour trois

graves de nature différente.

-50

0

50

100

150

200

0 10 20 30 40 50 60

Stra

in/μ

ε

Time/s

35

Figure 2-22: Influence du nombre de cycles de sollicitation et du niveau des contraintes sur l'accumulation de la déformation permanente axiale (tiré de Martinez, 1980).

Figure 2-23: Évolution de la déformation permanente axiale en fonction du nombre de cycles pour trois différents matériaux granulaires (tiré de Hornych, 1998).

36

Cependant, lors de l’analyse mécaniste-empirique dans le domaine des chaussées, la

déformation permanente ou l’orniérage à grand rayon est attribué essentiellement au sol

d’infrastructure. Ainsi, la déformation verticale au sommet du sol d’infrastructure est le seul

paramètre pris en considération lors de la conception des chaussées. La Figure 2-24 présente

les différents types de déformations dans une chaussée sollicitée.

Figure 2-24: Différents types de déformations dans une chaussée sollicitée.

En réalité, sur la structure de chaussée, cette charge est représentée par une sollicitation qui

induit des contraintes verticales (σv) et horizontales (σh). Le passage d’une charge sur le

revêtement créer une zone de contrainte dans les différentes couches de la chaussée.

L’intensité de la contrainte diminue avec la profondeur puisque la surface de la contrainte

augmente avec la profondeur comme montré sur la Figure 2-25 .

37

Figure 2-25: Surface de contrainte sous une charge.

2.4 Endommagement des chaussées

La détérioration des propriétés mécaniques de la chaussée peut être causée par plusieurs

facteurs. Dans cette section une description bien détaillée des principales causes de

dégradation des chaussées, ainsi que les différents critères d’endommagement les plus

utilisés sera abordée. Cette section a été inspirée du mémoire de maîtrise de Aljandro

(2010).

2.4.1 Dégradation des chaussées

Dans la plupart des cas, la détérioration des chaussées est causée principalement par le trafic

et le climat qui sont considérés comme des facteurs principaux de dégradation. Cependant,

la détérioration ou la dégradation de la chaussée peut être présentée sous différentes formes.

Cela peut occasionner une diminution importante de la capacité structurale et fonctionnelle

de la chaussée, ce qui peut influencer la sécurité de l’usager de la route.

38

Les études effectuées sur la dégradation des chaussées ont montré que les causes de

dégradation sont diversifiées et peuvent être reliées soit aux sollicitations appliquées

directement sur la structure de la chaussée ou soit aux propriétés des matériaux de la chaussée

elle-même. Les dégradations de la chaussée peuvent être structurales ou fonctionnelles. Dans

le premier cas, elles sont expliquées par le fait que le mécanisme de dégradation agit sur

l’ensemble de la structure de la chaussée. Cela est concrétisé dans le cas où il y a des

déformations permanentes, de soulèvement ou d’affaissement de la chaussée. Par contre,

dans le deuxième cas, les dégradations sont expliquées lorsque le mécanisme agit seulement

au niveau de la surface de la chaussée, c’est-à-dire, sur le revêtement. Ce mécanisme de

dégradation peut causer, par exemple, des fissures ou de rétention d’eau sur la surface de la

chaussée.

2.4.2 Mécanismes d’endommagement par fatigue

Le passage répétitif des charges lourdes est considéré parmi les causes majeures de la

détérioration des chaussées. En effet, le passage répétitif de ces charges lourdes applique des

sollicitations sur le revêtement qui transmit par la suite cette sollicitation au corps de la

chaussée. Cependant, la détérioration se manifeste particulièrement par des fissures de

fatigue qui apparut à la surface du revêtement. En fait, les fissures de fatigues sont causées

par la déformation en traction qui se situe à la base du revêtement. Cela a conduit à utiliser

le mécanisme de fissuration par fatigue comme paramètre de conception mécaniste-

empirique et plus spécifiquement la déformation en traction qui est le résultat du mécanisme

de fissuration par fatigue.

Les lois de fatigues ont été utilisées afin de prédire la dégradation causée par le passage

répétitif des charges lourdes sur les chaussées souples. Généralement, une loi de fatigue est

une relation mathématique reliant un paramètre de réponse mécanique et le nombre

d’applications de charges permises ou prédites. Dans la littérature il y plusieurs formes de

lois de fatigue, mais la plupart ont la forme suivante, AASHTO (1993); Hall et al., (1992);

Finn et al., (1986):

39

𝑵𝑵𝟐𝟐 = 𝟐𝟐𝟏𝟏𝜺𝜺𝒐𝒐−𝟐𝟐𝟐𝟐𝑬𝑬𝟏𝟏−𝟐𝟐𝟑𝟑 Équation 17

Avec:

Nf = nombre d'application de charges admissible avant la rupture par fatigue

𝜺𝜺𝒐𝒐 = déformation en traction

E1 = module du revêtement

f1, f2,f3 = constantes de régression, soit des paramètres empiriques du comportement en

fatigue du matériau

D’après Huang (2004); Asphalt lnstitute(l9S2) et Shell (1987), les constantes de régression

qui ont été utilisées par les différents travaux de recherches sont présentées dans le Tableau

2-3.

Tableau 2-3 : Répertoire des constantes de régression - loi de fatigue, Alejandro (2010).

Cependant, en Amérique du Nord, la loi de l’Asphalt Institute est le plus utilisée vu que les

paramètres de régression sont issus des résultats des différents essais effectués sur des

matériaux soumis au climat local.

40

2.4.3 Mécanismes d’endommagement par orniérage

L’orniérage est l’un des problèmes majeurs qui se trouve sur les chaussées souples qui peut

être dû aux diverses causes. Généralement, l’orniérage est l’accumulation des déformations

permanentes de toutes les couches constituant la structure de la chaussée. Aussi, l’orniérage

est peut-être le résultat d’une mauvaise mise en place de la structure de la chaussée comme

le compactage ou l’épaisseur des couches qui ne supporte pas les charges lourdes.

L’orniérage peut dégrader la qualité du roulement, ce qui peut influencer sur la sécurité des

usagers. De plus, les ornières sont des zones potentielles d'accumulation de l'eau de pluie qui

sont susceptibles d'augmenter les risques de glissance et d'aquaplanage.

Les chercheurs ont modélisé la loi d’endommagement par déformation permanente ou par

orniérage structural selon la forme générale suivante :

𝑵𝑵𝒅𝒅 = 𝟐𝟐𝟒𝟒𝜺𝜺𝒐𝒐−𝟐𝟐𝟓𝟓 Équation 18

Où :

Nd = nombre d'application de charges admissible avant la rupture par l'orniérage

𝜀𝜀𝑐𝑐 = déformation en compression

f4, f5 = constantes de régression, soit des paramètres empiriques du comportement en

compression du matériau ou du sol d'infrastructure.

Également, d’après le Tableau 2-4 qui présente les valeurs des constantes de régressions qui

ont été utilisées par les différents chercheurs selon Huang (2004); Asphalt Institute (1982);

Shell (1987) et Pierce et al. (1993).

41

Tableau 2-4 : Répertoire des constantes de régression - déformation permanente, Alejandro (2010).

2.4.4 Loi d’endommagement de Miner

La loi empirique de Miner (1945) est fréquemment utilisée pendant la conception ou le

dimensionnement des chaussées souples. Cette loi permet de calculer le taux de dégradation

d’une chaussée soumise au passage répétitif des charges lourdes. La théorie de Miner permet

d’obtenir le dommage causé par les charges lourdes, elle est exprimée par le taux entre le

nombre de charges appliquées sur la chaussée à une telle période et le nombre de charges

admissibles pendant sa durée de vie utile. La théorie linéaire de Miner est présentée par

l’équation suivante :

∑ 𝑰𝑰𝒊𝒊𝒊𝒊 = ∑ 𝒏𝒏𝒊𝒊𝑵𝑵𝒊𝒊𝒊𝒊 ≤ 𝟏𝟏 Équation 19

Où :

Di = Dommage partiel dû à l’application des charges dans la iième période.

Ni = Nombre de charges appliquées durant la période i.

Ni = Nombre de charges admissibles pendant la durée de vie utile de la chaussée.

Cette loi empirique envisage la rupture de la chaussée par fatigue lorsque la somme des

dommages partiels atteint ou dépasse l’unité. De plus, cela signifie que les dommages

évoluent linéairement en fonction du nombre de charges appliquées.

42

2.5 Restriction de charges durant le dégel Dans les régions froides, les chaussées sont considérablement affaiblies par les effets de gel-

dégel et par les dommages causés par les charges lourdes pendant la période de dégel

printanier. Pour contrer cette problématique, les autorités appliquent une période de

restrictions des charges durant la période de dégel en limitant les charges par essieu ou par

véhicule, car durant cette période, les différentes couches de la chaussée sont, généralement,

saturées d’eau qui ne peut être efficacement drainée hors du sol causant ainsi une

augmentation excessive de la pression interstitielle dans les matériaux de la chaussée. Cela

mène à la diminution de la contrainte effective de la structure de chaussée et à une moins

bonne capacité à supporter le poids des véhicules lourds. La période des restrictions de

charges permet à la chaussée de récupérer progressivement sa capacité portante sans avoir

des dommages excessifs. Ainsi, cette stratégie permet de diminuer l’impact des charges

lourdes sur les chaussées affaiblies, et donc minimiser les coûts de réhabilitation et

d’entretien.

La période critique de la mise en place de la période des restrictions des charges est appliquée

lorsque la profondeur de dégel pénètre dans le corps de la chaussée à une certaine profondeur

et aussi lorsque la rigidité des couches inférieures de la chaussée commence à diminuer.

Toutefois, la réussite de l’application de la période des restrictions des charges dépend d’un

bon suivi de la profondeur de dégel et de la rigidité de différentes couches de la chaussée. Au

Québec, le Ministère des Transports détermine chaque printemps les dates de la période de

dégel pour les trois zones que compte le territoire québécois, la Figure 2-26 présente les zones

de dégel. Durant cette période, une réduction de l’ordre de 8 à 20 % de la charge est appliquée

à tous les essieux. Cependant, l’entrée en vigueur de la période des restrictions de charges

soulève une certaine question sur la période exacte de l’application et du retrait des

restrictions de charges. Entre outre, les limites des charges imposées aux véhicules lourds,

les effets sur l’industrie du transport et sur les procédures utilisées pour déterminer la date de

l’application et de l’enlèvement de la restriction sont des défis à relever par les autorités.

43

Figure 2-26 : Carte détaillée des zones de dégel (MTMDET).

Comme mentionnée précédemment, les restrictions de charges réduisent considérablement

les dommages causés à la chaussée durant le dégel, mais ces restrictions ont un impact sur

l’économie en général. En 1992, la Banque Mondiale a publié un rapport sur une étude

effectuée dans quelques pays sur les avantages économiques lors de l’imposition des périodes

de restrictions des charges, le Tableau 2-5 présente l’économie des coûts associés aux

restrictions saisonnières de charge. D’après ce tableau, il est possible de constater que les

économies dues à l’imposition de restrictions des charges varient entre 40 et 92 % avec une

moyenne de 79 %, ce qui est énorme comme économie. Les coûts indiqués sur le Tableau

2-5 incluent les coûts de réfection, de réhabilitation et des coûts de perte de productivité

encaissés par l’industrie des transports.

44

Tableau 2-5 : Économie de coûts associés au restrictions saisonnières de charge d'après la Banque Mondiale.

Autre étude sur les effets de l’imposition des restrictions de charges a été effectuée par le

Federal Highway Administration (FHWA) aux États-Unis en 1990. Cette étude a analysé les

avantages de l’imposition des restrictions de charges qui sont montrés sur le Tableau 2-6. Les

résultats montrés sur ce tableau indiquent une augmentation importante de la durée de vie

utile des chaussées lors de l’application d’une réduction de charges. Au Québec, l’imposition

des restrictions de charges réduit l’agressivité d’un véhicule lourd de 22 % en moyenne, mais

augmente de 7 % le nombre de déplacements requis pour transporter la même quantité de

marchandise (St Laurent, 2003). Toujours selon St Laurent (2003), les charges lourdes

causent 62 % de dommages journaliers durant la période des restrictions par rapport à l’été

ou à l’automne. Aussi, l’imposition des restrictions de charges permet de réduire les

dommages causés par les charges lourdes durant la période de dégel de 18 à 72 %. Tableau 2-6 : Avantages de l’imposition de restrictions saisonnières de charge (FHWA

1990 tiré de Bilodeau et Doré, 2013).

45

Toutefois, l’optimisation de la période des restrictions de charges est nécessaire afin de

minimiser les effets économiques sur l’industrie des transports. Cela implique que les

méthodes utilisées pour la détermination de la mise en place et du retrait des restrictions de

charges doivent être rigoureuses. En général, le début de la période de restrictions des charges

commence avec l’apparition de l’isotherme zéro degré Celsius dans la fondation. Cependant,

plusieurs méthodes sont utilisées pour déterminer le début des restrictions des charges. En

effet, il y a des méthodes directes de calcul, par exemple, celles des tubes de mesure de la

profondeur de dégel ou du déflectomètre, ou encore des méthodes indirectes de calcul,

notamment les bases de données historiques, les prévisions météorologiques, les modèles de

prédiction ou encore les évaluations d’experts.

Plusieurs chercheurs ont investigué des méthodes permettant de déterminer la date de début

et du retrait des restrictions de charges dans les régions froides. Quelques recherches ont

donné de bons résultats en reliant la déflexion du revêtement et le dommage potentiel pendant

le dégel (Rutherford, 1989), (Scrivner, F.H, Peohl, R., Moore, W.M., and Phillips, M.B.,

1969), (Van Deusen, D., Schrader, C., and Johnson, G., 1997), (Nordal, R.S., 1982), (Nordal,

R.S., and Saetersdal, R., 1982), (WSDOT Pavement Guide, Vol. 2, Seattle, WA, 1995). Or,

le test de la déflexion est une méthode difficile à utiliser à cause du changement rapide des

conditions de la chaussée et de l'étendue des réseaux. C’est pourquoi plusieurs projets de

recherches ont essayé d’utiliser l’indice de gel et l’indice de dégel en se basant sur la

température moyenne de l’air afin d’estimer le début et la fin de la période de restrictions des

charges. Les plus importantes études de recherche seront discutées brièvement dans les

paragraphes suivants.

2.5.1 Les recherches de WSDOT

Le Département des Transports de l’État de Washington (WSDOT) a effectué une énorme

recherche sur la relation entre la température moyenne de l’air et la profondeur de dégel dans

la structure de la chaussée (Rutherford, 1989), (Scrivner, F.H, Peohl, R., Moore, W.M., and

Phillips, M.B., 1969), (Van Deusen, D., Schrader, C., and Johnson, G., 1997), (Nordal, R.S.,

1982), (Nordal, R.S., and Saetersdal, R., 1982), (WSDOT Pavement Guide, Vol. 2, Seattle,

WA, 1995). Ces recherches ont été basées sur l’utilisation d’une simple équation reliant

l’indice de gel et l’indice de dégel afin de prédire le début et la fin des restrictions des charges.

Cette relation a été développée à partir d’une simulation de flux de chaleur dans un sol

46

d’infrastructure de type granulats fins et un indice de gel compris entre 200 et 1000 °C.jours.

L’équation 17 présente la relation entre l’indice de gel et la durée de dégel et l’équation 18

présente la relation entre l’indice de gel et l’indice de dégel.

𝑰𝑰 = 𝟐𝟐𝟓𝟓 + 𝟓𝟓.𝟓𝟓𝟏𝟏𝟒𝟒 ∗ 𝑰𝑰𝑰𝑰 Équation 20

Où D = durée de dégel (jours) IG = indice de gel (°C.jours) 𝑰𝑰𝑰𝑰 = 𝟓𝟓.𝟑𝟑 ∗ 𝑰𝑰𝑰𝑰 Équation 21

Où ID = indice de dégel (°C.jours) Il est important de noter que ces équations décrivent la durée de dégel et la durée de

restrictions des charges. Aussi, il a été montré que les équations ci-dessus prédisent une durée

de dégel plus longue que la durée de dégel réelle, ainsi WSDOT a adopté ces équations

comme des moyens permettant de prédire la durée de la restriction des charges dans l’état de

Washington. Cependant, La durée surestimée de la période de restrictions des charges permet

à la fondation de récupérer suffisamment sa capacité portante lorsque le dégel est

complètement terminé.

2.5.2 Études satellitaires en utilisant l’indice de gel et l’indice de dégel

Dans l’état de Wisconsin, les résultats d’un projet de recherche effectué durant la dernière

décennie ont été présentés par (Yesiller, et. al., 1996). Pendant cette étude, ils ont comparé

la date prédite du début et de la fin du gel en utilisant le modèle de WSDOT avec les mesures

directes en utilisant le gelmètre. Il a été démontré que les équations de WSDOT étaient mieux

adaptées dans les grains fins plutôt que dans les matériaux de fondation granulaires. Ils ont

montré aussi que les gèlmètres indiquent le début de dégel plus tôt que le modèle de WSDOT.

Cela signifier que la méthode WSDOT prédit une période de restrictions des charges plus

longue que la durée de dégel réelle.

47

Une autre étude a été menée par (Wilson, 1994) dans le Dakota du Sud DOT durant laquelle

il a été constaté que les données de la température de l’air devraient être utilisées pour prédire

le début et la fin de la date de restrictions des charges en se basant sur les critères établis par

WSDOT. Cependant une étude du suivi de la température de la surface de la chaussée a

recommandé un étalonnage des équations de WSDOT pour qu’elles puissent être adaptées

au Dakota du Sud.

2.5.3 Recherches Norvégiennes

Une étude d’une durée de cinq ans a été effectuée par (Nordal, R.S, 1982). Durant cette étude,

les mesures de déflexion et des gèlmètres ont été utilisées. Les résultats de cette étude ont

montré que la date du retrait de la période de restrictions des charges dépend de la profondeur

de gel, d’une part, et du ratio entre la charge d’essieu autorisée lors du dégel en printemps et

en été, d’autre part. La date à laquelle la période de restrictions des charges a été enlevée a

été exprimée en termes de semaines après la date de la profondeur de dégel critique. Les

mesures de la déflexion, de soulèvement et de la profondeur de gel ont été effectuées sur

deux sections de chaussée construites en deux couches, l’une en argile et l’autre en silt. Cette

étude a indiqué que la déflexion maximale sur la section de fondation en argile se produit

toujours à la fin de la durée de dégel. Cependant la déflexion maximale sur la section de

fondation en silt se produit d’une manière irrégulière pendant ou après le dégel. Ainsi des

essais ont été effectués afin de trouver une corrélation entre la déflexion maximale et les

autres paramètres. Toutefois, de bonnes corrélations ont été trouvées pour les sections

d’argile, mais pas pour le cas des sections de silt.

Pourtant, l’utilisation des méthodes mentionnées ci-dessus ne peut être généralisée dans les

autres régions froides, car le développement de ces équations a été basé sur des données

météorologiques propres à la région où l’étude a été effectuée donc une réadaptation de ces

équations selon la région concernée est nécessaire sans oublier les variations annuelles de la

température dues aux changements climatiques.

Au Canada, toutes les provinces appliquent une période de restrictions des charges. Cette

stratégie a pour but de protéger les chaussées des effets des charges lourdes en réduisant

48

celles-ci. Les restrictions imposées ne varient pas seulement en durée, mais encore à celui

des modalités techniques et pratiques de mise en œuvre. Le Tableau 2-7 présente les dates

d’entrée en vigueur et de levée de restrictions de charges et les méthodes permettant

d’appliquer la période des restrictions de charges dans les différentes provinces canadiennes.

Tableau 2-7 : Dates d'imposition, méthodes de détermination et modalités d'application des restrictions de charges dans les provinces canadiennes (tiré de Bullock et coll., 2006).

49

L’application de la période de restrictions des charges est utilisée comme moyen de prévenir

la détérioration prématurée de la chaussée causée par les charges lourdes durant le printemps.

Durant cette période, la chaussée est à sa plus faible capacité structurale. Une grande partie

de la recherche a été menée dans le but de mettre en place la restriction des charges de

manière optimale. Cependant, la question de l’optimisation de la période de restrictions des

charges reste une problématique majeure lors de gestion des infrastructures routières. Ainsi,

des nouvelles techniques de conception des chaussées ont permis de réduire les effets de gel

dans la structure de la chaussée. Ces techniques seront le sujet de la section suivante.

2.6 Techniques de conception permettant d’atténuer les effets du gel et du dégel

Comme il a été discuté dans la section précédente, la restriction des charges au printemps,

afin de réduire les dommages relatifs à la perte de la capacité portante, ne permet pas seule

une protection totale de la chaussée contre les effets néfastes des charges lourdes. Selon (Doré

et Zubeck, 2009) il y a deux stratégies principales permettant une protection importante des

chaussées soumises à l’action du gel. La première stratégie consiste à réduire les effets du

soulèvement par le gel afin de contrôler le développement excessif saisonnier et à long terme

de la rugosité. Aussi le fait de limiter le soulèvement au gel permet également de réduire la

50

fissuration due au soulèvement au gel et aide à contrôler l’affaiblissement au dégel. La

deuxième stratégie consiste à renforcer la structure de la chaussée afin de la rendre plus

résistante aux forces du soulèvement au gel ou de l’affaiblissement au dégel.

2.6.1 Atténuation des effets au gel

La réduction des effets au gel peut être effectuée par plusieurs méthodes. Cependant, il y a

deux principales méthodes permettant d’atténuer ou de contrôler le soulèvement au gel dans

les chaussées souples. Il s’agit de l’utilisation des transitions longitudinales et l’isolation des

chaussées.

2.6.1.1 Transition longitudinale Dans les régions froides, la présence des sols adjacents différents au point de vue gélivité

nécessite la construction des transitions longitudinales pour contrer les soulèvements au gel

différentiel (Doré et Zubeck, 2009). Cette technique est la plus utilisée dans les chaussées

traversant des sols qui sont susceptibles de développer un soulèvement au gel important. La

Figure 2-27 présente une transition longitudinale typique utilisée dans la construction des

chaussées.

Selon Dysli (1991) et Doré et Zubeck (2009), la conception d’une transition longitudinale

doit être faite selon les principes suivants :

L’épaisseur maximale de la transition doit être, telle que l’épaisseur totale de la

protection granulaire (D) au niveau du contact entre les deux unités de sol, égales ou

supérieures à la pénétration maximale prévue du gel dans les sols granulaires.

La longueur de la transition (L) devrait permettre une atténuation adéquate du

soulèvement différentiel entre les deux unités de sol. Aussi la longueur de la

transition (L) devrait prendre en considération la vitesse du trafic et les différences

prévues en soulèvement au gel entre deux unités de sol adjacentes. Généralement,

une pente (S) de 20 H :1 V et une longueur de (L) de 20 m sont typiquement

recommandés pour les formes des transitions longitudinales.

51

2.6.1.2 Isolation des chaussées L’isolation des chaussées est, généralement, utilisée dans les cas où il y a un sol très gélif qui

pourrait conduire à un soulèvement au gel différentiel sévère. En effet, l’utilisation d’une

couche isolante dans une chaussée a comme objectif de diminuer la pénétration du front de

gel dans la chaussée en réduisant considérablement la perte de chaleur lorsque la chaussée

est exposée à l’air froid ou à la température négative. En faisant ainsi, la température du sol

est susceptible de rester au-dessus de la température de congélation pendant l’hiver. En

conséquence, la pénétration du front de gel et le soulèvement au gel différentiel sont

minimisés sinon éliminés (Lachance, 1999). En outre, l’utilisation des couches isolantes est

couramment utilisée pour protéger le pergélisol contre les effets du dégel. Cependant

l’utilisation des couches isolantes peut rendre la chaussée plus faible au point de vue

mécanique, donc la conception des chaussées dans ces conditions doit être faite avec un soin

particulier. En général, il y a deux catégories de couches isolantes : les couches isolantes secs

et les couches isolantes humides.

Les couches isolantes sèches ont une résistance très élevée face à l’écoulement de

flux de chaleur, ce qui réduit la conductivité thermique dans les sols. De plus, ces

couches absorbent une quantité élevée d’eau, ce qui leur permet de garder une grande

quantité de chaleur latente qui s’oppose à l’avancement du front de gel lorsque celui-

ci atteint la couche isolante. Le polystyrène est le matériau le plus utilisé comme

couche isolante dans les chaussées (St-Laurent, 2003).

Les couches isolantes humides sont caractérisées par leurs faibles perméabilités au

flux géothermique et un dégagement important de la chaleur latente lors du gel de

cette couche. Généralement, le résidu de bois est largement utilisé comme couche

isolante humide.

Plusieurs autres produits d’isolation sont utilisés comme isolants dans les chaussées. Entre

autres, le béton léger et les agrégats légers qui sont caractérisés par une isolation thermique

importante et aussi par une résistance mécanique élevée.

L’isolation des chaussées est une technique plus répandue dans les régions froides pour

limiter les effets de gel. La résistance mécanique faible de cette isolation et le risque associé

au givrage différentiel en surface nécessitent une mise en place particulière de la couche

52

isolante à une certaine profondeur. En général, une profondeur sous la surface de la chaussée

entre 350 et 450 mm est recommandée (Dysli, 1991, MTMDET 1995).

Figure 2-27 : Forme d'une transition longitudinale utilisée pour atténuer le comportement différentiel d'une route traversant deux sols à différentes susceptibilités au gel (Doré et Zubeck, 2009).

2.6 Conclusion Cette section de la littérature a permis d’étudier les mécanismes pouvant influencer le

comportement mécanique, thermique et hydrique des chaussées. De plus, les effets des

charges lourdes sur les chaussées ont été étudiés. Finalement, les techniques existantes

permettant d’atténuer les effets du gel et du dégel sur les chaussées ont été discutées en

commençant par des méthodes de conception modernes et en terminant avec l’imposition

d’une période de restriction des charges durant le dégel.

Cependant, les études qui ont été proposées afin de prédire la période exacte de restriction

des charges, surtout lorsqu’il s’agit du début et de la fin de la période de restriction, ont trouvé

53

des difficultés pour qu’elles puissent être transposées dans des zones différentes de celles qui

ont été servies à leur développement. Aussi le changement du climat a rendu difficile la

possibilité de se baser sur une date fixe pour imposer la restriction des charges. La plupart

des chercheurs ont utilisé l’indice de gel ou de dégel afin de prédire la date de l’imposition

de restriction des charges, mais avec les complexités citées ci-dessus, cette tâche devient

presque impossible avec un décalage saisonnier très remarquable. À cet effet, pour

contourner cette problématique, le Ministère des Transports du Québec a installé des

thermistances permettant de mesurer d’une manière continue et en temps réel la température

à différentes profondeurs dans la chaussée. Ainsi cette technique permet de savoir exactement

à quelle date et à quelle profondeur il est préférable d’appliquer la période de restriction des

charges. Cela aide à diriger ce projet de recherche vers une compréhension plus approfondie

des mécanismes d’affaiblissement des chaussées et à quelle profondeur la période de

restriction des charges devrait entrée en vigueur ou se terminer.

54

Chapitre 3 Description de la fosse d’essai, de l’instrumentation utilisée et de la méthodologie

3.1 Fosse d’essais Afin de mieux comprendre le comportement mécanique, hydrique et thermique de la

chaussée sous les effets des charges lourdes pendant le dégel, deux sections de chaussées ont

été construites. La première section c’est la Fosse d’Essai au Laboratoire Géotechnique de

l’Université Laval qui est le sujet de ce mémoire et la deuxième section est au Site

Expérimental Routier de l’Université Laval (SERUL). Ce site est situé dans la réserve

faunique des Laurentides à hauteur du km 103 au nord de Québec via la route nationale 175.

Les deux sections comportent les mêmes matériaux de chaussée avec les mêmes épaisseurs,

mais sont soumises à des conditions environnementales différentes.

Une fosse d’essai en béton de dimension 2 x 6 x 2 m3, telle que présentée sur la Figure 3-1,

a été construite dans le laboratoire de géotechnique routière de l’Université Laval.

Figure 3-1 : Fosse d’essai au laboratoire de géotechnique routière.

La fosse sera remplie de façon à obtenir une structure de chaussée contenant les mêmes

épaisseurs de matériaux que ceux qui sont retrouvés au SERUL pour la section ayant un

55

enrobé de 100 mm. Par contre, l’enrobé bitumineux qui s’y retrouve est de type EB-10 tandis

que celui du SERUL est de type ESG 10, et a une épaisseur de 100 mm. La fondation est

constituée de matériaux MG 20, la sous-fondation de matériaux MG 112 et le sol

d’infrastructure est un sable silteux SM, soit le même sol que celui retrouvé au SERUL. Le

Tableau 3-1 présente une stratigraphie des matériaux utilisés dans la fosse d’essai.

Tableau 3-1 : Stratigraphie de la fosse d'essai.

Matériaux Épaisseur

Enrobé bitumineux EB-10 100

Fondation MG-20 200

Sous-fondation MG-112 450

Sol d’infrastructure SM -

56

3.2 Instrumentation L’interprétation du comportement thermique, mécanique et hydrique de la chaussée a été

effectuée par plusieurs types d’instruments qui ont été installés à différentes profondeurs dans

la chaussée.

Il faut signaler que l’instrumentation décrite dans cette section est la même que celle qui a

été utilisée dans le SERUL. Ainsi, la description de l’instrumentation et les photos sont

similaires aux celles présentées par Mamadou Badiane (volet terrain, Badiane 2016).

3.2.1 Jauges de déformations

L’Université Laval en collaboration avec la compagnie Openses a développé les jauges de

déformations verticales et horizontales pour l’enrobé bitumineux et les matériaux non liés.

Afin d’installer les jauges de déformation horizontales dans les deux directions horizontales

et longitudinales, des carottes d’enrobés bitumineux ont été prélevées à la fosse d’essai. Par

la suite, une pièce de plastique en croisillon contenant les jauges de déformation est installée

sur la carotte préalablement usinée pour s’adapter à celle-ci. Cette pièce est collée sur la

carotte à l’aide de colle époxy. La Figure 3-2 présente le processus d’installation des jauges

de déformations horizontales, transversales et longitudinales sur des carottes d’enrobé

bitumineux.

57

Figure 3-2 : Processus d’installation des jauges de déformations horizontales, transversales et longitudinales dans l’enrobé bitumineux.

Une fois l’installation des jauges est terminée, une calibration des jauges a été effectuée à

l’aide d’un capteur LVDT (Linear Variable Differential Transformer) de haute précision.

Celui-ci est présenté sur la Figure 3-3 . Afin d’effectuer une calibration des jauges, une légère

force est appliquée sur l’échantillon ce qui induit l’apparition d’une déformation en traction

sur la jauge de déformation optique. À ce moment-là, une déformation en traction est obtenue

avec le capteur LVDT. En effet, la calibration est représentée par la relation entre les deux

lectures de déformation. Un exemple de calibration est présenté par la Figure 3-4.

58

Figure 3-3 : Capteur LVDT qui a permis d’effectuer la calibration des jauges de déformations de l’enrobé bitumineux.

Figure 3-4 : Exemple de calibration des jauges de déformation transversales et longitudinales de l’enrobé bitumineux dans la fosse d’essai.

59

L’installation des jauges de déformation verticales dans les matériaux non liés est présentée

sur la Figure 3-5. Un plastique spécial de type PVDC a été utilisé ayant un module de

compression compris entre 380 et 655 MPa. Le choix de ce plastique a été basé premièrement

en raison de sa bonne cohésion avec l’époxy et deuxièmement en raison de son module

d’élasticité qui s’approchant de celui des matériaux granulaires non liés. Par la suite, la jauge

de déformation a été collée dans un tube de plastique fin et celui-ci a, lui-même, été collé

dans un tube de plastique plus grossier qui représente le corps du capteur. Les dimensions du

corps du capteur ont été minimisées afin que le plastique affecte le moins possible la

déformation verticale. Afin de maximiser la réponse du capteur en fonction du sol et non du

plastique, des plaques de 100 mm ont été vissées dans chaque extrémité du capteur pour

mobiliser une quantité significative de sol aux pourtours du corps du capteur. Finalement, la

calibration a été effectuée avec une charge de compression verticale. Le système de

calibration et un exemple de courbe de calibration sont présentés sur les Figure 3-6 et Figure

3-7. Pendant les essais, les lectures collectées sur le système Opsens sont multipliées par le

facteur de calibration pour obtenir les déformations réelles.

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

60

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

Figure 3-7 : Exemple de calibration des jauges de déformation verticale.

61

3.2.2 Jauges de contraintes

La mesure des contraintes dans le sol d’infrastructure et dans les couches des matériaux

granulaires a été effectuée par des jauges de contraintes. Ces jauges de contraintes ont été

développées par la compagnie Tokyo Sokki Kenkyujo. Les jauges de contraintes sont

présentées sur la Figure 3-8. La calibration de ces jauges a été effectuée à l’Université Laval.

La Figure 3-9 présente le système de calibration tandis que la Figure 3-10 présente le résultat

de la calibration.

Les jauges de contraintes sont des jauges de type cellule de charge. Elles font 100 mm de

diamètre, avec une surface effective de mesure de 78 mm de diamètre, ainsi que 20 mm de

hauteur. Les jauges installées dans la couche de fondation ont une capacité de 1000 kPa, alors

que celles installées dans la sous-fondation et le sol d’infrastructure ont une capacité de 200

kPa. Les capacités des jauges ont été sélectionnées suite à une analyse faite à l’aide d’un

logiciel multicouche linéaire élastique (Winjulea). (Bilodeau et Doré, 2013).

Figure 3-8: Jauges de contraintes.

62

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

Figure 3-10 : Exemple de calibration pour les jauges de contraintes dans la fosse d’essai.

0

200

400

600

800

1000

1200

0,0 200,0 400,0 600,0 800,0 1000,0 1200,0

pres

sion

mes

urée

/KPa

Pression théorique/KPa

No.47

No.48

No.20

63

3.2.3 Tekscan

La transmission des contraintes dues à l’application d’une charge en surface de la chaussée

dépend de la surface de contact à l’interface pneu-chaussée et du poids appliqué sur cette

surface. Pour mesurer la surface et la pression de contact entre des pneus jumelés et le

revêtement d’une chaussée, le système de mesure TekScan a été utilisé. Le système, constitué

de trois (3) principales composantes : le capteur (Figure 3-11), l’électronique permettant de

solliciter le capteur et le logiciel de contrôle et d’acquisition (iScan).

Figure 3-11 : Système de mesure TireScan

3.2.4 Jauges de succion matricielle

Les jauges Decagon MPS-2, illustrées sur la

Figure 3-12, ont été sélectionnées afin de mesurer la succion matricielle. Ces jauges mesurent

la permittivité diélectrique d’une matrice solide pour déterminer le potentiel de l’eau

interstitielle. Aussi, cette jauge peut mesurer en même temps la température de la couche à

l’aide d’une thermistance installée dans son bâti.

64

Figure 3-12 : Jauges de succion matricielle MPS-2.

3.2.5 Teneur en eau

La mesure de la variation de la teneur en eau dans la chaussée a été effectuée par des jauges

de teneur en eau volumétrique de type ThetaProbes ML2x, illustrées à la Figure 3-13. Ces

jauges ont été installées dans la fondation, la sous-fondation et le sol d’infrastructure.

L’estimation de la teneur en eau du sol s’effectue avec ces jauges qui mesurent la permittivité

diélectrique. Ces jauges génèrent une onde sinusoïdale de 100MHz de fréquence dans une

ligne coaxiale composée de 2 parties : la sonde et la partie du sol avec 4 électrodes

métalliques (6 cm de long) (Gaskin et Miller, 1996 tiré de TA et coll. 2008). La différence

de potentiel électrique entre un cristal oscillateur et celui réfléchi par les tiges est utilisée

pour déterminer la constante diélectrique du sol. La constante diélectrique de l’eau libre est

beaucoup plus élevée (80) que celle des autres composantes du sol (air = 1, matrice solide =

4-7). Ainsi, la principale source de variation de la constante diélectrique du sol est son

humidité volumique (𝜃𝜃) (INRA Avignon, 2000). Lorsque calibrée dans un sol donné, la jauge

permet d’estimer la teneur en eau volumétrique avec une précision de 1 %. Elle s’utilise aussi

bien en surface qu’en profondeur. De plus, son utilisation est possible en conditions salines

(Bourgie et Doré, 2003). Elle peut aussi être raccordée à un système d’acquisition des

données conventionnelles permettant ainsi sa lecture en continu.

65

Figure 3-13 : Jauges de teneur en eau ThetaProbe.

Afin d’effectuer une calibration de ces jauges, des échantillons de sol et de matériaux

granulaires ont été prélevés dans les différentes couches de la structure de chaussée

construites dans la fosse d’essai du laboratoire de l’Université Laval. La mesure de la

permittivité diélectrique de ces différents types de sols a été faite par les jauges de

ThetaProbe. Aussi la teneur en eau a été mesurée au laboratoire. La courbe de calibration

utilisée est présentée sur la Figure 3-14.

Figure 3-14 : Exemple de calibration d’une jauge ThetaProbe.

66

L’équation 19 représente l’équation de calibration des jauges de teneur en eau et l’équation

de conversion des teneurs en eau volumétrique en teneur en eau massique :

𝜽𝜽 (𝒎𝒎𝟑𝟑

𝒎𝒎𝟑𝟑) = 0,5202*V-0,0536

Équation 22

𝒘𝒘 (%) = 𝜽𝜽∗𝝆𝝆𝒘𝒘𝝆𝝆𝒅𝒅

∗ 𝟏𝟏𝟓𝟓𝟓𝟓

Avec θ : Teneur en eau volumétrique (m3/m3)

V : Voltage (V)

w : Teneur en eau massique (%)

𝜌𝜌𝑤𝑤: Masse volumique de l’eau (1000 kg/ m3)

𝜌𝜌𝑑𝑑 : Masse volumique sèche (kg/m3)

3.2.6 Températures

Afin de suivre l’évolution de la température dans les différentes couches de la chaussée, un

câble de 13 thermistances de 2 m de longueur a été installé dans la fosse d’essai. La Figure

3-15 présente le câble de thermistances utilisées. Les thermistances sont insérées dans les

tubes noirs. Ensuite, la lecture des thermistances a été faite à l’aide d’un multimètre. Il s’agit

de mesurer la résistance et ensuite de calculer la température à l’aide des équations de

calibration. Le Tableau 3-2 présente les différentes positions des thermistances dans la

structure de la chaussée.

67

Figure 3-15 : Jauges de températures

Tableau 3-2 : Position des thermistances.

Types Profondeur des thermistances (mm)

Thermistances dans la fosse d’essai

50, 100, 200, 300, 400, 600, 900, 1100, 1300, 1500, 1700, 1900, 2000

3.3 Installation de l’instrumentation

3.3.1 Phase de construction

La construction de la fosse d’essai au laboratoire de géotechnique routière de l’université

Laval a été effectuée couche par couche. Les différentes étapes de la construction sont

présentées à la Figure 3-16.

68

Fosse vide Granulats concassés geotextile sol d’infrastructure

Compaction de : sol d’infrastructure Sous fondation Fondation

Fondation Compaction de la fondation Compaction de l’enrobé bitumineux

Figure 3-16 : Construction de la fosse d’essai dans le laboratoire de l’université Laval.

69

Après le compactage du sol d’infrastructure, trois points ont été sélectionnés pour connaitre

la densité et le niveau de compaction du sol d’infrastructure à l’aide de la méthode du cône

à sable (CAN/BNQ 2501-060/2005). Les niveaux de compaction obtenus pour les trois points

sont 100,3 %, 103,1 % et 97,3 %. Ensuite les jauges de contrainte, les jauges de déformation

verticales et les jauges de teneur en eau ont été installées au centre de la chaussée

expérimentale. L’ichnographie de la section est présentée à la Figure 3-17 et les différentes

étapes de l’installation de l’instrumentation du sol d’infrastructure sont illustrées sur la Figure

3-18.

Jauges de contraintes

Jauges de déformation verticale

Jauges d’humidité

100cm

12cm

15cm

325cm

Porte garage

Figure 3-17 : Ichnographie de la position des capteurs dans le sol d’infrastructure.

70

Préparation de l’installation Jauges de déformation

Jauges de contraintes Jauges ThetaProbes

Figure 3-18 : Installation des capteurs dans le sol d’infrastructure.

Pour la sous-fondation, un matériau MG112 a été utilisé. Dans cette couche, les

instrumentations ont été installées à mi- profondeur. Le niveau de compaction de deux points

a aussi été mesuré et a donné 97,6 % et 95,6 %. La position des différents instruments est la

même que dans le sol d’infrastructure. Les différentes étapes de l’instrumentation de la sous-

fondation sont présentées à la Figure 3-19.

71

Préparation de l’installation Jauges de déformation

Jauges ThetaProbes Partie supérieure jauges de déformation

Figure 3-19 : Installation des capteurs dans la sous-fondation.

Après la compaction de la sous-fondation, du matériau MG-20 d’une source calcaire a été

utilisé pour la fondation. Dans cette couche, en plus des instruments installés dans les couches

sous-jacentes, une jauge de succion matricielle a été installée à côté de la jauge de

déformation verticale. Pour l’installation des thermistances dans la structure, un tube de

plastique a été inséré au centre de la chaussée sur toute la profondeur au tout début de la mise

en place des couches. Les thermistances ont ensuite été insérées dans ce tube, comme montré

sur la Figure 3-20-f, après la compaction de la fondation. Du sable a été inséré dans le tube

de plastique pour combler les vides entre les thermistances et le tube. Les niveaux de

compaction de la fondation ont été mesurés et ont donné 97,2 % et 97,7 %. Ils sont légèrement

inférieurs à la norme exigée pour la compaction de la couche de fondation qui est de 98 %.

Les différentes étapes de l’installation de l’instrumentation sont présentées à la Figure 3-20.

72

a) Jauges de déformation verticales b) Jauges de contraintes

c) Jauges de succion matricielle d) Jauges ThetaProbes

e) Partie supérieure de la jauge de déformation verticale

f) Installation des thermistances

Figure 3-20 : Installation des capteurs dans la fondation.

73

Un enrobé bitumineux de type EB-10 a été utilisé pour le revêtement. Pour l’installation des

jauges de déformations transversales et longitudinales, une carotteuse a été utilisée pour faire

des trous dans le revêtement. Par la suite, une carotte d’enrobé bitumineux déjà instrumentée

a été placée dans le trou et collée à l’aide d’une colle époxy comme montré sur la Figure

3-21.

Figure 3-21 : Installation des jauges de déformation dans l’enrobé bitumineux.

En plus de tous ces instruments, un capteur LVDT a été installé à la surface pour mesurer les

déflexions à la surface pendant les cycles de gel-dégel comme montré sur la Figure 3-22. Le

principe de fonctionnement de ce capteur est similaire à la poutre Benkelman.

74

Figure 3-22 : Capteurs des déflexions en surface.

La Figure 3-23 présente les différents instruments présents en vue de profil dans la fosse

d’essai du laboratoire de géotechnique routière.

Figure 3-23 : Position des instruments dans la fosse d’essai.

75

3.4 Bilan de l’instrumentation

Après l’installation des différents instruments de mesure, une première sollicitation

mécanique a été faite à l’aide du simulateur et les résultats initiaux sont présentés à la Figure

3-24.

a) Déformations longitudinales et transversales dans l’enrobé bitumineux

b) Déformations verticales dans les couches de sols et de matériaux granulaires

76

c) Contraintes verticales dans les couches de sols et de matériaux granulaires

Figure 3-24: Réponse mécanique des capteurs lors du premier essai.

Il est possible de constater que la déformation dans la couche de fondation est inférieure à

celle mesurée dans la couche de sous fondation et la couche de sol d’infrastructure, ce qui

n’est pas logique d’après les précédentes expériences dans les analyses mécaniques des

structures de chaussées. Diverses problématiques lors de l’installation des instruments

(mauvaise compaction autour des capteurs, mauvais nivellement…) sont peut-être à l’origine

de ces erreurs. Il semble toutefois que la problématique réside dans le fait que ce type de

capteur nécessite, en plus d’un étalonnage en laboratoire, un étalonnage lorsqu’ils sont mis

en place dans la structure.

Pour calibrer une nouvelle fois les capteurs, le logiciel d’analyse élastique multicouche

WinJULEA a été utilisé pour calculer la réponse élastique de la structure de chaussée. Les

résultats obtenus ont ensuite été comparés aux résultats donnés par les capteurs pour le même

cas de charge. Les informations utilisées pour les données d’entrée avec le programme

WinJULEA ont été obtenues grâce au programme TekScan utilisé sur les pneus jumelés du

simulateur comme montré sur la Figure 3-25. La charge appliquée et la surface de contact

ont donc été obtenues à l’aide du logiciel. L’application des contraintes a ensuite été

simplifiée en une application uniforme sur deux surfaces circulaires pour l’utilisation du

programme WinJULEA comme montré à la Figure 3-26.

77

Figure 3-25 : Mesure de la pression de contact à l’interface pneu/chaussée en 2D et 3D (charge axiale de 5000 kg et pression de pneu de 712 kPa).

Figure 3-26 : Schéma d’une analyse élastique multicouche.

δ δ δ δpp

1E

2E

1−nE

1h

2h

1−nh

78

Pour les propriétés des matériaux (module, coefficient de Poisson…), des essais de module

dynamique et de module réversible ont été effectués respectivement sur l’enrobé bitumineux

et les matériaux non liés. Les résultats sont présentés dans la section suivante ainsi qu’à

l’annexe A et B. Une analyse préliminaire avec la méthode FFT : Fast Fourier Transform

(Transformée de Fourier rapide) a été utilisée pour interpréter la réponse des déformations

de l’enrobé bitumineux du domaine du temps au domaine de la fréquence. Une fréquence de

0,5 Hz a été utilisée pour la sollicitation mécanique de la chaussée avec le simulateur. La

Figure 3-27 présente la courbe maitresse du module dynamique en fonction de la température

pour une fréquence de 0,5 Hz.

Figure 3-27 : Courbe maitresse du module dynamique à 0.5 Hz de l’enrobé EB-10

Une fonction sigmoïde est ensuite utilisée pour exprimer la relation entre le module

dynamique et la température :

|𝑬𝑬∗| = −𝟑𝟑𝟒𝟒.𝟒𝟒𝟒𝟒 + 𝟐𝟐𝟔𝟔𝟓𝟓𝟔𝟔𝟐𝟐.𝟕𝟕𝟕𝟕

𝟏𝟏+𝒈𝒈𝑻𝑻+𝟔𝟔.𝟓𝟓𝟓𝟓𝟕𝟕.𝟒𝟒𝟏𝟏

(𝑹𝑹𝟐𝟐 = 𝟓𝟓.𝟐𝟐𝟐𝟐𝟐𝟐𝟐𝟐) Équation 23

Les modules réversibles des matériaux non liés sont dépendants de l’état de contrainte. Les

trois équations suivantes sont utilisées pour prédire les modules des matériaux :

MG-20 : 𝐌𝐌𝐫𝐫 = 𝒂𝒂𝟓𝟓 + 𝒂𝒂𝟏𝟏 𝒙𝒙 𝜽𝜽 + 𝒂𝒂𝟐𝟐 𝒙𝒙 𝝉𝝉∞𝒐𝒐 Équation 24

MG-112 : 𝐌𝐌𝐫𝐫 = 𝒂𝒂𝟑𝟑 + 𝒂𝒂𝟒𝟒 𝒙𝒙 𝜽𝜽 + 𝒂𝒂𝟓𝟓 𝒙𝒙 𝝉𝝉∞𝒐𝒐 Équation 25

79

Sol d’infrastructure :

𝑴𝑴𝑹𝑹 = 𝟏𝟏𝟓𝟓𝒃𝒃−𝒂𝒂

𝟏𝟏+𝑬𝑬𝑿𝑿𝑷𝑷(𝜷𝜷+𝒌𝒌𝒔𝒔 .(𝑺𝑺−𝑺𝑺𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐).𝑲𝑲𝟏𝟏.𝑷𝑷𝒂𝒂. ( 𝜽𝜽𝒐𝒐𝒂𝒂

)𝒌𝒌𝟐𝟐 . (𝝉𝝉𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝒐𝒂𝒂

+ 𝟏𝟏)𝒌𝒌𝟑𝟑 Équation 26

Où θ est la contrainte totale (kPa), 𝜏𝜏𝑜𝑜𝑐𝑐𝑜𝑜 la contrainte de cisaillement octahédrique (kPa), pa

la pression atmosphérique (100 kPa), (S-Sopt) la variation du degré de saturation, a, b, β, ks

peuvent être retrouvés dans le manuel de design AASHTO, a0, a1, a2, a3, a4, a5, k1, k2, k3 sont

des paramètres du modèle.

Dans les calculs de WinJULEA, le module dynamique de l’enrobé bitumineux est

premièrement déterminé en utilisant la température de la couche d’enrobé bitumineux et la

courbe maitresse du module dynamique. Les modules des matériaux non liés sont

initialement fixés et l’état des contraintes à la position des capteurs peut être déterminé avec

WinJULEA. Par la suite, un nouveau module pour les matériaux non liés est obtenu en

considérant les effets de la contrainte totale et de la contrainte de cisaillement octahédrique.

Plusieurs itérations ont été effectuées jusqu’à ce que les modules se stabilisent. Les résultats

obtenus sont présentés dans le Tableau 3-3. Le module relativement faible du sol

d’infrastructure est probablement causé par la forte teneur en eau (11,1 % comparé à la teneur

en eau optimale de 7,3 %).

Tableau 3-3 : Modules des matériaux non liés

Enrobés bitumineux

Fondation Sous fondation

Sol d’infrastructure

Modules (MPa)

1900 272 134 6

80

Les déformations et contraintes théoriques sont ensuite obtenues en utilisant WinJULEA. La

différence entre les valeurs calculées et les valeurs obtenues à l’aide des capteurs sont

présentées dans les Tableau 3-4 et Tableau 3-5. Toutes les lectures des capteurs sont ensuite

recalibrées avec ces nouveaux facteurs.

Tableau 3-4 : Comparaison entre les contraintes calculées et mesurées

Module appliqué /MP

a

Contraintes calculées avec WinJulea /kPa

Valeur mesurée

/kPa

Facteur de calibration

E.B 1900

Fondation 272 104.59 174.11 1.66

Sous-fondation 134 23.18 38.25 1.65

Sol d’infrastructure

6 6.07 26.14 4.31

81

Tableau 3-5 : Comparaison entre les déformations mesurées et calculées

Déformation calculée avec WinJulea /με

Valeur mesurée /με

Facteur de calibration

E.B transversal 184.21 84.74 0.46

E.B longitudinal 264.5 235.11 0.89

Fondation 414.07 292.95 0.71

Sous-fondation 310.6 700.5 2.26

Sol d’infrastructure 818.7 487.02 0.59

82

3.5 Méthodologie

Un simulateur de véhicules lourds de marque ATLAS fabriqué par la compagnie Applied

Research Associates (ARA) ayant un essieu simple avec des pneus jumelés est utilisé pour

solliciter mécaniquement la chaussée expérimentale. Aussi, le simulateur a un système de

contrôle de la température de l’air. Des panneaux isolants sont placés autour du simulateur

pour permettre de mieux contrôler la température en créant une cellule isolée au-dessus de la

section d’essai. La Figure 3-28 présente ces différents éléments.

(a) Simulateur ATLAS (b) Simulateur avec les panneaux isolants

(c) pneus jumelés du simulateur

Figure 3-28 : a) Simulateur ATLAS ; b) Panneaux isolants ; c) pneus jumelés du simulateur.

83

La chaussée a été subite aux trois cycles de gel-dégel. Dans les paragraphes suivants, une

description de chaque cycle sera donnée avec plus de détails.

Pour le 1e cycle, une température en surface de -10 °C est imposée grâce au simulateur afin

de geler la structure de chaussée. Pour mieux représenter les conditions réelles thermiques

d’une chaussée, une température de 2 °C est maintenue dans la partie inférieure de la fosse à

l’aide d’un système de liquide de refroidissement au glycol en circuit fermé dans la dalle de

béton au fond de la cuve. La nappe phréatique est fixée à une profondeur de 1,6 m afin

d’obtenir un soulèvement au gel modéré.

Les températures de la structure de chaussée sont recueillies à chaque mesure. Ensuite, à

l’aide d’une interpolation linéaire autour de 0 °C, il est possible de connaître la position du

front de gel. Le gel de la chaussée est arrêté lorsque le front de gel atteint 1,5 m. Le dégel a

été effectué en appliquant une température de l’air de 10 °C.

Pendant les essais durant la période de gel et de dégel, la charge de l’essieu est contrôlée afin

d’avoir 5000 kg sur les pneus jumelés gonflés à une pression de 700 kPa. Les dimensions du

pneu utilisé sont 305/70R22.5. La vitesse de l’essieu est de 5.5 km/h pendant le chargement.

Pour chaque mesure, huit (8) passages sont effectués et la moyenne des extremums obtenus

avec les instruments est collectée. Au début des essais, les mesures étaient prises 4 fois par

jour. Avec l’augmentation de la pénétration du front de gel, elles ont été progressivement

réduites jusqu’à une prise par jour. Quelques mesures collectées avec les jauges de

déformations et de contraintes sont présentées sur la Figure 3-29. Dans le but de mieux

comprendre le comportement de la structure de chaussée et d’établir les réponses aux charges

pendant le cycle de gel-dégel, des essais ont aussi été effectués à 5500 kg (10 % de surcharge)

pendant le gel et à 4000 kg (20 % de réduction) pendant le dégel. Toutefois ces charges

n’étaient appliquées qu’une fois par jour pendant les mesures. Les réponses mécaniques

obtenues avec ces charges ont été collectées puis comparées aux réponses causées par la

charge normale de 5000 kg.

84

(a) Couche d’enrobé bitumineux

(b) Sol d’infrastructure

Figure 3-29 : Réponses typiques des jauges de déformations.

Pour le 2e cycle, la période de gel est réalisée dans les mêmes conditions que le premier cycle,

c’est-à-dire, en imposant une température en surface de -10 °C pendant une période suffisante

pour induire une pénétration de gel de 1,5 m de profondeur. Aussi, la nappe phréatique est

fixée à 1,6 m de profondeur pour induire un soulèvement modéré.

Cependant, la période de dégel est différente : cette fois-ci le dégel est initié en imposant une

température en surface de 20 °C. Et lorsque la profondeur de dégel a atteint 30, 60, 90 et 120

cm, la température a été réduite momentanément à -10 °C et des mesures de déformations,

des contraintes et des autres paramètres ont été prises lorsque les températures à mi- couche

du revêtement ont atteint 10, 0 et -5 °C. La température de surface ensuite a été remise à 20

°C pour la poursuite du cycle de dégel.

85

Pour le 3e cycle, la période de gel et de dégel sont effectuées dans les mêmes conditions que

le premier cycle. Sauf cette fois-ci, afin d’avoir un soulèvement au gel important la position

de la nappe phréatique a été passée à 800 mm de la surface de la chaussée.

Le Tableau 3-6 présente les trois cycles de gel-dégel qui ont été effectués à la fosse d’essais.

Tableau 3-6 : Cycles gel-dégel.

Cycle Position nappe (m)

Température de gel/dégel (°C)

Profondeur de gel/dégel (m)

Fréquence de chargement

1er gel 1,6 -10 1,5 5000 et 5500 kg

1er dégel 1,6 10 - 5000 et 4000 kg

2ème gel 1,6 -10 1,5 5000 et 5500 kg

2ème dégel 1,6 20 Application d’une température de -10

°C lorsque la profondeur de dégel atteint 30, 60, 90 et

120 cm

Pour les conditions de profondeur de dégel exposées, passage de roue

poudres températures de 20, 10, 0 et -5 °C à la

mi- couche de l’enrobé

5000 et 4000 kg

3ème gel 0,8 -10 1,5 5000 et 5500 kg

3ème dégel 0,8 10 - 5000 et 4000 kg

86

Chapitre 4 Essai de caractérisation des matériaux Au laboratoire géotechnique routière de l’Université Laval des essais de caractérisation ont

été effectués sur les matériaux utilisés pour la construction de la fosse d’essai. Les essais

effectués sont l’essai Proctor, l’essai de détermination du potentiel de ségrégation des sols et

l’essai de détermination des modules réversibles des matériaux granulaires et du sol

d’infrastructure. Cependant le module complexe de l’enrobé bitumineux a été déterminé au

laboratoire du Ministère des Transports du Québec. Les résultats de ces essais s’appliquent à

la section de 100 mm au SERUL.

4.1 Résultat de l’essai Proctor Les Figure 4-1, Figure 4-2 et Figure 4-3 présentent les résultats de l’essai Proctor. À partir

de ces courbes La teneur en eau optimale et la densité maximale sèche pour les matériaux

non liés ont été déterminées. Ces résultats ont permis de contrôler le niveau de compaction

des matériaux non liés pendant la construction de la fosse d’essai.

Figure 4-1: MG-20 pour la couche de fondation.

210021202140216021802200222022402260

3 4 5 6 7 8 9 10

Mas

se v

olum

ique

(kg/

m3)

Teneur en eau w (%)

87

Figure 4-2 : MG-112 pour la couche de sous-fondation.

Figure 4-3 : Sable silteux pour le sol d’infrastructure.

4.2 Détermination de différents modules à la fosse d’essais Le module dynamique de l’enrobé bitumineux et le module réversible des matériaux

(fondation, sous-fondation et sol d’infrastructure) ont été déterminés respectivement dans les

laboratoires du MTMDET et de l’Université Laval. La Figure 4-4 montre la courbe maîtresse

du module dynamique de l’enrobé EB-10 utilisé dans la fosse d’essais et de l’enrobé ESG-

y = -9,2081x2 + 203,11x + 810,62R² = 0,9925

1700

1750

1800

1850

1900

1950

6 8 10 12 14 16

Mas

se v

olum

ique

(kg/

m3)

Teneur en eau w (%)

1950

2000

2050

2100

2150

2200

4 6 8 10 12 14

Mas

se v

olum

ique

(kg/

m3)

Teneur en eau w (%)

88

10 de référence. Il est possible de constater que l’enrobé ESG-10 a un module dynamique

plus élevé pour une température comprise entre -20 et 45°C à une fréquence de 10 Hz.

Figure 4-4 : Courbes maîtresses de module dynamique en fonction de la température à

10 Hz des enrobés EB-10 comparativement à un enrobé ESG-10 de référence.

Les modules réversibles des matériaux de la fondation et de la sous-fondation ont été obtenus

avec la méthode d’essai LC 22-400 tandis que l’AASHTO T307-99 a été utilisé pour

déterminer les modules réversibles des sols d’infrastructure. Les équations 21, 22 et 23 ont

été utilisées pour prédire les modules des matériaux. La relation entre la contrainte totale et

les modules réversibles est présentée sur les Figure 4-5, Figure 4-6 et Figure 4-7 . Il est clair

que les modules des matériaux non liés sont fortement dépendants de l’état de contrainte.

89

Figure 4-5 : MG-20

Figure 4-6 : MG-112

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

0 200 400 600 800

MR

(MPa

)

θ(kPa)

Sr:24.7%

Sr:91.4%

Sr:60.6%

0

100

200

300

400

500

600

0 200 400 600 800

MR

(MPa

)

θ(kPa)

Sr:12.2%

Sr:101.7%

Sr:92.0%

90

Figure 4-7 : Sol d’infrastructure

4.3 Potentiel de ségrégation des sols

Dans le but d’évaluer la sensibilité au gel des matériaux non liés utilisés dans la fosse d’essai,

la méthode de détermination du potentiel de ségrégation des sols LC 22-331 a été effectuée.

L’échantillon testé est présenté sur la Figure 4-8.

Figure 4-8 : Échantillon testé.

0

20

40

60

80

100

120

140

0 50 100 150 200 250

MR

(MPa

)

θ(kPa)

91

Pour cet essai, aucune contrainte supplémentaire n’a été appliquée sur le dessus de

l’échantillon. Le potentiel de ségrégation sans contrainte verticale SP0 a donc été calculé.

Le potentiel de ségrégation est défini par l’équation suivante :

SP =ν× 24/Φ Équation 27

où

SP : le potentiel de ségrégation du sol (mm²/°C • jour);

ν : la vitesse d’écoulement de l’eau interstitielle vers le front de gel (mm/h);

Φ : le gradient thermique dans le sol (°C/mm).

Le Tableau 4-1 présente les résultats obtenus.

Tableau 4-1: Potentiel de ségrégation sans contrainte verticale des matériaux

SP0 (mm²/°C • jour)

Fondation 41

Sous-fondation 9

Sol d’infrastructure 62

92

Chapitre 5 Présentation et analyse des résultats de la fosse d’essai Les valeurs références de différents paramètres qui ont été mesurés avant le début de gel

sont présentés dans l’annexe A.

5.1 Résultat du cycle 1

5.1.1 Description de l’essai

Le premier gel est réalisé en imposant à la chaussée une température en surface de -10 °C

pendant une période suffisante pour introduire une pénétration de gel à 1,5 m de profondeur.

La nappe phréatique est fixée à 1,6 m de profondeur afin de produire un soulèvement modéré.

Le premier dégel a été entamé en imposant une température en surface de 10 °C. Les essais

ont été arrêtés une fois le dégel de la chaussée est complété.

5.1.2 Comportement thermique

L’évolution du profil thermique pendant le gel-dégel est présentée à la Figure 5-1. Sur cette

figure, il est possible de constater que la vitesse de pénétration du gel est plus grande au début

du gel et diminue progressivement par la suite afin atteindre un profil thermique stable.

Pendant le dégel, d’après la Figure 5-3, le flux de chaleur pénètre graduellement dans la

structure jusqu’au dégel complet de la chaussée. La Figure 5-2 présente une illustration de la

partie gelée de la structure pendant le cycle de gel-dégel.

93

(a) Gel

(b) Dégel

Figure 5-1: Profil thermique pendant le gel-dégel.

94

Figure 5-2: Partie gelée dans la structure de chaussée pendant le gel-dégel.

Figure 5-3: L'avancement du front de dégel dans la chaussée.

95

5.1.3 Comportement hydrique

Teneur en eau

L’évolution de la teneur en eau massique non gelée pendant le cycle de gel-dégel, pour les

sols et matériaux granulaires, est présentée à la Figure 5-4. Sur cette figure, la profondeur

des jauges de teneur en eau ThetaProbes est illustrée par les traits pointillés rouges. Dans la

théorie, il existe une relation linéaire entre la profondeur de gel et la racine carrée du temps.

Ainsi, sur les figures, l’axe des abscisses est exprimé en racine carrée du temps.

Comme montré sur la Figure 5-4-a, la teneur en eau massique non gelée pour chaque couche

diminue progressivement au fur et à mesure que la couche gèle et atteint une valeur constante

après le gel complet de la chaussée. Aussi, même si le front de gel montre qu’une couche

donnée est complètement gelée (par exemple la fondation et la sous-fondation à la Figure 5-4

), la teneur en eau continue à décroitre jusqu’à atteindre une valeur stable.

Lors du dégel, au fur et à mesure que la chaussée dégèle, les matériaux non liés retrouvent

leur teneur en eau initiale, comme montré sur la Figure 5-4-b. La teneur en eau à la fin du

cycle de gel-dégel est presque la même que celle au début de l’essai. Ceci indique que la

migration de l’humidité dans la structure de chaussée est infime. Cette observation est

importante et est associée à la nature de l’essai lui-même. Comme les essais sont réalisés en

cuve à l’intérieur, il n’y a pas d’apport externe en eau au système de la cuve, comme il se

produirait sur le terrain avec la fonte des neiges et avec les précipitations.

96

(a) Gel

(a) Dégel

Figure 5-4: Évolution de la teneur en eau pendant le gel-dégel.

97

5.1.3.1 Succion matricielle

Dans la chaussée expérimentale, les capteurs Decagon sont utilisés pour indiquer le

potentiel d’eau dans la couche de fondation. Une succion matricielle élevée est associée

à une augmentation de la résistance des matériaux et une diminution de la

compressibilité. La Figure 5-5 montre la variation de la succion matricielle pour les

matériaux de fondation pendant le gel-dégel.

Figure 5-5: Évolution de la succion pendant le gel-dégel.

5.1.3.2 Soulèvement au gel

Pendant le gel, un capteur de déflexion à la surface a été utilisé pour évaluer le soulèvement

au gel. Les déplacements du capteur causés par le simulateur ont été éliminés pour ainsi

obtenir la valeur du soulèvement au gel. Sur la Figure 5-6, il est possible de noter une relation

linéaire entre le temps de gel et le soulèvement au gel. La moyenne approximative du taux

98

de soulèvement au gel est de 0,02 mm/h et peut être déterminée à partir des courbes de

mesure. Les soulèvements de surface sont observables seulement lorsque le gel atteint le sol

d’infrastructure.

Figure 5-6: Soulèvement au gel.

5.1.4 Comportement mécanique

5.1.4.1 Déformation des couches Dans ce projet, la notion des déformations normalisée a été utilisée. Les déformations

normalisées ont été calculées avec l’équation 25.

𝜺𝜺𝒏𝒏 = 𝜺𝜺𝒐𝒐𝒈𝒈𝒎𝒎𝒐𝒐𝒔𝒔 𝒐𝒐

𝜺𝜺é𝒐𝒐é *100 Équation 28

Avec :

εn : Déformation normalisée (%)

99

εtemps t : Déformation à un temps t (µɛ)

εété : Déformation mesurée durant l’été (µɛ)

L’évolution des déformations pour toutes les couches pendant le cycle de gel-dégel est

présentée à la Figure 5-7. Pour mieux comprendre l’évolution du comportement mécanique

de la structure de chaussée, les valeurs relatives ont été utilisées avec comme valeurs de

référence les mesures initiales. Les traits pointillés rouges représentent les frontières des

différentes couches sur la Figure 5-7 en lieu et place des positions des capteurs. La procédure

du gel peut être divisée en 5 étapes. Dans la première et deuxième étape, la température dans

la couche d’enrobé bitumineux diminue progressivement jusqu’à ce que l’enrobé bitumineux

gèle complètement. La diminution de la température dans l’enrobé bitumineux entraine une

augmentation de sa rigidité, ce qui cause une diminution des déformations en tension et des

déformations verticales à la surface de l’enrobé bitumineux et dans les matériaux non liés

respectivement. La troisième étape est associée au gel de la couche de fondation. Pendant

cette étape, les déformations en tension et les déformations verticales dans la fondation

diminuent rapidement en comparaison avec les déformations verticales dans la couche de

sous-fondation et du sol d’infrastructure. Pour la quatrième partie, les déformations dans

l’enrobé bitumineux et dans la couche de fondation restent quasiment constantes. Pour la

sous-fondation, les déformations diminuent progressivement au fur et à mesure que le gel

avance dans cette couche. Pour la cinquième partie, les déformations dans le sol

d’infrastructure continuent à diminuer malgré la faible variation des déformations dans la

couche de fondation. Il est important de noter qu’un problème technique avec le capteur de

déformation installé dans le sol d’infrastructure a causé une perte de signal pendant un certain

temps dans la cinquième étape.

100

(a) Évolution des déformations durant le gel

(b) Évolution des déformations durant le dégel

Figure 5-7: Évolution des déformations durant le gel-dégel.

101

Pendant le dégel, hormis le capteur du sol d’infrastructure dont le signal a été perdu, tous les

autres capteurs ont donné des courbes de variation similaires. L’augmentation de la

température dans l’enrobé bitumineux et la couche de fondation conduit à une récupération

rapide de tous les capteurs de déformation. Ainsi, les propriétés de l’enrobé bitumineux et de

la couche de fondation pendant le gel-dégel jouent un rôle important dans le comportement

structural des chaussées flexibles selon les résultats obtenus lors de cet essai.

La Figure 5-8-a présente l’évolution des déformations pendant le dégel en fonction de la

racine carrée de l’indice de dégel. D’après cette figure, il est clair de noter qu’il y a une

augmentation des déformations au fur et à mesure que le front de dégel avance dans le corps

de la chaussée. Aussi, lorsque le dégel avance dans la chaussée, la déformation de l’enrobé

bitumineux atteint une valeur proche 120 % de sa valeur initiale. De plus, la déformation de

la fondation atteint une valeur de 150 % de sa valeur initiale. Finalement, la déformation de

sous-fondation atteint une valeur de 210 % de sa valeur initiale. Les valeurs maximales de

différentes déformations correspondent à un indice de dégel de 90 °C.jours et une profondeur

de dégel de 0,9 m. Cependant, la Figure 5-8-b présente l’évolution des déformations et de la

température de l’enrobé bitumineux en fonction de la racine carrée du temps, il est possible

de constater que les déformations maximales sont atteintes lorsque la température de l’enrobé

bitumineux s’approche de la valeur de 9 °C.

102

(a)

(b)

Figure 5-8: Évolution des déformations pendant le dégel.

103

5.1.4.2 Déflexions à la surface

L’évolution des déflexions à la surface de la structure de chaussée pendant le cycle de gel-

dégel est présentée à la Figure 5-9. La déflexion à la surface est associée à la température de

la couche d’enrobé bitumineux. Lorsque la température de la couche d’enrobé bitumineux

diminue, la déflexion à la surface diminue jusqu’à une valeur inférieure à 5 % de sa valeur

initiale. Néanmoins, durant le dégel de la couche d’enrobé bitumineux, les déflexions

augmentent. La variation des déflexions en surface montre que la couche d’enrobé

bitumineux est capable de supporter de lourdes charges et d’avoir une bonne résistance

pendant le gel de la chaussée. L’évolution du front de gel dans les matériaux non liés de la

chaussée n’a pas un impact significatif dans la variation des déflexions en surface d’après les

résultats présentés, ce paramètre semblant être gouverné par le gel de la couche d’enrobé

bitumineux. Pendant le dégel, des variations anormales ont été notées. Les déflexions à la

surface passent de 60 % à environ 10 % quand le dégel pénètre dans le sol d’infrastructure.

Lorsque la structure de chaussée dégèle complètement, elles passent de 100 % à 30 %. La

théorie la plus plausible pour expliquer ces phénomènes est une mauvaise configuration des

capteurs de déflexion. Pour cette raison, durant le second cycle de gel-dégel, le capteur sera

modifié pour obtenir de meilleurs résultats.

104

(a) Gel

(a) Dégel

Figure 5-9: Évolution des déflexions à la surface durant le gel-dégel.

105

5.1.4.3 Contraintes dans les couches non liées La Figure 5-10 présente l’évolution des contraintes dans les matériaux non liés pendant le

cycle de gel-dégel. Les variations de contraintes dépendent fortement de l’état de gel des

matériaux environnants. Lors du gel de la couche d’enrobé bitumineux, les trois contraintes

mesurées dans les matériaux granulaires et les sols diminuent avec l’augmentation de la

rigidité de la couche d’enrobé bitumineux. Ensuite, la contrainte dans la couche de fondation

diminue rapidement avec l’augmentation de la pénétration du front de gel jusqu’au gel

complet de la couche de fondation. La couche de sous-fondation et le sol d’infrastructure

évoluent de la même façon avec une diminution progressive des contraintes. Néanmoins,

tandis que les contraintes dans le sol d’infrastructure continuent à diminuer avec l’avancée

du front de gel dans le sol d’infrastructure, elles fluctuent beaucoup dans la couche de sous-

fondation.

L’effet du gel-dégel dans la variation de contraintes est clairement montré sur la Figure 5-10.

Le dégel de la couche de fondation conduit à une augmentation des contraintes dans la couche

de fondation et de la sous-fondation. Une augmentation importante des contraintes est aussi

notée dans la sous-fondation lorsque celle-ci commence à dégeler. Aussi, lorsque le sol

d’infrastructure commence à dégeler, la contrainte dans le sol d’infrastructure atteint une

valeur proche de 200 % de sa valeur initiale.

106

(a) Gel

(b) Dégel

Figure 5-10: Évolution des contraintes durant le cycle gel-dégel.

107

5.1.4.4 Modules des couches Le module réversible des matériaux non liés peut être calculé par l’expression :

𝑴𝑴 = 𝝈𝝈𝜺𝜺 Équation 29

Avec σ la contrainte et ε la déformation et en faisant l’hypothèse d’un comportement

élastique. La Figure 5-11 présente les variations relatives des modules. En général, les

modules des matériaux non liés augmentent pendant le gel et décroissent pendant le dégel. À

la fin du cycle de gel-dégel, le module des matériaux est seulement entre 50 à 80 % des

valeurs initiales avant les essais. Ceci montre que des dommages importants se produisent

lors du gel-dégel des matériaux non liés.

(a) Gel

108

(b) Dégel

Figure 5-11: Évolution des modules dans les matériaux non liés durant le gel-dégel.

5.1.4.5 TireScan : empreinte et contrainte à l’interface pneu-chaussée Comme décrit précédemment, des charges de 5500 kg (10 % surcharge) et 4000 kg (20 % de

réduction) ont aussi été appliquées sur la structure pendant le gel et le dégel respectivement,

en combinaison avec la charge de 5000 kg. Le changement de la charge appliquée peut

induire une variation de la pression de contact à l’interface pneu-chaussée entrainant ainsi

une différence dans la réponse mécanique de la structure de chaussée. La pression de contact

a donc été évaluée. La Figure 5-12 montre la distribution de la pression de contact à

l’interface pneu-chaussée pour les charges appliquées. Dans le but d’étudier la relation entre

la charge de l’essieu, la pression des pneus et la pression de contact, plusieurs charges et

pressions de pneus ont été utilisées. Les résultats sont présentés dans le Tableau 5-1 .

109

(a) Charge de 4000 kg et pression de pneu de 712 kPa

110

(b) Charge de 5500 kg et pression de pneu de 712 kPa

Figure 5-12: Distribution de la pression de contact à l'interface pneu/chaussée.

Tableau 5-1: Relation entre la charge axiale, la pression du pneu et la pression de contact.

Dans le Tableau 5-1, la force de l’essieu et de la pression du pneu dans le simulateur a été

obtenue directement à partir du tableau de bord du simulateur. La force appliquée sur le

111

Tekscan et la surface de contact sont mesurées par les capteurs Tekscan. Dans la dernière

colonne, la moyenne des pressions de contact est calculée en utilisant les données de test du

Tekscan. Figure 5-13 indique la relation entre les pressions de pneu et les pressions de

contact. Un fait intéressant est que la pression de contact est toujours inférieure à la pression

réelle du pneu. L’augmentation de la charge de l’essieu résulte en une plus large pression de

contact, même si la pression du pneu ne change pas.

Figure 5-13: Comparaison entre la pression de pneu et la pression de contact.

L’effet de la charge de 5500 kg (10 % de surcharge) sur la réponse mécanique de la structure

de chaussée a d’abord été étudié. Les lignes continues sur la Figure 129 indiquent la variation

de déformation causée par la charge de 5000 kg pendant le gel. Étant donné que les tests avec

une charge de 5500 kg ont été effectués une fois par jour, les résultats sont présentés sur la

Figure 5-14 avec des points discrets. La comparaison entre les résultats obtenus pour les

charges de 5500 kg et 5000 kg sont présentés à la Figure 5-15. Pour la plupart des réponses,

une surcharge de 10 % (5500 kg) conduit à une augmentation de 10 % des déformations et

des contraintes dans la structure de chaussée.

112

(a)Enrobé bitumineux

(b) Fondation, sous-fondation et sol d’infrastructure

Figure 5-14: Évolution des déformations causées par les charges de 5000kg et 5500kg.

113

Figure 5-15: Variation de la réponse de la structure causée par une surcharge de 10%

(5500kg).

Une analyse similaire a été effectuée avec les réponses mécaniques causées par une charge

de 4000 kg pendant le dégel. Les résultats sont présentés à la Figure 5-16 et Figure 5-17.

114

(a) Enrobé bitumineux

(b) Fondation, sous-fondation et sol d’infrastructure Figure 5-16: Évolution des déformations causées par une charge de 5000kg et 4000kg.

115

Figure 5-17: Variation des réponses de structure causées par une réduction de la

charge de 20% (4000kg).

Il est possible de constater que la réduction de charge de 20 % peut conduire à une diminution

de contrainte et de déformation de 10 à 20 % dans la structure de chaussée. Durant le gel,

une surcharge de 10% donnait une augmentation des contraintes et déformations de 10%, il

y avait donc une relation linéaire. Par contre, au dégel, une réduction de 20 % de la charge

n’est pas assez suffisante pour diminuer les réponses mécaniques de 20 %. L’effet de la

charge sur une structure de chaussée pendant le dégel doit donc être étudié plus en détail.

5.1.5 Conclusion

Comme précisé dans la littérature, les déformations augmentent avec la progression du front

de dégel et la hausse des températures au début de l’été. Il a été constaté aussi que l’angle de

phase a une corrélation avec les modules élastiques de l’enrobé bitumineux. Dans la fosse

d’essai, durant le gel et dégel, des variations similaires de contraintes et de déformations ont

été notées. Aussi, les déflexions à la surface d’une chaussée flexible durant le gel ont une

bonne corrélation avec l’état de gel de l’enrobé bitumineux. Après un premier cycle de gel-

dégel, la diminution des modules de rigidité dans les différentes couches indique un

endommagement de ces dernières.

116

5.2 Résultats du cycle II


Le deuxième gel de la chaussée a été réalisé dans les mêmes conditions que le premier cycle,

soit en imposant une température en surface de -10 °C pendant une période suffisante pour

induire une pénétration de gel de 1,5 m de profondeur. Aussi, la nappe phréatique est fixée à

1,6 m de profondeur pour induire un soulèvement au gel modéré.

Cependant, le deuxième dégel est différent du premier dégel et cherche à étudier plus en

détail le comportement de la chaussée en conditions de dégel partiel. Cette fois-ci, le dégel

est initié en imposant une température de surface de 20 °C sachant que la chaussée a été

dégelée avec une température de 10 °C durant le premier cycle d’essai. Par contre, lors de ce

cycle de dégel, au moment où la profondeur de dégel atteint 30, 60, 90 et 120 cm de

profondeur, la température dans la chambre d’essai du simulateur a été réduite

momentanément à -10 °C et des mesures de déformations, de contraintes et des autres

paramètres ont été prises lorsque la température à la mi-couche du revêtement a atteint 10, 0

et -5 °C. La température de surface a ensuite été remise à 20 °C pour la poursuite du cycle de

dégel. Le but de cet essai est de simuler les conditions réelles au commencement de la période

de dégel durant le printemps, une alternance de gel-dégel a été effectuée. Selon cette

approche, le dégel simule la température positive pendant le jour et le gel simule les

températures négatives rencontrées fréquemment durant la nuit.


La Figure 5-18 présente le profil thermique pendant le gel. Un examen de la figure permet

de constater que la pénétration du gel a commencé avec une vitesse plus élevée. Cependant,

après une durée de gel de 104 heures, la vitesse a diminué progressivement pour atteindre un

profil thermique stable. Il est à noter que les cycles d’essai I et II ont la même durée de gel,

c’est-à-dire une durée approximativement de 940 heures.

117

Figure 5-18 : Profil thermique pendant le gel.

Le profil thermique pendant le dégel est présenté sur la Figure 5-19. Pendant le dégel, il est

possible de constater que le flux de chaleur pénètre rapidement dans le corps de la chaussée

pour atteindre une profondeur de 60 cm après une durée de dégel de 42 heures. Toutefois,

pendant le gel, une durée de 13 heures été suffisante pour que la température de -5 °C atteigne

la mi-couche du revêtement.

118

Figure 5-19 : Profil thermique pendant le dégel.

La position de l’isotherme 0 °C est présentée sur la Figure 5-20. Sur cette figure il est possible

de constater que la durée de gel est plus longue que la durée de dégel. La durée de gel est de

50 jours et celle de dégel est 15 jours.

119

Figure 5-20 : Position de l’isotherme 0 °C durant le cycle de gel et dégel.

La relation entre la profondeur de gel et la racine carrée de l’indice de gel (IG) est présentée

sur la Figure 5-21. L’indice de gel est le produit de la température ambiante et la durée de la

période de gel. Cependant, la profondeur de gel est obtenue en calculant par interpolation la

position du point zéro degré Celsius. Sur cette figure, il possible de constater que cette

relation est approximativement linéaire avec un coefficient de détermination R2 de 0.9714.

120

Figure 5-21 : Relation entre la profondeur de gel et la racine carrée de l'indice

de gel.

La Figure 5-22 présente la relation entre la profondeur de dégel et la racine carrée du temps.

D’après cette figure il est clair que la relation est presque linéaire ce qui est en accord avec

la théorie de (Stefan, 1890). De plus, la durée du dégel augmente avec la profondeur du dégel

ciblée durant l’essai.

Il est à noter que, cette fois-ci, 46 jours ont été nécessaires pour atteindre une profondeur de

gel de 1,5 m, ce qui correspond à un indice de gel de 568 °C.jours.

121

Figure 5-22 : L’évolution de la profondeur de dégel dans le corps de la

chaussée.

Aussi, la relation entre la profondeur de dégel et la racine carrée de l’indice de dégel est

présentée sur la Figure 5-23. Il possible de constater sur cette figure que la relation entre les

deux paramètres est presque linéaire avec un coefficient de détermination R2=0.9403, ce qui

est aussi en accord avec la théorie de (Stefan, 1890). Sachant que l’alternance gel-dégel de

la chaussée a duré 15 jours avec un indice de dégel à la fin de l’essai de 279 °C.jours.

122

Figure 5-23 : Relation entre la profondeur de dégel et la racine carrée de

l'indice de dégel.


5.2.3.1 Teneur en eau L’évolution de la teneur en eau, pendant le gel, est montrée sur la Figure 5-24. Il est possible

de constater que le gel de la chaussée provoque la diminution de la teneur en eau non gelé

dans les couches et que celles-ci tendent vers des valeurs stables qui sont similaires.

Néanmoins, la teneur en eau non gelée résiduelle suite au gel est plus élevée dans le sol

d’infrastructure, ce qui est en accord avec le fait qu’il contient une grande quantité de

particules fines. Toujours sur la Figure 5-24, la teneur en eau massique dans le sol

d’infrastructure commence à diminuer lorsque le front de gel dépasse la moitié de la sous-

fondation, puis elle se stabilise lorsque la chaussée est complètement gelée. Aussi, la teneur

123

en eau dans la sous-fondation a diminué lorsque le gel atteint la sous-fondation, puis se

stabilise aussi à la fin du cycle de gel. Finalement, la teneur en eau dans la fondation a

commencé sa diminution à la fin du gel complet du revêtement, et celle-ci se stabilise lorsque

la fondation est complètement gelée.

Figure 5-24 : Évolution de la teneur en eau massique pendant le gel.

Au début de l’essai, un soulèvement important a été remarqué sur la chaussée. Ce

soulèvement est dû à la formation des lentilles de glace dans le sol d’infrastructure qui est un

sol gélif. La Figure 5-25 présente l’évolution de la teneur en eau massique pendant le dégel.

Sur cette figure, au début de l’essai, il est possible de constater que la teneur en eau augmente

progressivement avec l’avancée du front de dégel. Cela est dû essentiellement par le dégel

des couches non-gélives suivi par la suite de la fonte des lentilles de glace dans les sols gélifs.

Par contre, lorsque la sous-fondation est presque dégelée, une augmentation brusque de la

teneur en eau de l’ensemble des couches est observée suivie d’une stabilisation des teneurs

en eau. Cependant, cette augmentation abrupte de l’ensemble des teneurs en eau est anormale

si on compare les valeurs obtenues durant cet essai avec les valeurs des teneurs en eau du

124

premier cycle ou avec les valeurs de la teneur en eau avant le gel. Cela peut-être est dû à une

défectuosité des capteurs.

Figure 5-25 : Évolution de la teneur en eau massique pendant le dégel.

5.2.3.2 Succion matricielle Théoriquement, une succion matricielle élevée augmente la résistance et la rigidité des

matériaux granulaires. La Figure 5-26 présente la variation de la succion matricielle dans la

couche de fondation pendant le gel-dégel. Pendant le gel, il est possible de constater que la

succion augmente au fur et à mesure que le front de gel progresse pour atteindre une valeur

maximale de 1650 kPa à la fin du gel, sachant qu’avant le gel la succion matricielle été juste

14 kPa. Cependant, durant le dégel, lorsque le front de dégel dépasse le revêtement, il y a une

chute brusque de la succion matricielle associée à la fonte de la glace interstitielle et à

l’augmentation de la teneur en eau dans la fondation. Finalement, la succion matricielle tend

vers une valeur constante de 13 kPa lorsque la chaussée est complètement dégelée.

125

Figure 5-26: Évolution de la succion matricielle pendant le gel-dégel.


5.2.4.1 Déformation des couches

L’évolution de la déformation dans les différentes couches pendant le gel est présentée à la

Figure 5-27 et la Figure 5-28. La déformation normalisée a été utilisée afin de mieux

comprendre l’évolution des déformations durant le cycle gel-dégel. La déformation

normalisée est calculée par l’équation 27. La mesure initiale a été utilisée comme valeur de

référence afin de calculer les déformations normalisées.

𝛆𝛆𝐬𝐬𝐜𝐜𝐫𝐫𝐧𝐧 = 𝛆𝛆(𝐓𝐓𝐭𝐭𝐧𝐧𝐭𝐭𝐬𝐬 𝐓𝐓 𝐠𝐠𝐭𝐭𝐠𝐠 𝐜𝐜𝐨𝐨 𝐓𝐓é𝐠𝐠𝐭𝐭𝐠𝐠)

𝛆𝛆(𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬𝐬𝐓𝐓𝐬𝐬𝐢𝐢𝐠𝐠 𝐢𝐢𝐚𝐚𝐢𝐢𝐬𝐬𝐓𝐓 𝐠𝐠𝐭𝐭𝐠𝐠) Équation 30

126

Pendant le gel, il est possible de constater sur la Figure 5-27 que l’évolution des déformations

peut être divisée en trois étapes. Dans la première étape de 0 à 64 heures, les déformations

diminuent progressivement avec l’avancé du front de gel. Dans la deuxième étape de 64 à

289 heures, lorsque le gel dépasse la fondation, les déformations longitudinales et

transversales de l’enrobé bitumineux convergent vers une valeur constante, tandis que les

déformations verticales du sol d’infrastructure et de la sous-fondation continuent leur

progression uniforme avec l’avancé du gel. Dans cette étape, le comportement de la fondation

n’a pas été décrit vu que le signal du capteur qui donne la déformation de la fondation a été

perdu. Ensuite, dans la troisième étape de 289 heures jusqu’à la fin de l’essai, les

déformations dans les différentes couches sont stabilisées suite au gel complet de la chaussée.

Les déformations constantes de 5,5 %, 4 % et de 2 % ont été enregistrées respectivement

dans l’enrobé bitumineux, dans la sous-fondation et dans le sol d’infrastructure à la fin de

l’essai. De plus, la couche du sol d’infrastructure est la couche la plus affectée par le gel de

la chaussée vu que sa déformation est la plus faible. Finalement, l’évolution des déformations

en fonction de l’indice de gel présentée sur la Figure 5-28 a le même comportement que celui

observé sur la Figure 5-27.

Figure 5-27 : Évolution des déformations normalisées durant le gel en fonction de la racine

carrée du temps.

127

Figure 5-28 : Évolution des déformations normalisées durant le gel en fonction de la racine

carrée de l'indice de gel.

Pour simuler les conditions réelles au commencement de la période de dégel durant le

printemps, une alternance de gel-dégel a été effectuée. Selon cette approche, le dégel simule

la température positive pendant le jour et le gel simule les températures négatives rencontrées

fréquemment durant la nuit. La Figure 5-29 présente l’évolution des déformations

normalisées durant ces sollicitations. D’après cette figure, il est possible de constater que la

variation des déformations au niveau de l’enrobé bitumineux est plus importante par rapport

aux déformations des autres couches de la chaussée lors de l’alternance des cycles gel-dégel.

Aussi, les déformations dans la fondation et la sous-fondation augmentent avec l’avancé du

front de dégel vue que la teneur en eau élevée affaiblit la capacité de ces couches. Puis les

déformations diminuent avec l’avancé du front de gel dans le revêtement suite à la rigidité

de la couche de l’enrobé bitumineux qui supporte presque la totalité des contraintes

appliquées à la surface de la chaussée. Finalement, les déformations du sol d’infrastructure

commencent à augmenter rapidement lorsque le front de dégel pénètre le sol d’infrastructure.

Une déformation verticale maximale de 180 % a été enregistrée au niveau du sol

128

d’infrastructure. Lorsque le front de dégel a atteint la fondation, le dégel a continué sa

progression malgré les cycles de gel (jusqu’à une profondeur de 50 mm de l’enrobé

bitumineux) imposés par la suite. Aussi, les valeurs des déformations de différentes couches

ne dépassent pas 100 % de la valeur initiale avant le gel, sauf la déformation verticale du sol

d’infrastructure.

Figure 5-29 : Évolution des déformations normalisées durant le gel-dégel en

fonction de la racine carrée du temps.

5.2.4.2 Contraintes dans les couches non liées

L’évolution des contraintes dans les différentes couches non liées pendant le gel est présentée

sur la Figure 5-30. La diminution de la contrainte dans les couches non liées augmente avec

l’avancé du front de gel à cause de la formation des lentilles de glace dans les couches et

l’augmentation de la succion matricielle qui rend les couches granulaires plus résistantes.

D’après cette figure, il est possible de diviser l’évolution des contraintes dans les différentes

couches non liées en trois étapes. Dans la première étape de 0 à 16 heures, les contraintes

mesurées diminuent lentement au fur et à mesure que front de gel avance. Ensuite, dans la

deuxième étape de 16 à 360 heures, lorsque le front de gel dépasse la fondation, les

129

contraintes diminuent progressivement avec l’avancé du front de gel dans le corps de la

chaussée. Cependant, dans la troisième étape de 360 heures à la fin de l’essai, les contraintes

commencent à se stabiliser lorsque le front de gel dépasse la moitié du sol d’infrastructure.

Les déformations se stabilisent respectivement à 13 %, 19 % et à 3 % dans la fondation, dans

la sous-fondation et dans le sol d’infrastructure. Ainsi, la déformation dans la couche du sol

d’infrastructure a subi la baisse la plus importante.

Figure 5-30 : Évolution de la contrainte pendant le gel lors du cycle 2.

Les mesures expérimentales des contraintes collectées lors des cycles de gel-dégel sont

présentées à la Figure 5-31. D’après cette figure, il est possible de constater que les

contraintes dans la couche du sol d’infrastructure sont presque nulles pendant les deux

premiers cycles gel-dégel, puis elles commencent à augmenter à la fin du troisième cycle de

gel-dégel, qui correspond à une profondeur de dégel visée de 90 cm, pour atteindre une valeur

maximale de 185 % pendant le quatrième cycle gel-dégel. Ensuite les contraintes dans le sol

d’infrastructure diminuent pendant le gel du dernier cycle gel-dégel. Les contraintes nulles

dans le sol d’infrastructure pendant les deux premiers cycles sont dues à la rigidité d’une

partie de la sous-fondation qui est encore gelée et qui supporte presque la totalité des charges

jusqu’à une concurrence de profondeur de dégel de 60 cm. Cependant, lorsque la profondeur

130

de dégel a dépassé la sous-fondation, les contraintes dans le sol d’infrastructure commencent

à augmenter progressivement au début, puis une augmentation très rapide des contraintes

dans le sol d’infrastructure a été enregistrée lorsque la chaussée est complètement dégelée.

Finalement, les contraintes dans la fondation et dans la sous-fondation diminuent pendant le

gel de 50 mm de l’enrobé bitumineux et augmentent pendant le dégel et leurs amplitudes

varient selon les profondeurs de dégel visées.

Figure 5-31 : Évolution de la contrainte pendant le cycle gel-dégel.

5.2.4.3 Modules des couches

En considérant l’hypothèse d’un comportement élastique des couches granulaires et du sol,

le module réversible a été calculé selon l’expression suivante :

𝑴𝑴 = 𝝈𝝈𝜺𝜺 Équation 31

Où 𝜎𝜎 est la contrainte en (MPa) et 𝜀𝜀 est la déformation en (µε).

131

L’évolution du module réversible des matériaux non liés est présentée à la Figure 5-32.

Pendant le gel, au début de l’essai, le signal du capteur de la déformation dans la couche de

fondation a été perdu. Cependant, les modules de la sous-fondation et du sol d’infrastructure

augmentent progressivement avec l’avancé du front de gel. Cela peut être expliqué par le fait

que la rigidité des matériaux granulaires et des sols augmente lorsque ceux-ci deviennent

gelés à cause du changement de phase de l’eau interstitielle en glace, ce qui crée des liens

rigides entre les particules. De plus, il est possible de constater que le module réversible de

la sous-fondation peut atteindre une valeur de 400 % par rapport à celui mesuré avant le gel.

Par contre il peut atteindre une valeur de 200 % pour le sol d’infrastructure par rapport à la

valeur initiale avant l’essai.

Figure 5-32 : Évolution du module des matériaux non liés durant le gel.

L’évolution du module dynamique de l’enrobé bitumineux pendant le gel est présentée à la

Figure 5-33. Le module dynamique a été obtenu en utilisant le modèle de Witczak présenté

à l’équation 29 (Witczak et Fonseca, 1996 et Witczak, 2005) et les résultats des essais de

module complexe effectués sur l’enrobé utilisé (rapport d’étape II, 2014). À noter qu’une

fréquence de 0.5 Hz a été utilisée, celle-ci ayant été calculée à partir de la vitesse utilisée lors

132

des essais. Une analyse préliminaire de cette figure montre que le module dynamique

augmente progressivement avec l’avancé du front de gel. Cela est dû au fait que le bitume

est un matériau visqueux influencé par la température et la vitesse de sollicitation. De plus,

à la fin du gel, le module tend vers une valeur constante de 19000 MPa.

𝐠𝐠𝐜𝐜 𝐠𝐠(|𝑬𝑬∗|) = 𝜹𝜹 +𝜶𝜶

𝟏𝟏 + 𝒈𝒈(𝜷𝜷+𝜸𝜸𝒈𝒈𝒐𝒐𝒈𝒈𝟐𝟐𝒓𝒓)

𝟐𝟐𝒓𝒓 = 𝒂𝒂𝑻𝑻.𝟐𝟐 ↔ 𝒈𝒈𝒐𝒐𝒈𝒈(𝟐𝟐𝒓𝒓) = 𝒈𝒈𝒐𝒐𝒈𝒈(𝟐𝟐) + 𝒈𝒈𝒐𝒐𝒈𝒈(𝒂𝒂𝑻𝑻) Équation 32

𝒈𝒈𝒐𝒐𝒈𝒈(𝒂𝒂𝑻𝑻) = 𝒂𝒂𝟏𝟏(𝑻𝑻 − 𝑻𝑻𝒓𝒓) + 𝒂𝒂𝟐𝟐(𝑻𝑻 − 𝑻𝑻𝒓𝒓)𝟐𝟐

Où

|𝐸𝐸∗| = module dynamique (MPa).

𝑓𝑓𝑟𝑟= fréquence réduite (Hz).

𝑓𝑓 = fréquence (Hz).

𝑎𝑎𝑇𝑇 = facteur de translation (Hz).

T = température (°C).

𝑇𝑇𝑟𝑟 = température de référence (10 °C).

𝛿𝛿,𝛼𝛼,𝛽𝛽, 𝛾𝛾,𝑎𝑎1,𝑎𝑎2 = Coefficients de régression.

Les valeurs des différents coefficients sont les suivants, tel que déterminées avec un essai de

module complexe effectué sur l’enrobé utilisé (Module complexe des enrobés de la cuve de

laboratoire sur le dégel de la chaire de recherche i3C du dossier AM-0055-14, 2014). Ces

valeurs sont présentées dans le tableau suivant : Tableau 5-2 : Les valeurs des différents coefficients.

𝜹𝜹 𝜶𝜶 𝜷𝜷 𝜸𝜸 𝒂𝒂𝟏𝟏 𝒂𝒂𝟐𝟐

1,720 2,671 -0,725 -0,633 -0,148 1,10E-03

133

Figure 5-33 : Évolution du module dynamique de l'enrobé bitumineux durant le gel.

La Figure 5-34 présente l’évolution du module réversible des matériaux non liés durant le

gel-dégel. D’après cette figure, il est possible de constater que le module réversible de la

fondation diminue jusqu’à la fin du dégel visée 90 cm, puis il commence à augmenter durant

le gel et diminue durant le dégel suivant. Le module de la sous-fondation a aussi le même

comportement que celui de la fondation jusqu’à un dégel complet de 90 cm, mais durant le

gel suivant, le module réversible de la sous-fondation diminue et augmente durant le dégel.

Le sol d’infrastructure a un module réversible très variable durant le cycle de gel-dégel. En

général, le module réversible a passé respectivement de 390 % à 130 %, et de 380 % à 150

% et de 230 % à 160 % dans la fondation, dans la sous-fondation et dans le sol

d’infrastructure.

134

Figure 5-34 : Évolution du module réversible des matériaux non liés durant le gel-dégel.

D’après la Figure 5-35, il est possible de constater que la déformation dans l’enrobé

bitimuneux diminue lorsque le module dynamique de l’enrobé bitumineux augmente. Pour

un module dynamique de 16000 MPa une déformation de 20 με a été enregistrée, mais pour

un module dynamique de 2000 MPa une déformation de 75 με a été enregistrée dans l’enrobé

bitumineux. Ces résultats montrent que la rigidité de l’enrobé bitumineux influence

grandement le comportement mécanique des matériaux non liés particulièrement la

fondation.

135

Figure 5-35 : Évolution du module dynamique et de la déformation de l'enrobé

bitumineux pendant le cycle gel/dégel.

5.2.5 Conclusion

L’analyse préliminaire des données a montré que durant le gel la diminution des contraintes

et déformations débute lorsque le front de gel commence à pénétrer dans le revêtement.

Ensuite, les contraintes et les déformations se stabilisent lorsque le front de gel dépasse la

fondation. Durant le gel-dégel, les résultats ont montré que les contraintes et les déformations

de la fondation et de la sous-fondation varient avec la température à 50 mm dans le

revêtement. De plus, lorsque le front de dégel dépasse le revêtement, il continue sa

progression dans la chaussée même dans des conditions d’alternance de cycles de gel-dégel.

Finalement, les déformations et les contraintes dans le sol d’infrastructure sont presque nulles

avant que le front de dégel atteigne le sol, mais lorsque le front de dégel y pénètre, les

déformations et les contraintes augmentent rapidement.

136

5.3 Résultats du cycle III


Le troisième cycle est réalisé dans les mêmes conditions que le premier cycle, c’est-à-dire en

imposant à la chaussée une température en surface de -10 °C pendant une période suffisante

pour introduire une pénétration de gel à 1,5 m de profondeur. Cependant, la nappe phréatique

cette fois-ci est fixée à 800 mm de profondeur afin de produire un soulèvement important.

De plus, le troisième dégel a été entamé en imposant une température en surface de 10 °C.

Dans ce cas, les mesures seront prolongées à la fin du dégel jusqu’à l’obtention d’une réponse

mécanique stable de la chaussée expérimentale.


Le profil thermique pendant le gel est présenté à la Figure 5-36. Comme dans le cas des deux

précédents essais, la vitesse de la pénétration du front de gel est élevée au début puis

commence à ralentir à la fin de la période de gel. De plus, la durée de la période de gel a été

d’environ 77 jours. Cette durée est plus longue que la durée de gel du cycle I qui a duré 41

jours. Cela peut être expliqué par le fait que la profondeur de la nappe phréatique de 800 mm

est plus faible par rapport à celles fixées durant les cycles I et II qui a été de 1600 mm.

137

Figure 5-36 : Profil thermique pendant le gel.

La Figure 5-37 présente la relation entre la profondeur de gel et la racine carrée de l’indice

de gel. D’après cette figure, il est possible de constater que la relation entre la profondeur de

gel et la racine carrée de l’indice de gel est presque linéaire avec un coefficient de

détermination R2 de 0.9803.

138

Figure 5-37 : Profondeur de gel en fonction de l'indice de gel.

La Figure 5-38 présente le profil thermique pendant le dégel. La profondeur faible de la nappe

phréatique a permis la formation d’une importante couche de sol gelé riche en glace ce qui a

fait augmenter la durée du dégel par rapport au cycle I. À cet effet, afin d’accélérer le

processus de dégel, une augmentation de la température ambiante de 10 °C a été faite. C’est

pour cette raison qu’il y a des profils thermiques ayant une température plus grande que 10

°C. La position de l’isotherme 0 °C durant cet essai est présentée sur la Figure 5-39.

139

Figure 5-38 : Profil thermique pendant le dégel.

Figure 5-39 : Position de l’isotherme 0 °C durant le cycle gel-dégel.

140

La relation entre la profondeur de dégel et la racine carrée du temps est présentée sur la Figure

5-40. Il est possible de constater que la relation entre la profondeur de dégel et la racine carrée

du temps est approximativement linéaire. Il est à noter qu’une épaisseur de 0,6 m du sol

d’infrastructure a dégelé à partir du bas. Aussi, d’après la Figure 5-41, la relation entre la

profondeur de dégel et l’indice de dégel est également linéaire avec un coefficient de

détermination R2 de 0.9339.

Figure 5-40 : Profondeur de dégel en fonction de la racine carrée du temps.

141

Figure 5-41 : Profondeur de dégel en fonction de l'indice de dégel.


5.3.3.1 Teneur en eau L’évolution de la teneur en eau durant le gel est présentée à la Figure 5-42. Pendant le gel,

d’après la Figure 5-42-a, la teneur en eau dans les différentes couches reste constante même

avec l’avancée du front de gel. Cela est anormal vu que la teneur en eau diminue toujours

avec l’avancement du front de gel, mais les résultats obtenus montrent que les capteurs

permettant de mesurer l’humidité ont été déréglés ou endommagés. Cependant, durant le

dégel, d’après la Figure 5-42-b, il est possible de constater que la teneur en eau diminue

rapidement dans les trois couches à la fin du dégel. Cela confirme la défectuosité des capteurs

qui permettent de mesurer les teneurs en eau. Le fait que la teneur en eau passe de 13 % à 2

% à la fin du dégel est anormal, car la fonte des lentilles de glace et la submersion de toutes

les couches de la chaussée devraient contribuer à une augmentation de la teneur en eau au

lieu d’une diminution.

142

(a) Gel

(b) Dégel

Figure 5-42 : Évolution de la teneur en eau massique pendant le gel-dégel.

143

5.3.3.2 Succion matricielle La Figure 5-43 présente l’évolution de la succion matricielle pendant le gel-dégel. Durant le

gel, il est possible de constater que la succion matricielle augmente de 13 kPa avec l’avancé

du front de gel pour atteindre une valeur maximale de 1850 kPa à la fin du gel. Cependant,

durant le dégel, il y a une chute brusque de la succion matricielle lorsque le front de dégel

dépasse la fondation. Cela est dû au fait que les capteurs Decagon indiquant le potentiel d’eau

sont installés dans la couche de fondation. Autrement dit, lorsque le front de dégel a dépassé

la fondation, la teneur en eau a augmenté ce qui explique la chute brusque de la succion

matricielle.

Figure 5-43 : Évolution de la succion matricielle durant le cycle gel-dégel.

144


5.3.4.1 Déformations des couches La Figure 5-44 présente l’évolution des déformations dans les différentes couches de la

chaussée durant le gel. D’après cette figure, il est possible de constater que le comportement

de la chaussée durant le gel peut être divisé en trois phases. Dans la première phase de 0 à 36

heures, les déformations diminuent rapidement dans les différentes couches. Cela est dû à

l’augmentation de la rigidité du revêtement résultant de la diminution de sa température. Par

conséquent, la couche de revêtement supporte une grande partie de la charge appliquée. Dans

la deuxième phase de 36 à 529 heures, selon les résultats montrés sur la même figure,

l’évolution des déformations transversales et longitidunales à la base de l’enrobé bitumineux

et la déformation verticale dans la fondation commencent à converger vers une valeur

constante, tandis que l’évolution de la déformation verticale du sol d’infrastructure diminue

progressivement avec l’avancé du front de gel. Dans cette étape, les couches de la fondation

et de l’enrobé bitumineux sont gelées. Finalement, dans la troisième phase de 529 heures à

la fin de l’essai, il y a une stabilisation des déformations dans les différentes couches après

le gel complet de la chaussée, cela correspond à un indice de gel de 300 °C.jours.

De plus, l’évolution des déformations pendant le gel en fonction de la racine carrée de

l’indice de gel est présentée sur la Figure 5-45, d’après cette figure, il est possible de constater

que l’évolution des déformations ressemble à ce qui a été décrit à la Figure 5-44.

Les mesures des déformations dans la sous-fondation ont été perdues depuis le début du cycle

III à cause d’une défectuosité du capteur de déformation.

145

Figure 5-44 : Évolution des déformations en fonction de la racine carrée du temps dans

les différentes couches durant le gel.

Figure 5-45 : Évolution des déformations en fonction de la racine carrée de l'indice de

gel dans les différentes couches durant le gel.

146

La Figure 5-46 présente l’évolution des déformations durant le dégel. La mesure des

différentes déformations a été prise après 120 heures du début de dégel étant donné que les

capteurs étaient gelés. Sur cette figure, il est possible de constater que les déformations

augmentent avec l’avancée du front de dégel dans la structure de la chaussée. Ainsi la

déformation longitudinale de l’enrobé bitumineux atteint une valeur de 130 % par rapport à

la valeur initiale. Cependant, la déformation verticale de la fondation et la déformation

transversale de l’enrobé bitumineux sont inférieures à 100 % de leurs valeurs initiales lorsque

la chaussée est complètement dégelée. Les lignes vertes discontinues indiquent les valeurs

maximales de la déformation ainsi que les valeurs des indices de dégel correspondants. Pour

le troisième cycle, pendant le dégel, le comportement mécanique de la chaussée est différent

de celui observé durant le premier cycle. Cela peut être, entre autres, associé à la nappe

phréatique élevée, ce qui a pu entraîner une durée plus longue de récupération pour atteindre

l’état optimal. Aussi, la dégradation de la chaussée, après trois essais et plusieurs mois de

suivi, peut-être une autre cause associée à ce comportement.

Figure 5-46 : Évolution des déformations dans les différentes couches durant le dégel

avec 10°C.

À la fin de l’essai de dégel avec une température ambiante de 10 °C, et à cause de la

température basse de l’enrobé bitumineux, il a été suggéré d’augmenter la température

147

ambiante de 10 °C, c’est-à-dire passer de 10 °C à 20 °C dans l’objectif de compléter le dégel.

Les résultats de cette augmentation de la température sont présentés sur la Figure 5-47.

L’augmentation de la température a permis d’avoir une deuxième valeur maximale de

déformations pour l’ensemble des couches. En appliquant 20 °C sur la chaussée, la

déformation verticale maximale du sol d’infrastructure a atteint 200 %. Par contre, la

déformation transversale de l’enrobé bitumineux et la déformation verticale de la fondation

ont atteint plus que 100 % de leur valeur initiale. Cette augmentation au niveau des

déformations est due à l’augmentation de la température de l’enrobé bitumineux et à la

diminution de sa rigidité. Par conséquent, l’enrobé distribue moins efficacement les

contraintes, ce qui expose les couches granulaires à des efforts plus élevés. Cela montre

clairement l’influence de l’enrobé bitumineux sur le comportement mécanique de la

chaussée.

Figure 5-47 : Évolution des déformations dans les différentes couches durant le dégel

avec 10 °C puis 20 °C.

148

5.3.4.2 Contraintes dans les couches non liées

L’évolution des contraintes dans les couches non liées durant le gel est présentée sur la Figure

5-48. Sur cette figure, l’évolution des contraintes peut être divisée en trois phases.

Dans la première phase de 0 à 27 heures, la contrainte dans la sous-fondation et la contrainte

dans le sol d’infrastructure diminuent progressivement de la même façon avec l’avancée du

front de gel, tandis que la contrainte dans la couche de fondation diminue rapidement lorsque

le revêtement est complètement gelé. Cette diminution rapide de la contrainte dans la couche

de la fondation est due au fait que le revêtement devient plus rigide à cause de la diminution

de la température de l’enrobé, ce qui lui permet de supporter plus de contraintes.

Ensuite, dans la deuxième phase de 27 à 100 heures, la contrainte dans la couche de fondation

est stabilisée lorsqu’elle est complètement gelée. Par contre, les contraintes dans la sous-

fondation et dans le sol d’infrastructure continuent à diminuer avec l’avancée du front de gel.

Finalement, dans la troisième étape de 100 heures à la fin de l’essai, la contrainte dans la

couche de sous fondation et la contrainte dans la couche de fondation tendent vers une valeur

constante, tandis que la contrainte dans le sol d’infrastructure continue à diminuer légèrement

avec l’avancé du front de gel. De plus, il y a une chute brusque de la contrainte du sol

d’infrastructure lorsqu’il est complètement gelé. L’évolution des contraintes dans les couches

non liées suit la même tendance sur la Figure 5-49. Cette figure présente l’évolution des

contraintes en fonction de la racine carrée de l’indice de gel.

149

Figure 5-48 : Évolution des contraintes en fonction de la racine carrée du temps durant

le gel.

Figure 5-49 : Évolution des contraintes en fonction de la racine carrée de l’indice de gel durant le gel.

150

La Figure 5-50 présente l’évolution des contraintes dans les différentes couches non liées

durant le dégel. D’après cette figure, au début de l’essai, il est possible de constater que les

contraintes dans la sous-fondation et dans le sol d’infrastructure sont constantes. Par contre,

la contrainte dans la fondation augmente progressivement avec l’avancé du front de dégel.

Cependant, lorsque le front de dégel dépasse la fondation, les contraintes dans la sous-

fondation et dans le sol d’infrastructure commencent à augmenter progressivement, tandis

que la contrainte dans la fondation converge vers une valeur constante de 74 % de sa valeur

initiale avant le gel. À la fin du dégel, les contraintes dans le sol d’infrastructure et dans la

sous-fondation ont successivement atteint des valeurs maximales de 250 % et 170 % par

rapport à leurs valeurs initiales, puis ces contraintes diminuent pour converger vers des

valeurs constantes de 150 % pour la sous-fondation et 180 % pour le sol d’infrastructure.

Cette augmentation de la contrainte par rapport à la valeur initiale avant le gel peut être

expliquée par le fait que la chaussée a subi des dommages importants après trois cycles de

gel-dégel et par conséquent devient plus fragile, ce qui implique que la chaussée supporte

moins de contrainte qu’avant le gel. De plus, la faible profondeur de la nappe phréatique a

beaucoup changé le comportement mécanique de la chaussée. Par contre, pour la fondation,

aucune valeur maximale de la contrainte n’a été mesurée, mais les données ont montré que

la contrainte dans la fondation tend aussi vers une valeur constante de 70 % à la fin de l’essai

par rapport à sa valeur initiale avant le gel. Les valeurs maximales des contraintes dans les

différentes couches non liées correspondent à un indice de dégel égal à 170 °C.jours.

151

Figure 5-50 : Évolution des contraintes en fonction de la racine carrée du temps durant le dégel.

5.3.4.3 Modules des couches

Les modules dans les matériaux non liés ont été calculés en utilisant l’équation (21-22). La

Figure 5-51 présente l’évolution des modules dans les couches non liées. Pendant le gel,

d’après la Figure 5-51-a, comme il a été montré dans les deux derniers cycles de gel-dégel,

les modules des matériaux non liés augmentent avec l’avancé du front de gel. La Figure 5-51-

b présente l’évolution des modules dans les matériaux non liés pendant le dégel. D’après

cette figure, il est possible de constater que les modules diminuent progressivement avec

l’avancé du dégel pour converger vers des valeurs constantes à la fin du dégel. Finalement,

à la fin du troisième cycle, les résultats obtenus montrent des modules résiduels de 50 à 80

% des valeurs initiales du module avant le début de gel. Cela montre bel et bien l’ampleur de

l’endommagement que la chaussée a subi durant les cycles gel-dégel.

152

(a) Gel

(b) Dégel

Figure 5-51 : Évolution des modules dans les matériaux non liés durant le cycle gel-dégel.

153

En utilisant le modèle de Witczak pour calculer le module dynamique de l’enrobé

bitumineux, l’évolution du module de l’enrobé bitumineux durant le troisième cycle gel-

dégel est montrée sur la Figure 5-52. Durant le gel, selon la Figure 5-52-a, il est possible de

constater que le module de l’enrobé bitumineux augmente avec l’avancée du gel dans le corps

de la chaussée. Cela peut être expliqué par le fait que l’avancé du gel dans la structure produit

un flux de chaleur dirigé vers le haut qui influence la température de l’enrobé bitumineux.

Cependant, le seul facteur à prendre en compte est la température dans l’enrobé bitumineux

qui diminue avec le temps. De plus, lorsque le front de gel dépasse la fondation, le module

de l’enrobé se stabilise à une valeur approximative de 18500 MPa jusqu’à la fin de l’essai de

la période de gel. Cependant, durant le dégel, d’après la Figure 5-52-b, il y a une diminution

rapide du module de l’enrobé avec l’avancée du front de dégel dans la couche d’enrobé

bitumineux. Une fois que le front de dégel dépasse la fondation, le module de l’enrobé

bitumineux se stabilise à une valeur approximative de 7000 MPa.

(a) Gel

154

(b) Dégel

Figure 5-52 : Évolution du module de l'enrobé bitumineux pendant le cycle gel-dégel.

5.3.4.4 Soulèvement/déflexion durant le gel-dégel Le soulèvement de la surface de la chaussée est dû à la présence d’un sol modérément gélif

qui a un potentiel de ségrégation de 62 mm2/(°C.jours) (rapport d’étape II, 2014). Ce

phénomène se manifeste par un gonflement remarquable du sol d’infrastructure sous la

chaussée en présence d’un front de gel et si de l’eau est disponible pour alimenter des lentilles

de glace en croissance.

Pendant le troisième cycle d’essai, il y a eu des difficultés au niveau de l’instrumentation de

la chaussée avec un capteur capable de mesurer en continu les déplacements verticaux de la

surface de la chaussée. Par conséquent, afin de prendre des mesures de soulèvement, des

mesures directes du soulèvement de la surface ont été faites. Ainsi, une règle électronique

qui mesure le profil de la surface de la chaussée a été utilisée et une mesure directe de

l’élévation de la chaussée par rapport à la surface horizontale a été faite durant cet essai.

155

La Figure 5-53 présente le déplacement vertical de la chaussée durant le cycle gel-dégel.

D’après cette figure, au début du dégel, un déplacement de 48 mm a été mesuré par rapport

à la surface horizontale au bord de la structure de la chaussée. Cependant, à la fin du dégel

un déplacement résiduel de 20 mm a été mesuré. Le 20 mm résiduel est probablement dû à

la friction du revêtement sur le bord de la cuve de béton. Par contre, le centre de la cuve

semble s’affaisser complètement, mais le revêtement sur la bordure reste soulevé. De plus, il

est possible de constater que l’orniérage est plus important en bas de la rampe et à l’arrêt

d’essieu avec un orniérage maximum de 18 mm. Par contre, au centre de la section, soit où

les capteurs sont concentrés, l’orniérage ne dépasse pas 7 mm. La collecte de ces données

montre que, même si le système est confiné et que le nombre de cycles a somme toute été

limité (étude orientée sur la réponse), les multiples passages de l’essieu à pneus jumelés

appliqués durant les cycles ont causé des dommages significatifs à la structure de chaussée.

(a) Au milieu de la section

156

(b) À l’arrêt d’essieu

(c) En bas de la rampe

Figure 5-53 : Déplacement vertical de la chaussée durant le gel-dégel.

157

5.3.5 Conclusion

Pour le cycle III, durant le gel, les résultats ont aussi montré que les déformations et les

contraintes diminuent lorsque le front de gel commence à pénétrer dans le revêtement et se

stabilisent lorsque le corps de la chaussée est complètement gelé. Durant le dégel, le

comportement mécanique de la chaussée est différent du comportement mécanique observé

durant le premier cycle. En effet, cette fois-ci, la période de récupération de la capacité

structurale de la chaussée n’a pas été observée. Aussi, à la fin du dégel, les déformations et

les contraintes convergent lentement vers des valeurs constantes. Concernant le soulèvement,

la faible profondeur par rapport à la surface de la nappe phréatique a permis d’avoir un

soulèvement au gel maximal de 48 mm. Aussi, après trois cycles de gel-dégel, les modules

de rigidité résiduels des différentes couches non liées continuent à diminuer. Cela montre

que la chaussée a potentiellement subi des dommages significatifs lors de la réalisation des

essais.

Comme il a été indiqué dans l’introduction de ce mémoire, le projet de recherche a été

effectué sur deux sections de chaussée similaires, une au laboratoire de géotechnique routière

à l’Université Laval et une autre au SERUL. Dans cette section une comparaison entre les

résultats obtenus dans la fosse d’essai et ceux obtenus au SERUL sera discutée. Ainsi il y

aura des passages identiques dans les deux mémoires. Dans celui portant sur le volet terrain

(Badian,2016) et dans le présent mémoire portant sur le volet fosse (El youssoufy, 2016).

158

Chapitre 6 Comparaison entre les résultats obtenus au SERUL et ceux obtenus dans la fosse d’essai

6.1 Introduction Les essais qui ont été effectués durant ce projet, soit les 2 années d’expérimentation au

SERUL et les 3 cycles d’essai dans la fosse d’essai, ont permis de tirer les observations citées

ci-dessous.

À la fosse d’essai, les résultats des trois cycles de gel-dégel ont permis de tirer les

observations suivantes (El youssoufy et coll., 2015) :

• Pour le cycle I, durant le gel, les contraintes et les déformations diminuent

progressivement avec l’avancé du front de gel dans la chaussée. À l’inverse, durant

le dégel, les contraintes et les déformations augmentent avec la progression du front

de dégel et la hausse des températures au début du dégel. Aussi, durant le gel, les

déflexions mesurées à la surface d’une chaussée flexible sont corrélées avec la

progression du gel dans l’enrobé bitumineux. Après un premier cycle de gel-dégel, la

diminution des modules de rigidité dans les différentes couches de la structure de

chaussée indique un endommagement de ces dernières.

Pour le cycle II, durant le gel, la diminution des contraintes et déformations débute lorsque

le front de gel commence à pénétrer dans le revêtement. Ensuite, les contraintes et les

déformations se stabilisent lorsque le front de gel dépasse la fondation. Durant le gel-dégel,

les résultats ont montré que les contraintes et les déformations de la fondation et de la sous-

fondation varient avec la température à 50 mm dans le revêtement. De plus, lorsque le front

de dégel dépasse le revêtement, il continue sa progression dans la chaussée même dans des

conditions d’alternance de cycles de gel-dégel. Finalement, les déformations et les

contraintes dans le sol d’infrastructure sont presque nulles avant que le front de dégel atteigne

159

le sol, mais lorsque le front de dégel y pénètre, les déformations et les contraintes augmentent

rapidement.

• Pour le cycle III, durant le gel, les résultats ont aussi montré que les déformations et

les contraintes diminuent lorsque le front de gel commence à pénétrer dans le

revêtement et se stabilisent lorsque le corps de la chaussée est complètement gelé.

Durant le dégel, le comportement mécanique de la chaussée est différent du

comportement mécanique observé durant le cycle I. En effet, cette fois-ci, la période

de récupération de la capacité structurale de la chaussée n’a pas été complète. Aussi,

à la fin du dégel, les déformations et les contraintes convergent lentement vers des

valeurs constantes. Concernant le soulèvement, la faible profondeur par rapport à la

surface de la nappe phréatique a entrainé un soulèvement au gel maximal de 48 mm.

Aussi, après trois cycles de gel-dégel, les modules de rigidité résiduels des différentes

couches non liées continuent à diminuer. Cela montre que la chaussée a

potentiellement subi des dommages significatifs lors de la réalisation des essais.

Une comparaison plus approfondie sera présentée dans les paragraphes suivants en se basant

sur le comportement thermique, hydrique et mécanique de la chaussée.

6.2 Comportement thermique

6.2.1 Rappel des paramètres thermiques

Afin d’analyser le comportement thermique de la chaussée, il est important de faire un rappel

sur les paramètres thermiques utilisés dans le rapport d’étape 2 (El youssoufy et coll., 2015) :

IDR : Indice de dégel réel des températures en surface

L’indice de dégel des températures de l’air en surface est obtenu en additionnant les valeurs

de températures positives (> 0 °C). Ensuite, un facteur de correction n égal à 2 a été appliqué

160

pour déterminer les températures réelles de surface au SERUL ce qui permet de prendre en

compte empiriquement la radiation solaire (Doré et Zubeck, 2008). Dans la fosse d’essai,

étant donné qu’il n’y a pas de radiation solaire, aucun facteur de correction n’a été appliqué.

ID50 : Indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur Afin de mieux comparer les résultats du SERUL et ceux obtenus à la fosse d’essai, l’indice

de dégel a été calculé en additionnant les valeurs de températures positives (> 0 °C) à 50 mm

de profondeur. Cette mesure a été choisie pour éviter de convertir la température de l’air en

température de surface, étant donné l’absence de radiation solaire dans la fosse. Dans ce cas,

la température de l’air est égale à la température de surface, ce qui n’est pas le cas au SERUL.

Le calcul de l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur n’a pas été effectué

dans la section 200 mm, car il n’y a pas de station météo routière à cet endroit, et par

conséquent, les données de températures n’étaient donc pas disponibles en continu.

6.2.2 Présentation des résultats

La détermination de la profondeur de gel et de dégel a été faite en identifiant la profondeur à

laquelle le gradient de température croise l’isotherme 0 °C. Une interpolation linéaire a été

effectuée chaque jour de mesure à cette profondeur. Les Figure 6-1 à Figure 6-4 montrent les

IDR et ID50 ainsi que le temps de dégel requis pour le dégel de chaque couche dans la section

100 mm au SERUL en 2015 et dans la fosse d’essai durant les trois cycles. Les résultats du

SERUL en 2014 n’ont pas été présentés, car la station météo ne fonctionnait pas au début du

dégel.

161

Figure 6-1 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à l’interface enrobé bitumineux et fondation (à 100 mm de profondeur) dans la fosse

d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015.

Figure 6-2 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à

l’interface fondation et sous-fondation (à 300mm de profondeur) dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015.

0

1

2

3

4

5

6

Cycle I Cycle II Cycle III SERUL 100 mm 2015

Indi

ce d

e dé

gel (

°C.jo

urs)

Interface Enrobé Bitumineux/Fondation

IDR ID50

0

2

4

6

8

10

12

14

16


Indi

ce d

e dé

gel (

°C.jo

urs)

Interface Fondation/Sous-fondation

IDR ID50

162

Figure 6-3 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à

l’interface sous-fondation et sol d’infrastructure (à 750 mm de profondeur) dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015.

Figure 6-4 : IDR et ID50 nécessaires au dégel de la structure de chaussée jusqu’à 900

mm de profondeur dans la fosse d’essai et dans la section 100 mm au SERUL en 2015.

0

10

20

30

40

50

60

70


Indi

ce d

e dé

gel (

°C.jo

urs)

Interface Sous-Fondation/Sol

IDR ID50

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180


Indi

ce d

e dé

gel (

°C.jo

urs)

Profondeur de dégel à 900 mm

IDR ID50

163

D’après la Figure 6-1, il est possible de constater que l’indice de dégel réel (IDR) et l’indice

de dégel des températures à 50 mm de profondeur (ID50) requis pour dégeler la couche

d’enrobé bitumineux de 100 mm est assez semblable dans la fosse d’essai et au SERUL (entre

4 et 5,1 °C.jours pour IDR et entre 0,5 et 2 °C.jours pour ID50).

D’après la Figure 6-2, la couche de fondation a été dégelée avec des indices de dégel assez

semblables pour les 3 cycles dans la fosse d’essai (entre 12 et 13,5 °C.jours pour IDR) et à 16

°C.jours au SERUL.

Des études antérieures réalisées en Alaska, Minnesota et Washington [Stubstad et Connor

(1982) et Lary et coll. (1984), cités par Girard, 1996] ont montré que les chaussées gélives

subissent une perte de capacité portante en comparaison avec l’été lorsque le dégel atteint le

bas de la fondation. Il s’agit donc d’une période critique pour la mesure de la réponse

structurale afin de connaître réellement la performance d’une chaussée souple lors du dégel.

Selon la littérature (C-SRHP, 2000 ; Bradley et coll., 2012), pour des sections expérimentales

ayant des épaisseurs d’enrobé bitumineux compris entre 75 et 150 mm, des indices de dégel

des températures en surface comprise entre 13 et 15 °C.jours sont nécessaires pour le dégel

des matériaux granulaires. Les indices de dégel trouvés sont donc en accord avec la

littérature.

Lorsque la profondeur de dégel atteint le sol d’infrastructure, il y a une différence entre les

indices de dégel en surface dans la fosse d’essai et ceux au SERUL comme l’illustre la Figure

6-3. En effet, une semaine avec des températures froides la nuit au SERUL a ralenti la

progression de l’indice de dégel, mais les températures à 50 mm de profondeur n’ont pas

beaucoup varié à cette période. Sur cette figure, on peut aussi remarquer que l’indice de dégel

des températures à 50 mm de profondeur est assez semblable pour le SERUL et dans la fosse

d’essai.

La différence entre le cycle I et le cycle III dans la fosse se situe au niveau de la nappe

phréatique (1600 mm de profondeur et 800 mm de profondeur respectivement). Ainsi, la

combinaison des températures négatives, du sol gélif et d’une plus grande quantité d’eau a

provoqué un soulèvement plus important pour le cycle III. Il a donc fallu un indice de dégel

164

plus élevé (presque le double) pour dégeler la chaussée jusqu’à 900 mm de profondeur

pendant le cycle III comme montré sur la Figure 6-4.

Le Tableau 6-1 résume les différents paramètres influençant la stabilité thermique de la

fosse : la position de la nappe phréatique, l’indice de dégel critique, la profondeur de dégel

critique et le soulèvement au gel durant le cycle I et III.

Tableau 6-1 : Comparaison des données thermiques et environnementales entre le cycle I et III.

Position de la nappe

phréatique (m)

Indice de dégel en surface (°C.j)

Profondeur de dégel critique (m) Soulèvement au gel (mm)

Cycle I 1,6 90 0,9 13

Cycle III 0,8 170 0,9 28

D’après le Tableau 6-1 , il est possible de constater que la profondeur de dégel critique

(profondeur où les déformations dans les différentes couches atteignent leur maximum) est

identique pour les cycles I et III. Cependant, les valeurs de l’indice de dégel en surface et du

soulèvement au gel durant le cycle III ont été presque doublées comparativement à celles du

cycle I. La profondeur à laquelle est située la nappe phréatique au cycle III est plus faible que

celle du cycle II. Cette particularité se traduit par une augmentation de l’indice de dégel et

du soulèvement au gel durant le cycle III étant donné qu’il y a plus de glace dans la chaussée.

Lors du dégel du cycle II, des températures négatives en surface ont été imposées lorsque la

profondeur de dégel avait atteint 30, 60, 90 et 120 cm de profondeur. Il est donc normal que

l’indice de dégel du cycle II soit plus élevé que celui du cycle I puisque le dégel de la chaussée

est plus long.

Les indices de dégel calculés à 50 mm de profondeur au SERUL sont assez semblables à

ceux trouvés pour le cycle I de la fosse d’essai. Cet indice (ID50) peut donc être un bon outil

pour la gestion des restrictions de charges. Ainsi, une relation entre la profondeur de dégel et

l’indice de dégel des températures à 50 mm a été étudiée. Les résultats des essais à la fosse

165

d’essai en 2015 ont été utilisés pour développer cette relation et sont présentés sur la Figure

6-5.

Figure 6-5 : Relation entre la profondeur de dégel et l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur (ID50) dans la section 100 mm au SERUL.

Sur la Figure 6-5, une très bonne corrélation ressort entre les indices de dégel à 50 mm de

profondeur (ID50) et la profondeur de dégel. En effet, le coefficient de détermination R2 est

égal à 0,99.

À partir de la régression linéaire effectuée sur la Figure 6-5, l’équation 30 présente la relation

entre la profondeur de dégel et l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur :

𝑿𝑿𝒅𝒅é𝒈𝒈𝒈𝒈𝒈𝒈 = 𝟓𝟓,𝟓𝟓𝟒𝟒𝟐𝟐𝟓𝟓 ∗ �𝑰𝑰𝑰𝑰𝟓𝟓𝟓𝟓 + 𝟓𝟓,𝟓𝟓𝟐𝟐𝟒𝟒 Équation 33

Avec Xdégel =profondeur de dégel (m) ID50 = Indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur (°C.jours)

L’équation 30 a permis de prédire la profondeur de dégel dans la fosse d’essai du laboratoire

de géotechnique routière de l’Université Laval pour les cycles I, II et III. Les Figure 6-6 à

y = 0,0825x + 0,0981R² = 0,9865

00,20,40,60,8

11,21,41,61,8

2

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0Pr

ofon

deur

dég

el (m

)√ID50 mm

166

Figure 6-8 présentent la relation entre les profondeurs de dégel réelles et celles prédites pour

les cycles I à III. L’erreur RMSE (Root Mean Square Error) indiquée sur chaque figure a été

calculée avec l’équation 31 (El youssoufy et coll., 2015).

𝑹𝑹𝑴𝑴𝑺𝑺𝑬𝑬 = �𝟏𝟏𝒏𝒏∗ ∑ (𝒚𝒚𝒊𝒊 − 𝒚𝒚�𝒊𝒊)𝟐𝟐𝒏𝒏

𝒊𝒊=𝟏𝟏 Équation 34

Avec

𝑦𝑦𝑖𝑖 : Profondeur de dégel réelle (m)

𝑦𝑦�𝑖𝑖 : Profondeur de dégel prédite (m)

n : Nombre total de données

Figure 6-6 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle I de la fosse d’essai.

167

Figure 6-7 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle II

de la fosse d’essai.

Figure 6-8 : Relation entre les profondeurs de dégel réelles et prédites pour le cycle III

de la fosse d’essai.

D’après les figures ci-dessus, les erreurs RMSE sont donc de 0,10 ; 0,08 et 0,12 pour les

cycles I, II et III respectivement. Les meilleurs résultats sont obtenus au cycle II. Cette

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60

Prof

onde

ur d

e dé

gel p

rédi

te (m

)

Profondeur de dégel mesurée (m)

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20

Prof

onde

ur d

égel

pré

dite

(m)

Profondeur dégel réelle (m)

RMSE=0,08

RMSE= 0,12

168

observation était attendue, car pendant ce cycle, des alternances de cycle de gel-dégel ont été

faites. Le cycle II se rapproche beaucoup plus des conditions thermiques du SERUL avec des

températures négatives la nuit (période de refroidissement) et positives pendant la journée.

L’équation 30 donne donc de bons résultats pour la prédiction de la profondeur de dégel en

fonction de l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur (ID50), malgré le fait

que ce n’est pas le même enrobé bitumineux qui est installé au SERUL (ESG-10) et dans la

fosse d’essai (EB-10). La section sur le comportement mécanique va permettre de déterminer

si cet indice peut être considéré comme un bon outil pour la gestion des restrictions de charge.

Aussi, Il serait intéressant de développer des relations entre la profondeur de dégel et l’ID50

pour chaque station météo routière (le MTMDET en possède 52) et sur un certain nombre de

périodes hiver/printemps, la relation pourra ensuite être régionalisée selon les groupes de

Stations météo routières (SMR) qui ont des profils thermiques similaires.

6.3 Comportement hydrique

Il est noté que les jauges de teneurs en eau n’ont pas fonctionné correctement dans la fosse

d’essai pour les cycles II et III. Par contre au SERUL les mesures de la teneur en

fonctionnaient correctement durant la période des essais.

Voici quelques remarques sur le comportement hydrique entre les sections expérimentales

au SERUL (100 mm et 200 mm) et le cycle I dans la fosse d’essai :

L’évolution des teneurs en eau lors du dégel suit la tendance anticipée, soit des

augmentations significatives jusqu’à l’atteinte d’un pic lors du dégel, puis une période

de diminution assez lente jusqu’à la stabilisation au SERUL. Dans la fosse d’essai,

les teneurs en eau se stabilisent avec leurs valeurs maximales puisqu’il n’y a pas de

système de drainage.

Les teneurs en eau dans la fondation et la sous-fondation atteignent leur maximum

lorsque la profondeur de dégel est de l’ordre de 90 cm dans les sections 200 mm et

100 mm au SERUL ainsi que dans la fosse d’essai. Pour le sol d’infrastructure, la

169

teneur en eau maximale est atteinte lorsque la profondeur de dégel est de l’ordre de

1,1 m.

Avec la présence de sols gélifs entrainant la formation de lentilles de glace, les teneurs

en eau dans le sol sont très élevées et peuvent atteindre jusqu’à 250 % à 325 % de

leur valeur d’été.

6.4 Comportement mécanique

Selon le rapport (El youssoufy et coll., 2015), le Ministère des Transports du Québec

(MTMDET) impose la restriction de charges lorsque la profondeur de dégel dans une zone

atteint plus de 300 mm. La fin de la période de dégel est déterminée 5 semaines après que la

profondeur de dégel dans une zone ait atteint en moyenne 900 mm (MTMDET, 2015). Dans

cette partie du rapport, le comportement mécanique de la structure de chaussée sera étudié

selon les méthodes de gestion des restrictions de charge du MTMDET. Ainsi, selon la Figure

6-9, une profondeur de dégel de 300 mm dans la fosse correspond à un indice de dégel des

températures à 50 mm de profondeur (ID50) égal à 7 °C.jours.

La Figure 6-9 présente l’évolution de la profondeur de dégel ainsi que les déformations

normalisées des couches d’enrobé bitumineux, de fondation et de sous-fondation en fonction

de la racine carrée de l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur (ID50) pour

le cycle I dans la fosse d’essai. Les déformations normalisées ont été calculées avec

l’équation 32.

𝜺𝜺𝒏𝒏 = 𝜺𝜺𝒐𝒐𝒈𝒈𝒎𝒎𝒐𝒐𝒔𝒔 𝒐𝒐

𝜺𝜺é𝒐𝒐é *100 Équation 35

Avec :

εn : Déformation normalisée (%)

εtemps t : Déformation à un temps t (µɛ)

εété : Déformation mesurée durant l’été (µɛ)

170

Figure 6-9 : Évolution de la profondeur de dégel et des déformations normalisées dans les couches de chaussées en fonction de �𝑰𝑰𝑰𝑰𝟓𝟓𝟓𝟓 Pendant le cycle I de la fosse d’essai.

20

60

100

140

0

40

80

120

ε n EB

(%)

0

40

80

120

160

ε n F (%

)

20

60

100

140

0 4 8 12 16 20

√ID50((°C.

jours)0.5)

0

40

80

120

160

200

ε n SF

(%)

20

60

100

140

180

220

0.9

0.7

0.5

0.3

0.1

10.80.60.40.2

0

Pro f

onde

ur

de d é

gel (m

)

2 6 10 14 18

SF

Sol infra.

171

D’après la Figure 6-9, il est possible de constater qu’avec un ID50 égal à 7 °C.jours, les

déformations normalisées sont inférieures à 100 % (valeur optimale d’été) pour toutes les

couches. Le Tableau 6-2 présente les valeurs des déformations normalisées au SERUL et

pour les cycles d’essais I et II dans la fosse.

Tableau 6-2 : Déformations normalisées pour les cycles I et II dans la fosse d’essai et pour la section 100 mm au SERUL en 2015 pour un ID50 de 7 °C.jours.

Essais

ID50 de 7 °C.jours

εn EB

(%)

εn F

(%)

εn SF

(%)

IDR

(°C.jours)

Prof dégel

(mm)

Cycle I 74 90 64 10 290

Cycle II 47 21 10 12 270

SERUL 100 mm

2015

54 36 0 10 170

D’après le Tableau 6-2, il est possible de constater lorsque ID50 égal à 7 °C.jours, les

déformations normalisées sont inférieures à 100 %. Cependant, à cause de la défectuosité de

la station météorologique permettant de mesurer la température, les résultats de la section

100 mm au SERUL en 2014 n’ont pas été présentés pour calculer le ID50. Aussi, les résultats

du cycle III dans la fosse d’essai n’ont pas été présentés, car les jauges de déformations ne

donnaient pas de signal au début du dégel pour ce cycle.

Afin d’optimiser la date à laquelle sera imposée la période des restrictions de charges, l’ID50

pour lequel les déformations normalisées sont autour de 100 % pour le cycle I a été déterminé

à partir de la Figure 6-9 et est égal à 18,5 °C.jours. Le cycle I a été choisi, car les déformations

normalisées pour ce cycle étaient plus grandes que celles des autres cycles et celles

enregistrées au SERUL. Cette valeur d’ID50 égale à 18,5 °C.jours sera utilisée dans le calcul

de l’endommagement pour voir si c’est un bon critère de gestion des restrictions de charges.

Aussi, les déformations dans les couches de fondation et de sous-fondation ont atteint leurs

valeurs maximales lorsque la profondeur de dégel a atteint 90 cm pour les cycles I et III dans

172

la fosse d’essai et dans la section 100 mm en 2014 au SERUL. Dans la section 100 mm, la

profondeur de dégel critique était de 1,65 m le 14 mai 2015. Cette différence est due aux

conditions environnementales des deux essais.

6.5 Conclusion

Selon les résultats obtenus, les conditions de la chaussée sont optimales lorsqu’on impose la

restriction de charges avec un ID50 égal à 7 °C.jours. Par contre, afin d’obtenir une meilleure

optimisation de la période de restriction de charges, un ID50 égal à 18,5 °C.jours est proposé

selon les résultats de cette étude. La date de la fin d’imposition de restriction de charge

semble être prévue avant que la chaussée ne récupère complètement sa capacité structurale.

Cependant, une analyse plus approfondie dans le chapitre suivant permettra de mieux évaluer

les critères de gestion des restrictions de charges du MTMDET en quantifiant

l’endommagement total réel obtenu pour les structures de chaussées dans la fosse d’essai au

laboratoire de géotechnique routière de l’Université Laval.

173

Chapitre 7 Analyse de l’endommagement par fatigue Cette section a été inspirée du rapport final El youssoufy et col (2016).

7.1 Introduction

Selon Lachance (1999), la détérioration des chaussées flexibles est associée habituellement

à deux mécanismes majeurs d’endommagement à long terme. Il s’agit de la fissuration par

fatigue et l’orniérage à grand rayon. La flexion répétée du revêtement de la chaussée sous

l’effet du passage répété des charges lourdes peut causer des fissurations par fatigue. D’après

la théorie élastique, au niveau du comportement des couches sous chargement, les contraintes

maximales en tension se situent à la base du revêtement Ullidtz (1987, cité par Grellet 2009).

Cette tension n’excède pas la limite de rupture des matériaux de revêtement, mais sa

répétition conduit au phénomène de fatigue. Dans le cas de l’apparition du phénomène de

tension à la base du revêtement, la fissuration de fatigue progresse du bas de la couche vers

le haut et se retrouve dans le sentier de roue. Ces fissures sont potentiellement très

dommageables puisqu’elles interceptent l’écoulement de l’eau de surface qui, en s’infiltrant

dans le corps de la chaussée, risque d’amplifier les mécanismes de dégradation de la

chaussée. La dégradation ultérieure des fissures pourrait éventuellement avoir une importante

contribution à la détérioration du confort de roulement pour les usagers. L’orniérage quant à

lui se traduit par l’apparition de déformations permanentes longitudinales sous le passage

répété des véhicules. Il trouve son origine dans le cumul des déformations visqueuses dues

au liant bitumineux et des déformations plastiques dues au squelette minéral de l’enrobé

Jolivet et coll (2000, cité par Cuisinier et coll 2007). Il est donc associé au comportement

irréversible des matériaux bitumineux.

174

7.2 Calcul de l’endommagement par fatigue

Plusieurs lois d’endommagement ont été proposées afin d’établir une durée de vie en fonction

des sollicitations appliquées, généralement exprimées en déformation, à une structure de

chaussée. Dans ce projet d’étude, le modèle de fatigue développé par l’Asphalt Institute a été

utilisé. Cette loi est illustrée par les équations 33 et 34 :

𝑵𝑵𝑭𝑭 = 𝟓𝟓,𝟓𝟓𝟓𝟓𝟏𝟏𝟏𝟏𝟑𝟑𝟓𝟓 ∗ 𝑲𝑲𝑭𝑭𝟏𝟏 ∗ |𝜺𝜺|−𝟑𝟑,𝟐𝟐𝟐𝟐𝟏𝟏 ∗ 𝑬𝑬−𝟓𝟓,𝟒𝟒𝟓𝟓𝟒𝟒 Équation 36

𝑲𝑲𝑭𝑭𝟏𝟏 = 𝟏𝟏𝟓𝟓𝟒𝟒,𝟒𝟒𝟒𝟒∗(

𝑽𝑽𝒃𝒃𝒈𝒈𝑽𝑽𝒗𝒗+𝑽𝑽𝒃𝒃𝒈𝒈

−𝟓𝟓,𝟔𝟔𝟐𝟐) Équation 37

Où :

Nf = nombre d’application de charges admissibles

KF1 = Paramètre fonction de la teneur en vide et en bitume

ε = extension à la base du revêtement (m/m)

E = module dynamique de l’enrobé bitumineux (MPa)

Vbe =Teneur en bitume effectif (%)

Vv= Teneur en vides (%)

7.2.1 Détermination du paramètre KF1

Afin de déterminer le paramètre KF1, des essais en compression-traction directe ont été

effectués sur des carottes d’enrobé bitumineux prélevées dans les deux sections

expérimentales au SERUL et dans la fosse d’essai. Ces essais ont permis de déterminer la

teneur en bitume et la teneur en vides pour le calcul du paramètre KF1. Le Tableau 7-1

présente les différentes valeurs de la teneur en bitume et de la teneur en vides des enrobés

bitumineux dans la fosse.

175

Tableau 7-1 : Détermination du paramètre KF1 au SERUL et dans la fosse d’essai.

Paramètres Fosse d’essai

(EB 10)

Vbe (%) 5,3

Vv (%) 3,3

KF1 0,440

7.2.2 Détermination du module dynamique |E*|

Le module dynamique |E*| a été déterminée à l’aide du modèle de Witczak (Witczak et

Fonseca, 1996 ; Witczak 2005 cité par Perron-Drolet, 2015). Les équations permettant de

calculer le module dynamique sont présentées sous la forme suivante :

𝐠𝐠𝐜𝐜𝐠𝐠|𝑬𝑬∗| = 𝜹𝜹 + 𝜶𝜶𝟏𝟏+𝒈𝒈(𝜷𝜷+𝜸𝜸𝒈𝒈𝒐𝒐𝒈𝒈𝟐𝟐𝒓𝒓) Équation 38

𝟐𝟐𝒓𝒓 = 𝒂𝒂𝑻𝑻 ∗ 𝟐𝟐 Équation 39

𝒈𝒈𝒐𝒐𝒈𝒈𝒂𝒂𝑻𝑻 = 𝒂𝒂𝟏𝟏 ∗ (𝑻𝑻 − 𝑻𝑻𝒓𝒓) + 𝒂𝒂𝟐𝟐 ∗ (𝑻𝑻 − 𝑻𝑻𝒓𝒓)𝟐𝟐 Équation 40

Où :

|E*| est le module dynamique (MPa).

fr est la fréquence réduite (Hz).

δ, α, β, γ, a1 et a2 sont des coefficients de régressions dépendant du type de bitume utilisé.

176

𝑎𝑎𝑇𝑇= facteur de translation (Hz) permettant de considérer l’influence de la température.

f= fréquence de chargement (Hz)

T = température de l’enrobé bitumineux (°C)

Tr = la température de référence (°C), fixée à 10 °C

Les coefficients de régression δ, α, β, γ, a1 et a2 ont été déterminés à l’aide des essais en

traction-compression directe présentés dans l’annexe B pour la fosse d’essai.

Dans la fosse d’essai, la fréquence de chargement a été calculée avec l’équation 38 utilisée

dans le logiciel i3c-ME (Doré, 2015). La température de l’enrobé bitumineux prise en compte

correspond à la température mesurée à 50 mm de profondeur.

𝟐𝟐 = 𝟓𝟓,𝟒𝟒𝟔𝟔 ∗ 𝑽𝑽 Équation 41

Avec

f : fréquence (Hz)

V : Vitesse de l’essieu (km/h)

7.2.3 Loi de Miner

Dans la conception des chaussées, l’accumulation des dommages est fréquemment calculée

par la loi de Miner. Cette loi est basée sur l’hypothèse suivante : le dommage (D) accumulé

dans la couche de revêtement est une fonction linéaire du ratio entre le nombre de répétitions

de charge accumulée (ou prévue) (n) sur le nombre de répétitions de charge admissible (Nadm)

(Perron-Drolet, 2015). Cette loi est illustrée par l’équation suivante :

177

𝑰𝑰 = 𝒏𝒏𝑵𝑵𝒂𝒂𝒅𝒅𝒎𝒎

Équation 42

Où :

D = dommage accumulé

n = Nombre de répétitions de charge prévue

N = Nombre de répétitions de charges admissibles

Dans le but de simplifier les méthodes de calcul et étant donné que le nombre de répétitions

de charges prévues est inconnu, le nombre de répétitions de charges a pris la valeur de 1.

Ainsi, les dommages seront calculés de la façon suivante :

𝑰𝑰 = 𝟏𝟏𝑵𝑵𝒂𝒂𝒅𝒅𝒎𝒎

Équation 43

Avec

D = dommage accumulé.

N = Nombre de répétitions de charges admissibles.

7.3 Analyse de l’endommagement total et des dommages saisonniers

Afin de déterminer les dommages saisonniers causés par les charges lourdes, une analyse de

ces dommages a été effectuée. Ainsi, cette analyse a permis de connaître la proportion de vie

utile consommée pour chaque saison dans la fosse d’essai.

Cette partie concerne l’analyse des résultats obtenus à la fosse d’essai de l’Université Laval.

Le Ministère des Transports du Québec (MTMDET, 2015) préconise d’imposer le début de

la période de restriction de charges lorsque la profondeur de dégel a atteint 30 cm dans la

chaussée et de terminer cette période cinq semaines après que la profondeur de dégel ait

atteigne en moyenne 90 cm. En appliquant les critères du MTMDET et d’après la Figure 7-1,

le point rouge en bas à gauche représente le début de la période de restriction de charges qui

178

correspond à une profondeur de dégel de 30 cm, tandis que le point rouge à droite indique la

fin de la période de restriction de charges. Cette période correspond à une réduction de 20 %

de la charge en vigueur. Dans ce projet, une réduction de 20 % de la charge de 5000 kg

équivaut à une charge de 4000 kg.

Afin d’analyser les résultats en termes de dommages dans la fosse d’essai, la notion du

dommage en fatigue normalisé a été utilisée, telle qu’exprimée par l’équation 41.

𝐃𝐃𝐜𝐜𝐧𝐧𝐧𝐧𝐢𝐢𝐠𝐠𝐭𝐭 𝐬𝐬𝐜𝐜𝐫𝐫𝐧𝐧𝐢𝐢𝐠𝐠𝐬𝐬𝐬𝐬é = 𝐃𝐃𝐜𝐜𝐧𝐧𝐧𝐧𝐢𝐢𝐠𝐠𝐭𝐭 𝐭𝐭𝐬𝐬 𝐟𝐟𝐢𝐢𝐓𝐓𝐬𝐬𝐠𝐠𝐨𝐨𝐭𝐭 𝐓𝐓𝐨𝐨𝐫𝐫𝐢𝐢𝐬𝐬𝐓𝐓 𝐠𝐠𝐭𝐭 𝐓𝐓é𝐠𝐠𝐭𝐭𝐠𝐠

𝐃𝐃𝐜𝐜𝐧𝐧𝐧𝐧𝐢𝐢𝐠𝐠𝐭𝐭 𝐭𝐭𝐬𝐬 𝐟𝐟𝐢𝐢𝐓𝐓𝐬𝐬𝐠𝐠𝐨𝐨𝐭𝐭 𝐂𝐂𝐜𝐜𝐬𝐬𝐓𝐓𝐬𝐬𝐓𝐓𝐬𝐬𝐜𝐜𝐬𝐬 𝐜𝐜𝐭𝐭𝐓𝐓𝐬𝐬𝐧𝐧𝐢𝐢𝐠𝐠𝐭𝐭 Équation 44

Aussi, une analyse du dommage annuel saisonnier dans la fosse d’essai a été réalisée en

considérant 5,2 mois d’été, 1,8 mois de printemps et 5 mois d’hiver. Ainsi, l’aire sous la

courbe (ASC), présentant les dommages normalisés, correspond au dommage saisonnier pour

chaque saison considérée. L’aire sous la courbe, pendant l’hiver, est égale à zéro. En effet,

les dommages normalisés durant l’hiver sont nuls. Les longueurs des saisons considérées

sont représentatives des conditions climatiques du sud du Québec. L’équation 42 a été utilisée

afin de calculer le dommage total.

𝐃𝐃𝐜𝐜𝐧𝐧𝐧𝐧𝐢𝐢𝐠𝐠𝐭𝐭 𝐓𝐓𝐜𝐜𝐓𝐓𝐢𝐢𝐠𝐠 = 𝟏𝟏,𝟒𝟒 𝐱𝐱 ( 𝐀𝐀𝐀𝐀𝐂𝐂 𝐭𝐭𝐫𝐫𝐬𝐬𝐬𝐬𝐓𝐓𝐭𝐭𝐧𝐧𝐭𝐭𝐬𝐬) + 𝟓𝟓 𝐱𝐱 ( 𝐀𝐀𝐀𝐀𝐂𝐂 𝐡𝐡𝐬𝐬𝐚𝐚𝐭𝐭𝐫𝐫) + 𝟓𝟓,𝟐𝟐 𝐱𝐱 ( 𝐀𝐀𝐀𝐀𝐂𝐂 é𝐓𝐓é)𝟏𝟏𝟐𝟐

Équation 45

ASC printemps = aire sous la courbe durant le printemps.

ASC hiver = aire sous la courbe durant l’hiver.

ASC été = aire sous la courbe durant l’été.

La Figure 7-1 présente les dommages normalisés pendant le cycle I d’essai dans la fosse.

D’après cette figure, les dommages causés par une charge de 5000 kg (courbe rouge) sont

plus importants que les dommages causés par une charge de 4000 kg (courbe bleue).

En appliquant les critères d’imposition des restrictions de charges du MTMDET, d’après la

Figure 7-1, l’évolution du dégel dans la chaussée durant la période de restriction de charges

peut être divisée en trois phases :

179

La première phase correspond au dégel effectif du sol. Durant cette phase, les

dommages augmentent en fonction de l’avancement du front de dégel dans la

chaussée avant d’atteindre des valeurs maximales de dommages normalisés de 2,25

et 1,50 causés par des charges de 5000 et 4000 kg respectivement. Cela implique une

réduction de la capacité portante de la chaussée. De plus, les valeurs maximales des

dommages correspondent à un indice de dégel de 65 °C.jours. Aussi, la phase du

dégel effectif s’étend de 25 à 167 heures et correspond à un indice de dégel des

températures à 50 mm de profondeur (ID50) de 7 à 65 °C.jours respectivement.

La deuxième phase correspond à la période de récupération de la capacité portante de

la chaussée qui se poursuit une fois le dégel des sols terminé. Durant cette période,

l’eau apportée dans le système lors du dégel commence graduellement à s’évacuer

permettant ainsi à la chaussée de récupérer sa capacité portante graduellement. Cela

se manifeste par la diminution des dommages durant cette phase. Aussi, la phase de

récupération correspond à un indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur

(ID50) de 65 à 100 °C.jours.

La troisième phase correspond aux conditions optimales de la chaussée, soit celles

s’apparentant aux conditions d’été. Durant cette phase, les teneurs en eau dans la

chaussée sont à leurs valeurs minimales permettant ainsi à la chaussée de converger

vers une valeur constante de capacité portante. Ainsi, les dommages tendent à une

valeur de dommage annuel optimal présentée par la ligne verte discontinue sur la

Figure 7-1.

L’analyse des dommages saisonniers, effectuée en utilisant l’équation 42, a permis d’obtenir

des dommages égaux à 0,94 et 0,82 pour des charges de 5000 et 4000 kg respectivement. Par

conséquent, une réduction de 20 % de la charge implique une réduction du dommage annuel

total de 13 %. De plus, une réduction de 20 % de la charge permet d’avoir un gain de durée

de vie de 18 %.

180

Figure 7-1: Loi d'endommagement durant le cycle I.

La Figure 7-2 présente le résultat de l’analyse des dommages saisonniers du cycle II en

utilisant l’endommagement exprimé par les équations 41 et 42. D’après cette figure, les

dommages augmentent en fonction de l’avancement du front de dégel dans la chaussée et

aussi en fonction de la profondeur de dégel visée de 30, 60, 90 ou bien 120 cm. De plus, les

dommages calculés sont en général inférieurs au dommage annuel optimal (ligne discontinue

verte). Par contre, l’avancement du front de dégel continu de pénétrer le corps de la chaussée,

même si une alternance entre les températures positives et négatives est visible.

L’analyse des résultats obtenus avec cet essai a permis de conclure qu’au début du dégel, et

particulièrement durant les jours où il y a une alternance entre les températures négatives

durant la nuit et les températures positives durant le jour, il est préférable d’optimiser la

période de restriction de charges étant donné les dommages très faibles observés.

181

Figure 7-2: Loi d’endommagement durant le cycle II.

Les dommages normalisés durant le cycle III, calculés avec l’équation 41, sont présentés à la

Figure 7-2. D’après cette figure, les dommages causés par la charge de 5000 kg sont plus

importants que les dommages causés par la charge de 4000 kg. En général, le comportement

et l’allure des courbes obtenues sont identiques à ceux observés durant le cycle I. Cependant,

l’amplitude des dommages est inférieure à celle obtenue durant le cycle I. La profondeur de

la nappe phréatique de 800 mm durant le cycle III, en comparaison avec 1600 mm durant le

cycle I, a probablement eu un impact sur le comportement mécanique de la chaussée.

Aussi, l’analyse des dommages saisonniers, calculés avec l’équation 42, a permis d’obtenir

des dommages de 1,09 et 0,92 sous une charge de 5000 kg et de 4000 kg respectivement. Par

conséquent, une réduction de 20 % de la charge implique une réduction du dommage annuel

total de 16 %.

En comparant les résultats obtenus pour les cycles I et III, la nappe phréatique et l’âge de la

chaussée semblent avoir un impact significatif sur le comportement mécanique de la

structure. De plus, le début de l’application de la période de restriction de charges semble

varier dans le cas d’une chaussée assez vieille et une nappe phréatique plus proche de la

surface (cas du cycle III), par exemple : durant le cycle I un dommage total d’une valeur de

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,40,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Profondeur dégel (m)

Endo

mm

agem

ent n

orm

alis

é

Temps (√h)

EndommagementnormaliséProfondeur dedégel

Dég

el à

30

cm

Gel

à 5

0 m

m d

e E

B

Dég

el a

60

cm

Gel

à 5

0 m

m d

e E

B

Dég

el à

90

cm

Gel

à 5

0

mm

de

EB

Dég

el à

120

cm

Gel

à 5

0 m

m d

e E

B

182

0,94 sous une charge de 5000 kg a été obtenu. Par contre, un dommage total de 1,09 sous une

charge de 5000 kg a été obtenu durant le cycle III.

Figure 7-3: Loi d’endommagement durant le cycle III.

7.4 Analyse de l’endommagement avec des critères optimisés

L’analyse des dommages saisonniers pour le cycle I et III a montré que l’application des

critères de restriction de charges du MTMDET correspond à un indice de dégel des

températures à 50 mm de profondeur (ID50) de 7 °C.jours. Cependant, le dommage total

calculé est inférieur à la valeur optimale (dommage optimal d’une valeur est égale à 1) durant

l’été. Comme il a été proposé avant, la période de restriction de charges peut être optimisée

en l’appliquant lorsque l’indice de dégel des températures à 50 mm (ID50) est de 18,5 °C.jours

au lieu de 7 °C.jours. L’analyse du dommage total a été effectuée pour le cycle I pour de

183

telles conditions a donné des résultats de dommages saisonniers de 0.95 et 0.82 pour des

charges de 5000 kg et de 4000 kg respectivement.

Concernant la fin de la période de restriction de charges, les essais dans la fosse se sont

terminés 5 semaines après que la profondeur de dégel ait atteint 900 mm. Par conséquent, il

n’a pas été possible de vérifier l’impact de la prolongation d’une semaine de la période de

restriction de charge sur l’endommagement de la chaussée. Les critères du MTMDET ont

donc été gardés pour la période de fin des restrictions de charge. Les résultats obtenus en

utilisant le principe du dommage total sont présentés dans le Tableau 7-2.

Tableau 7-2 : Endommagement total avec les critères des MTMDET et ceux proposés.

Critères MTMDET Critères proposés

Charges 5000 kg 4000 kg 5000 kg 4000 kg

Dommage total

0,94 0,82 0,95 0,82

D’après le Tableau 7-2, en utilisant les deux critères, le dommage total obtenu est presque le

même. Cela signifie que les critères proposés d’application de restriction de charges sont

satisfaisants.

184

7.5 Conclusion L’analyse du dommage total dans la fosse d’essai, a montré que l’application de la période

de restriction de charges est nécessaire. En effet, le dommage total causé par les charges

lourdes est inférieur à la valeur du dommage optimal durant l’été. Aussi, cette analyse a

montré que le début de la période de restriction de charges (critères du MTMDET)

correspond à un indice de dégel à 50 mm de profondeur (ID50) de 7 °C.jours. Cependant, afin

d’optimiser la période de restriction de charges, un indice de dégel à 50 mm (ID50) de 18,5

°C.jours a été proposé. Les résultats correspondants obtenus, suite à l’analyse du dommage

total, dans la fosse d’essai semblent satisfaisants sur la base de ce critère.

7.6 Discussion Ce projet de recherche « Effet des charges en période de restriction des charges » a donné de

bons résultats dans l’ensemble. En effet, avec les résultats obtenus dans le laboratoire

géotechnique de l’Université Laval, il a été possible de proposer des recommandations et des

critères pour une meilleure gestion de la période des restrictions des charges. Cependant,

dans cette section, une réflexion objective sur l’approche qui a été utilisée, sur les sources

d’erreur et sur les résultats obtenus sera élaborée. De plus, une discussion sur l’applicabilité

et la mise en application du travail de recherche et des pistes pour des recherches futures sera

abordée dans les paragraphes suivants.

7.6.1 Réflexion objective sur l’ensemble du projet

À la fosse, certains problèmes ont contribué à la limite de la cueillette des données. Par

exemple ; les jauges de déformations et des contraintes ont été gelées avec l’avancement du

front de gel. Cela a limité la quantité des données récoltées dans certains cas. Aussi, la jauge

permettant de mesurer la déflexion a cessé de fonctionner durant le cycle II et III, ce qui a

causé l’arrêt du suivi de la déflexion durant ces deux cycles d’essais. Un autre problème a

été rencontré durant les essais, particulièrement pendant le cycle II et III, il s’agit des jauges

185

qui mesurent la teneur en eau. Ces jauges ont cessé de fonctionner au début du dégel II.

Finalement, il a été constaté que le soulèvement des bordures de la chaussée ne suit pas le

reste de la chaussée vu que le mur de la fosse limite le déplacement vertical de la chaussée

pendant la période du gel. Aussi, étant donné que les essais ont été effectués en trois cycles

gel/dégel, la chaussée a été grandement endommagée. Cela a affecté la qualité des données

du troisième cycle gel/dégel. À cet effet, il fallait faire juste deux cycles de gel/dégel afin de

ne pas avancer l’endommagement de la chaussée vu que les dommages s’accumulent avec le

vieillissement de la chaussée.

Afin d’augmenter la quantité et la qualité des données durant l’essai gel-dégel, les

suggestions suivantes ont été proposées :

Il faut adapter le fonctionnement des jauges avec le froid extrême en ajoutant

des circuits électriques chauffants dans les jauges, ce qui permet à la jauge de

fonctionner même dans des conditions très froides. Aussi pour avoir une

mesure continue de différents paramètres, il aurait été préférable de vérifier la

fonctionnalité des jauges dans des conditions extrêmes de froid.

Diminuer la friction entre le mur de la fosse et le corps de la chaussée en

installant un isolant de polystyrène glissant. Cela va permettre à la chaussée

de se soulever librement pendant le gel.

Installer des jauges de déflexion qui se déplacent verticalement avec la

chaussée par rapport à un repère fixe.

Finalement, les essais ont été effectués sur une chaussée non humide, c’est-à-dire, en absence

des apports d’eau extérieurs. Contrairement aux essais qui ont été effectués sur le site

expérimental au SERUL. Cela peut affecter la fiabilité des résultats vu que les conditions de

l’essai ne ressemblent pas les vraies conditions de la route. Afin d’améliorer les conditions

de l’essai et la qualité des données récoltées, il est préférable de garder un certain pourcentage

186

d’humidité sur la chaussée durant le dégel pour mieux simuler les conditions réelles de la

chaussée.

7.6.2 Mise en application du travail de recherche

La problématique de l’état lamentable des réseaux routiers dans les pays nordiques a poussé

plusieurs chercheurs à développer des modèles permettant d’améliorer l’état structural et

fonctionnel des chaussées. La dégradation des chaussées est principalement causée par les

effets au gel qui rend la chaussée plus vulnérable vis-à-vis les charges lors de la fonte de

glace, c’est-à-dire, lors du dégel. Cependant, la gestion des chaussées durant cette période

n’est pas évidente et demande une intervention de la part des chercheurs en développant des

moyens qui rendent la gestion facile de la part des autorités. À cet effet, plusieurs approches

ont été établies afin de prédire la durée de la restriction des charges. Les chercheurs Joe P.

Mahoney, Mary S. Rutherford, R. Gary hicks (1986) ont adopté deux approches permettant

de mieux gérer la période de restriction des charges. Ces deux approches ont été basées sur

une équation de régression avec l’indice de gel (Ig) comme une variable indépendante.

La première équation a été développée dans le cas avec un sol fin étant comme sol

d’infrastructure qui représente l’état le plus critique au point de vue gélivité du sol.

L’équation 46 a été utilisée pour estimer la période de restriction des charges en se basant sur

l’indice de gel.

𝑰𝑰𝑹𝑹 = 𝟐𝟐𝟐𝟐,𝟔𝟔𝟐𝟐 + 𝟓𝟓,𝟓𝟓𝟏𝟏𝟏𝟏 𝑰𝑰𝑰𝑰 Équation 46

Où :

DR : durée de restriction commençant lorsque la température de l’aire est supérieure à 29 °F

ou plus.

IG : indice de gel (°F.jours)

187

La solution approximative de l’équation 46 est donnée par l’équation 47:

𝑰𝑰𝑹𝑹 ≅ 𝟐𝟐𝟓𝟓 + 𝟓𝟓,𝟓𝟓𝟏𝟏 𝑰𝑰𝑰𝑰 Équation 47

Les équations ci-dessus sont basées sur un sol fin et une teneur en eau de 15 % avec un indice

de gel allant de 204 °C.jours à 1093 °C.jours. Cela rend l’estimation faible hors de ces

conditions.

Autre approche a été aussi développée afin d’estimer la fin de la période de dégel. Cette fois-

ci, l’indice de gel (IG) a été utilisé comme une variable indépendante dans l’Équation de

prédiction. Les résultats obtenus avec cette équation ont donné de bonne corrélation que ceux

issus de l’équation permettant d’estimer la durée de restriction en se basant sur l’indice de

gel. L’équation 48 a été sélectionnée comme une fonction potentielle afin de prédire la

période de dégel.

𝑰𝑰𝑰𝑰 = 𝟒𝟒.𝟏𝟏𝟓𝟓𝟒𝟒 + 𝟓𝟓,𝟐𝟐𝟓𝟓𝟐𝟐 𝑰𝑰𝑰𝑰 Équation 48

Une solution approximative est présentée par l’Équation 49.

𝑰𝑰𝑰𝑰 ≅ 𝟓𝟓,𝟑𝟑 𝑰𝑰𝑰𝑰 Équation 49

Autres chercheurs comme Van Deusen (1998), C-SRHP (2000), Bullock et coll., (2006)

Bradley et coll., (2012) et Miller et coll., (2013) ont montré l’importance de l’utilisation de

l’indice de dégel comme un paramètre important permettant la gestion des restrictions de

charges. Cependant, ces recherches ont été basés sur l’indice de dégel en surface, mais

l’estimation de cet indice est basée sur la corrélation entre la température de l’air, celle de la

surface et le rayonnement solaire en utilisant un facteur de correction (n) et parfois une

radiation (Dysli, 1991). Cela rend le calcul de l’indice de dégel très biaisé. Toutefois, l’indice

de dégel (ID50) qui été utilisé dans le cadre de ce projet a donné des résultats plus significatifs.

Cela est concrétisé par l’obtention des résultats comparables dans le laboratoire et au SERUL.

En effet, l’installation des thermistances permettant la mesure de température à différentes

188

profondeurs a permis d’avoir de bons résultats. Ainsi, pour la gestion des restrictions de

charges, l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur (ID50) peut être

utilisé comme une alternative à l’indice de dégel en surface vu que son calcul ne nécessite

pas d’estimation ou de corrélation.

Finalement, il est important de mentionner que dans le cadre de cette étude, plusieurs

équipements de mesure ont été installés pour une meilleure interprétation du comportement

de la chaussée. En effet, des jauges de déformation horizontale (transversale et longitudinale)

ont été installées dans la couche d’enrobé bitumineux. Aussi, dans chacune des couches de

matériaux granulaires et de sol, des jauges de déformation verticale, des jauges de contrainte,

des jauges de teneur en eau et des jauges de succion matricielle ont été installées. Le nombre

important d’équipements de mesure utilisé dans le cadre de ce projet représente une grande

avancée par rapport aux autres études faites sur le comportement des chaussées au dégel.

Ainsi, plus il y a de données disponibles, plus l’analyse des résultats est complète. De plus,

l’utilisation d’un simulateur de charges lourdes équipé avec un système permettant de

contrôler la température, la vitesse et la charge appliquée sur la chaussée est considérée

comme un développement scientifique majeur dans le domaine de l’étude des chaussées.

7.6.3 Pistes pour des recherches futures

Dans le cadre de cette étude, l’indice de dégel a permis de mieux comprendre le

comportement de la chaussée durant le dégel. Ainsi les résultats obtenus durant ce projet ont

approuvé l’efficacité de la restriction des charges pendant la période de restriction.

Cependant, un seul projet d’étude reste insuffisant afin de trancher sur la nécessité de

l’application d’une période de restriction des charges, d’une part, et sur la compréhension

des mécanismes d’affaiblissement en utilisant l’indice de dégel comme un paramètre de

gestion, d’une autre part. il serait donc pertinent d’entamer d’autres projets de recherche en

construisant plusieurs des sections de chaussées plus représentatives des matériaux utilisés

dans la province de Québec.

189

Chapitre 8 Synthèse des conclusions

Afin de minimiser les dommages causés par les charges lourdes sur les chaussées durant la

période de dégel, le Ministère des Transports du Québec (MTMDET) impose la diminution

des charges des véhicules lourds. En utilisant plusieurs méthodes et techniques de mesure, le

MTMDET réalise le suivi de la progression du gel/dégel dans la chaussée afin de déterminer

le début de la période de dégel et par conséquent la période de restriction des charges. Le

présent projet de recherche intitulé « Effet des charges sur les chaussées en période de

restriction des charges » a pour objectif de développer, en fonction des données recueillies,

un outil d’aide à la détermination de la période de restrictions des charges durant la période

de dégel. De plus, ce projet devrait d’améliorer les connaissances sur les mécanismes

d’affaiblissement des chaussées au dégel sous les effets des charges lourdes. Afin d’atteindre

les objectifs de ce projet, une section de chaussée a été construite au laboratoire géotechnique

de l’Université Laval. Cette section de chaussée a été équipée par des jauges permettant de

faire un suivi du comportement mécanique, thermique et hydrique.

Les travaux effectués dans le cadre de ce projet et l’analyse des données récoltées

(déformations, contraintes, teneur en eau et températures) dans la fosse d’essai ont permis de

tirer quelques conclusions qui seront citées ci-dessous :

Comportement thermique : L’analyse des données thermiques a permis d’établir une

relation permettant de prédire la profondeur de dégel à partir de l’indice de dégel des

températures à 50 mm (ID50). Par conséquent, l’indice (ID50) peut être utilisé comme

un outil de gestion de la période de restriction de charges.

Comportement hydrique : dans la fosse d’essai, le comportement hydrique durant le

cycle I de gel dégel a été analysé. Cela a permis de conclure quatre observations

principales :

190

1) L’évolution des teneurs en eau lors du dégel suit des tendances typiques. En effet,

dans la fosse d’essai, les teneurs en eau se sont stabilisées avec leurs valeurs

maximales puisqu’il n’y a pas de drainage ou d’apport d’eau extérieur.

2) Lorsque la profondeur de dégel était autour de 90 cm, les teneurs en eau dans la

fondation et la sous-fondation ont atteint leur maximum. Cependant, la teneur en eau

dans le sol d’infrastructure a atteint sa valeur maximale lorsque la profondeur de dégel

ait atteint 1,04 m.

3) En présence de sols gélifs sensibles à la formation de lentilles de glace, lors du

dégel, les teneurs en eau peuvent passer de 3 % à 110 %.

4) L’étude du comportement hydrique dans la fosse d’essai n’a pas pu être complétée,

car les jauges mesurant la teneur en eau ont arrêté de fonctionner pendant les cycles

d’essais II et III.

Comportement mécanique : d’après les de charges est imposée pour une profondeur

de dégel de 300 mm (correspondant à un ID50 de 7 °C.jours). Cela correspond à la

profondeur de dégel requise pour l’application des restrictions de charges du

MTMDET en 2015. Par contre, afin d’optimiser la période de restriction de charges,

un ID50 de 18,5 °C.jours a été proposé aux vues des conditions environnementales et

des matériaux utilisés dans le cadre de ce projet.

Endommagement par fatigue : en appliquant les critères du MTMDET en matière de

restriction de charges en 2015, soit une profondeur de dégel de 300 mm correspondant

à un indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur (ID50) égal à 7 °C.jours,

l’analyse des dommages saisonniers a permis d’obtenir un endommagement total

inférieur à la valeur optimale du dommage annuel. De plus, l’analyse de

l’endommagement total, en utilisant un indice de dégel à 50 mm de profondeur (ID50)

égal à 18,5 °C.jours , a permis d’avoir un gain sur la durée de vie de la chaussée et

d’optimiser la période des restrictions de charges. Finalement, une réduction de 20 %

191

de la charge implique une réduction du dommage annuel total de 13 %. De plus, une

réduction de 20 % de la charge permet d’avoir un gain de durée de vie de 18 %.

Le présent projet de recherche a permis de démontrer que l’application de la période des

restrictions de charges est efficace étant donné que l’endommagement total obtenu ne

dépasse pas le dommage annuel admissible considéré lors de la conception des chaussées.

Aussi, l’analyse des données a confirmé le gain de la durée de vie de la chaussée en

appliquant une période de restriction de charges. Cette étude a aussi permis de bien

comprendre les mécanismes d’affaiblissement de la chaussée durant la période de dégel. Une

relation a été développée afin de prédire la profondeur de dégel à partir de l’indice de dégel

ID50.

Finalement, les recommandations pouvant être formulées suite à la réalisation de ce projet

sont les suivantes :

L’imposition de la période des restrictions de charges doit être entrée en vigueur

lorsque l’indice de dégel des températures à 50 mm de profondeur est égal à 18,5

°C.jours et lever la restriction de charges 6 semaines après que la profondeur de dégel

ait atteint 900 mm.

Le développement d’un outil permettant d’aide pour la gestion des restrictions de

charge en période de dégel nécessite un traitement des données météorologiques

récoltées dans les années passées afin de prendre en considération le changement

climatique.

La complexité de l’application de la période des restrictions de charge nécessite la

réalisation d’autres projets de recherche afin d’établir un nouvel outil d’aide ou de

calibrer d’autres outils développés dans d’autres pays.

192

L’instrumentation de la section d’essai doit être améliorée afin de recueillir plus de

données pour mieux connaître le comportement structural de la chaussée durant la

période de dégel.

193

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199

Annexes Annexe A : Les valeurs références de différents paramètres de mesure

Température °C

Succion matricielle KPa

Déformation (με) Contrainte (kPa) Teneur en eau %

Transversale de EB

Longitudinale de

EB

Fondation

Sous-Fondati

on

Sol infrastruct

ure

Fondation

Sous-Fondati

on

Sol infrastruct

ure

Fondation

Sous-Fondati

on

Sol infrastruct

ure

Cycle I

17 12,4 235,11 179,66 253,27 634,71 455,98 131,9 30,67 22,46 5,42 6,22 11,1

Cycle II

21 13,5 296,04 57,73 1528,2 901,25 635,37 229,47 36,57 24,18 5,21 6,01 10,9

Cycle III

20 12 365,04 64,77 1592,5 - 838,64 260,64 42,02 28,32 - - -

200

Annexe B : Rapports d’essais-enrobés : essais en traction-compression directe

201

202

203

204

205

Annexe C : Module réversible des couches non liées

206

Fondation : MG-20

Sous-fondation : MG-112

État initial État saturé État drainé Teneur en eau 2.9% Sr 24.7%

Teneur en eau 7.5% Sr 91.4%

Teneur en eau 5.4% Sr 60.6%

Θ (kPa) τoct (kPa)

εvr (με)

Δεvr (%)

MR (MPa)

Θ (kPa)

τoct (kPa)

εvr (με)

Δεvr (%)

MR (MPa)

Θ (kPa)

τoct (kPa)

εvr (με)

Δεvr (%)

MR (MPa)

80 9.2 50 5.1 339 79 9.1 42 15.8 401 80 9.2 57 0.9 300 100 18.7 112 8.2 316 100 18.7 98 1.6 358 100 18.6 120 2.1 295 120 28.2 155 7.3 344 120 28.2 142 2.6 378 120 28.1 168 4.6 317 140 16.3 72 9.6 433 139 16.1 61 0.7 497 140 16.3 76 1.2 409 175 32.8 135 9.1 458 175 32.8 119 0.8 521 175 32.8 144 3.9 429 210 49.4 184 6.6 510 210 49.4 168 1.4 560 210 49.4 203 4.6 462 280 32.9 87 12.5 718 280 32.9 79 1.5 794 280 32.9 92 3.1 671 350 66.0 158 9.0 795 350 66.0 149 0.4 841 350 65.9 179 3.7 702 420 98.9 222 5.8 849 421 99.1 213 0.8 886 420 99.0 252 2.5 748 385 32.9 63 6.6 983 385 32.9 60 1.4 1025 386 33.0 69 1.3 904 420 49.4 98 8.9 956 420 49.3 93 0.1 1003 420 49.4 105 1.8 890 526 99.0 182 7.3 1038 526 99.0 174 0.3 1086 526 99.0 201 0.7 938 526 49.3 81 9.0 1158 526 49.5 76 0.9 1238 526 49.5 85 0.3 1102 561 66.0 107 10.1 1172 561 65.9 100 0.2 1249 561 65.9 112 0.5 1115 701 131.9 198 7.6 1271 701 132 188 1.9 1336 701 131.9 214 2.1 1176

207

État initial État saturé État drainé

Teneur en eau 2.6% Sr 12.2% Teneur en

eau 17.3% Sr 101.7% Teneur en

eau 15.7% Sr 92.0%

Θ (kPa) τoct (kPa) εvr (με) Δεvr (%) MR (MPa) Θ (kPa) τoct (kPa)

εvr (με) Δεvr (%) MR (MPa) Θ (kPa) τoct (kPa) εvr (με) Δεvr (%) MR (MPa)

80 9.2 144 8.5 119 80 9.2 146 7.5 117 79 9.1 141 6.2 120

100 18.6 277 7.5 127 100 18.6 284 5.9 124 100 18.7 275 5.9 128

120 28.1 371 6.7 144 120 28.1 398 6.0 134 120 28.1 384 5.8 139

140 16.4 178 7.5 172 140 16.4 185 7.0 167 140 16.3 181 6.1 170

175 32.8 332 6.4 187 175 32.9 346 6.6 180 175 32.8 340 6.1 183

210 49.3 451 5.9 208 210 49.4 485 7.0 193 210 49.4 476 6.4 197

280 32.8 230 6.1 271 280 32.9 236 6.9 264 280 32.9 235 6.6 265

350 65.8 416 6.2 301 350 65.9 439 6.6 286 350 65.9 434 6.2 289

420 98.9 586 6.6 322 420 98.9 614 6.9 307 421 99.1 611 6.3 309

385 32.8 183 8.0 340 385 32.9 190 5.6 329 385 32.9 191 6.1 325

421 49.5 266 7.4 353 421 49.6 277 6.4 339 420 49.4 279 6.2 337

526 99.0 485 6.3 388 526 99.0 507 6.8 372 525 98.8 507 6.4 371

526 49.6 227 7.4 414 526 49.4 239 5.6 393 526 49.7 240 6.2 392

561 65.8 295 6.7 424 561 66.0 309 6.3 406 560 65.7 310 6.3 404

701 131.9 550 6.3 457 701 131.9 572 7.4 439 701 132.1 572 6.5 440

208

Sol d’infrastructure : Sable silteux

Teneur en eau optimale

Teneur en eau 7.3%

Θ (kPa) τoct (kPa) εvr (με) Δεvr (%) MR (MPa)

139 5.9 81 3.2 120

150 12.4 201 2.3 111

166 19.1 328 3.1 108

178 25.4 448 3.5 105

193 32.2 561 2.8 108

94 5.6 104 2.8 91

109 12.4 259 2.8 85

123 19.1 411 2.8 85

137 25.6 544 2.7 88

151 32.0 658 2.3 91

54 5.7 150 1.4 65

68 12.3 361 1.8 62

82 18.8 540 2.1 65

96 25.5 685 2.2 70

109 31.8 813 1.8 73

209

Annexe D : Module complexe de l’enrobé bitumineux

210

211

212

213