enrobé à module élevé (EME)

Claude DE BACKER, Katleen DENOLF, Joëlle DE VISSCHER, Lieve GLORIE, Lucien HELEVEN, Johan MAECK, Anne VANELSTRAETE, Stefan VANSTEENKISTE, Frederik VERVAECKE

CRR

Centre de recherches routières

Enrobés à module élevé (EME): de la conception à la mise en œuvre

Compte rendu de recherche CR 43/07

Enrobés à module élevé (EME): de la conception à la mise en œuvre

par

C. De Backer, K. Denolf, J. De Visscher, L. Glorie, J. Maeck, A. Vanelstraete, S. Vansteenkiste, F. Vervaecke, Centre de recherches routières

L. Heleven Agentschap Wegen en Verkeer

CR 43/07 Edité par le Centre de recherches routières Etablissement reconnu par application de l'Arrêté-loi du 30 janvier 1947 Boulevard de la Woluwe 42 - 1200 Bruxelles

Tous droits de reproduction réservés

Table des matières

Résumé

xi

Remerciements

xii

Notes préliminaires importantes

xii

Introduction

xv

1

Etapes préparatoires

1

1.1 1.1.1 1.1.2 1.1.3 1.1.3.1 1.1.3.2 1.1.3.3 1.1.3.4 1.1.3.5 1.1.4 1.1.4.1 1.1.4.2 1.1.4.3 1.1.4.4 1.2

Collecte des informations de base Recherche bibliographique Contacts Enquête concernant les réalisations belges réputées exécutées en EME Composition Revêtement Etudes Comportement des revêtements Conclusions de l’enquête Informations concernant les liants Evaluation des liants Evaluation des mélanges sur base de leur composition Evaluation des mélanges sur base de leurs prestations Choix des liants pour l’étude et les sections expérimentales Etude préliminaire en laboratoire

1 1 1 2 2 3 3 3 3 3 5 6 6 6 7

2

Etude en laboratoire

9

2.1 2.1.1 2.1.2 2.1.3 2.2 2.2.1 2.2.2 2.2.3 2.2.4 2.2.4.1 2.2.4.2 2.2.5 2.3 2.3.1 2.3.2 2.3.2.1 2.3.2.2 2.3.2.2.1 2.3.2.2.2 2.3.2.2.3 2.3.2.2.4 2.3.2.2.5

Objet de l’étude Objectif Aperçu du contenu Choix des variantes d’EME L’étude de faisabilité Objectif Choix des matériaux Formulation Essais performantiels Essais au compacteur giratoire Essais d’orniérage Conclusions de l’étude de faisabilité Caractéristiques des matériaux de base et formulation Caractéristiques des granulats neufs et des granulats de débris bitumineux Caractéristiques des liants Caractéristiques classsiques Caractéristiques rhéologiques Aperçu des essais réalisés et des méthodes d’essai Résultats des mesures DSR Mesures ZSV Mesures DTT Mesures BBR

9 9 9 10 11 11 12 13 14 14 16 17 17 17 20 20 22 22 23 25 26 26

iii

2.3.2.3 2.3.3 2.3.3.1 2.3.3.2 2.3.3.2.1 2.3.3.2.2 2.3.3.3 2.4 2.4.1 2.4.2 2.4.2.1 2.4.2.2 2.4.2.3 2.4.2.3.1 2.4.2.3.2 2.4.2.4 2.4.3 2.4.3.1 2.4.3.2 2.4.3.3 2.4.3.3.1 2.4.3.3.2 2.4.3.4 2.4.3.4.1 2.4.3.4.2 2.4.3.4.3 2.4.3.4.4 2.4.3.4.5 2.4.3.5 2.4.4 2.4.4.1 2.4.4.2 2.4.4.3 2.4.4.4 2.4.5 2.4.5.1 2.4.5.2 2.4.5.3 2.4.5.4 2.4.6 2.4.6.1 2.4.6.1.1 2.4.6.1.2 2.4.6.1.3 2.4.6.2 2.4.6.2.1 2.4.6.2.2 2.4.6.2.3 2.4.6.2.3.1 2.4.6.2.3.2

iv

Principales conclusions relatives aux liants utilisés dans l’étude en laboratoire Formulation Méthodes Formulation des EME Mélanges EME pour l’étude approfondie EME des variantes des planches expérimentales Conclusions relatives à la formulation Essais performantiels Préparation des mélanges et confection des éprouvettes Compacteur giratoire Méthode d’essai Exigences pour le compactage giratoire Résultats des essais Etude approfondie Etude des variantes par les planches expérimentales Conclusions relatives au compactage giratoire Orniérage Méthode d’essai Exigences en matière d’orniérage Résultats des essais Etude approfondie Etude des variantes pour les planches expérimentales Influence des paramètres du mélange sur l’orniérage Comparaison des mélanges à squelette pierreux et des mélanges à squelette sableux Type de liant Influence des GDB Influence de la teneur en liant Influence de la teneur en filler Conclusions relatives à la résistance à l’orniérage Module de rigidité Méthode d’essai Mélanges étudiés et exigences en vigueur Résultats des essais Conclusions relatives à la rigidité Fissuration due à la fatigue Méthode d’essai Mélanges étudiés et exigences en vigueur Résultats des essais Conclusions relatives à la fissuration due à la fatigue Durabilité Etude du couple bitume-granulats à l’aide de l’essai de désenrobage à l’eau bouillante Méthode d’essai Résultats des essais Conclusions relatives à l’essai de désenrobage Détermination de la sensibilité à l’eau des EME Méthode d’essai Spécifications en matière de sensibilité à l’eau Résultats des essais Sensibilité à l’eau des EME étudiés dans le cadre de l’étude approfondie Sensibilité à l’eau des EME correspondant aux variantes des planches expérimentales

26 27 27 28 28 31 33 33 33 34 34 34 34 34 36 38 38 38 38 39 39 40 41 41 42 42 43 45 45 46 46 46 47 49 50 50 50 51 53 54 54 54 54 57 57 57 58 58 58 61

2.4.6.2.4 2.5

Conclusions relatives à la sensibilité à l’eau Choix des variantes expérimentales

65 66

3

Le chantier expérimental

67

3.1 3.2 3.3 3.4 3.4.1 3.4.2 3.4.3 3.4.4 3.4.5 3.4.6 3.4.7 3.4.8 3.4.9 3.4.10 3.4.11

Objectifs Choix du site Description générale du site Auscultation du site préalablement à son acceptation définitive Examen visuel Epaisseur du revêtement Adhérence des couches du revêtement Investigations concernant les fissurations Investigations liées à l’orniérage Structure de la chaussée Analyse de la première couche de liaison bitumineuse (supérieure) Mesures au géoradar Mesures au déflectomètre à masse tombante Contrôle du dimensionnement de la structure Conclusions de l’auscultation et recommandations quant à la réalisation des planches expérimentales Le projet et le cahier spécial des charges Descriptif Composition Etudes Mise en œuvre Contrôles et exigences concernant le revêtement Attribution du marché Préparation du chantier Carottages complémentaires Mesures d’épaisseur Inspection visuelle Analyse Prélèvements des fraisats pour l’étude Profondeurs définitives de fraisage et implantation des zones «source» pour les GDB Mise au point du planning et discussion des détails d’exécution Inspection visuelle du revêtement juste avant son fraisage Réalisation du chantier Implantation des sections expérimentales Timing d’exécution Fraisage du revêtement existant Fraisage de la couche de roulement (jusqu’au niveau -5 cm) Contrôle des profondeurs de fraisage Contrôle de l’état des surfaces fraisées Fraisage de la couche de liaison (jusqu’au niveau -12 cm) Ecailles Propreté Contrôle des profondeurs de fraisage Texture des zones fraisées Défauts à réparer Réparations des surfaces fraisées au niveau -12 cm

67 67 69 69 69 70 71 71 71 72 72 73 73 73

3.5 3.5.1 3.5.2 3.5.3 3.5.4 3.5.5 3.6 3.7 3.7.1 3.7.1.1 3.7.1.2 3.7.1.3 3.7.2 3.7.3 3.7.4 3.7.5 3.8 3.8.1 3.8.2 3.8.3 3.8.3.1 3.8.3.1.1 3.8.3.1.2 3.8.3.2 3.8.3.2.1 3.8.3.2.2 3.8.3.2.3 3.8.3.2.4 3.8.3.2.5 3.8.4

73 74 74 74 75 75 75 76 76 76 76 77 77 78 78 79 79 80 80 81 81 81 82 82 82 82 83 83 83 83 83

v

3.8.4.1 3.8.4.2 3.8.5 3.8.6 3.8.6.1 3.8.6.2 3.8.6.3 3.8.6.4 3.8.6.5 3.8.6.5.1 3.8.6.5.2 3.8.6.5.3 3.8.6.6 3.8.7 3.8.7.1 3.8.7.2 3.8.7.3 3.8.7.4 3.8.7.5 3.8.7.6 3.8.7.7 3.8.8 3.8.9 3.8.9.1 3.8.9.2 3.8.9.3 3.8.9.4 3.8.9.5 3.8.10 3.8.11 3.8.12 3.8.12.1 3.8.12.2 3.8.12.3 3.8.12.4 3.8.12.5 3.8.12.6 8.12.7 3.8.13 3.8.13.1 3.8.13.2 3.8.13.3 3.9 3.9.1 3.9.1.1 3.9.1.1.1 3.9.1.1.2 3.9.1.1.2.1 3.9.1.1.2.2 3.9.1.1.2.3

vi

Réparation des fissures Remplissage des trous de carottages Pose de la couche d’adhérence au niveau -12 cm Fabrication des mélanges Procédure Matières premières Points importants Echantillonnage Constatations Dosage des granulats Dosage du liant Températures Conclusions relatives à la préparation des EME Pose des couches de liaison (EME et mélange de référence) Engins utilisés Etat du support avant la pose des couches d’EME Epandage Températures Echantillonnage Compactage Particularités lors du compactage Mesures au gammadensimètre lors du compactage Observations et mesures après achèvement des sous-couches (EME et référence) Aspect des couches de liaison immédiatement après leur achèvement Planéité (règle de3 m) Uni (ARAN) Mesures au gammadensimètre et carottages après refroidissement Mesures aux déflectomètres à masse tombante Pose de la couche d’accrochage au niveau -3 cm Fabrication de l’enrobé pour la couche de roulement (SMA) Pose de la couche de roulement Engins utilisés Etat du support avant la pose de la couche de roulement Epandage Températures Echantillonnage Compactage Mesures au gammadensimètre lors du compactage Observations et mesures après achèvement de la couche de roulement (SMA) Aspect de la couche de roulement Mesures à la sonde gamma après refroidissement et carottages Mesures d’uni, d’adhérence, d’orniérage et de portance Détermination des caractéristiques des nouvelles couches de liaison (EME et référence) Liants Caractéristiques classsiques Avant vieillissement Après vieillissement Valeurs absolues Comparaison avec les valeurs avant vieillissement Comparaison avec les valeurs données par le fournisseur (après RTFOT)

83 84 84 84 84 84 84 85 85 85 85 85 87 87 87 87 87 88 88 88 89 89 92 92 93 93 93 94 94 94 94 94 95 95 95 95 95 95 96 96 96 96 96 96 97 97 98 98 98 98

3.9.1.1.2.4 3.9.1.2 3.9.1.2.1 3.9.1.2.2 3.9.1.2.3 3.9.1.2.4 3.9.1.3 3.9.1.3.1 3.9.1.3.2 3.9.2 3.9.2.1 3.9.2.1.1 3.9.2.1.2 3.9.2.1.3 3.9.2.1.4

3.9.2.2.2 3.9.3 3.9.3.1 3.9.3.2 3.9.3.2.1 3.9.3.2.2 3.9.3.2.3 3.9.3.2.4 3.9.3.3 3.9.3.4 3.9.3.5 3.9.3.6 3.10 3.10.1 3.10.1.1 3.10.1.2 3.10.1.3 3.10.2 3.10.3 3.10.4 3.10.4.1 3.10.4.2

Comparaison avec les valeurs obtenues dans le cadre de l’étude en laboratoire (RCAT) Caractéristiques rhéologiques Aperçu des essais réalisés et des méthodes d’essai Résultats des mesures DSR Résultats des mesures ZSV Résultats des mesures BBR Conclusions relatives aux liants utilisés dans les planches expérimentales Pour les caractéristiques classiques Pour les mesures rhéologiques Mélanges Composition des mélanges Teneur en bitume Teneur en filler Granularité Conclusions relatives au contrôle de la composition des EME destinés aux planches expérimentales Essais au compacteur giratoire Comparaison de la teneur en vides des mélanges de l’étude en laboratoire et des mélanges du chantier Comparaison des MVA: compacteur giratoire, éprouvettes Marshall et carottes Mesures sur des carottes provenant de la couche de liaison (EME et référence) Epaisseur des couches Inspection visuelle des faces latérales des carottes Compacité Homogénéité Pierres cassées Couches non adhérentes Teneurs en vides mesurées sur les carottes entières Teneurs en vides mesurées sur des demi-carottes Compacité relative Essais au simulateur de trafic Caractéristiques de la couche de roulement (SMA-D2) Composition du SMA Teneur en liant Teneur en filler Granularité Caractéristiques de la couche déterminées sur carottes Teneur en vides de la couche de roulement au droit des sections expérimentales Caractéristiques de la couches déterminées à partir de la surface Uni, orniérage et adhérence Portance

107 109 109 109 110 110 110 110 110 110 112 112 112 113 113 114 114 114 114 114 115 115 115

4

Suivi des planches expérimentales

117

4.1 4.1.1 4.1.1.1 4.1.1.2 4.1.1.3 4.1.1.4 4.1.2

Evolution des caractéristiques de surface Caractéristiques et appareils de mesure Inspection visuelle Orniérage Planéité longitudinale (Uni) Rugosité Résultats jusqu’en octobre 2007

117 117 117 117 118 118 118

3.9.2.2 3.9.2.2.1

98 99 99 100 102 102 104 104 104 105 105 105 105 107 107 107

vii

4.1.2.1 4.1.2.2 4.1.2.3 4.1.2.4 4.1.3 4.1.3.1 4.1.3.2 4.1.3.3 4.1.3.4 4.1.4 4.2 4.2.1 4.2.2 4.2.3 4.2.4 4.3 4.3.1 4.3.2 4.3.3

Inspection visuelle Orniérage Planéité Rugosité Discussion Inspection visuelle Orniérage Planéité Rugosité Conclusions relatives à l’évolution des caractéristiques de surface Mesures de température Descriptif de l’installation de mesures Processus de mesure Exemples de résultats Utilisation des mesures Comptage du trafic Description des installations Premiers résultats Utilisation des mesures

118 119 120 122 122 122 122 123 123 123 124 124 124 124 126 126 126 127 128

5

Impact de l’EME sur le dimensionnement structurel d'une chaussée

129

5.1 5.1.1 5.1.2 5.2 5.2.1 5.2.2 5.3 5.3.1 5.3.2 5.3.3 5.3.3.1 5.3.3.2 5.3.4 5.3.5

Dimensionnement structurel à l’aide de simulations Méthode Influence de l’EME sur le dimensionnement d’une chaussée Mesures au déflectomètre à masse tombante sur la E19 avant et après la pose des EME Mesures au déflectomètre à masse tombante Calcul inverse de la rigidité des différentes couches constituantes Mesures d’allongement sur les planches expérimentales en EME Installation Simulation Mesures Jauges de contrainte au niveau -3 cm Jauges de contrainte au niveau -12 cm Recommandations relatives aux mesures d’allongement Conclusions relatives aux mesures d’allongement

130 130 131 132 132 133 136 136 136 137 137 138 138 139

6

Prescriptions du cahier des charges

141

6.1 6.2 6.2.1 6.2.2 6.2.3 6.3 6.3.1 6.3.2 6.4 6.5 6.6

Contexte Composition des EME Emploi de GDB Choix des constituants Composition Etudes préliminaires et informations à fournir Etudes préliminaires Autres informations à fournir Le revêtement Fabrication et pose Contrôles

141 141 142 142 142 143 143 144 144 144 144

viii

7

Conclusions et recommandations

145

7.1 7.1.1 7.1.2 7.1.3 7.2 7.2.1 7.2.2 7.2.3 7.3 7.3.1 7.3.2 7.3.3 7.3.4 7.4 7.4.1 7.4.2 7.4.2.1 7.4.2.2 7.4.2.3 7.4.2.4 7.4.2.5 7.5 7.6 7.6.1 7.6.2 7.6.3 7.7 7.7.1 7.7.2 7.7.3 7.8

Domaine d’utilisation Trafic Les EME en tant qu’élément de la structure de la chaussée Epaisseurs des couches d’EME Constituants Liants Pierres GDB Composition des mélanges Type de mélange Calibre maximal Granularité Teneur en liant Etudes pour la mise au point des mélanges Mise au point de la composition Contrôle des performances Teneur en vides et compactabilité Résistance à l’orniérage Module de rigidité Résistance à la fissuration par fatigue Sensibilité à l’eau Planches expérimentales Fabrication Contrôle des constituants Processus de fabrication Contrôle de la fabrication Mise en oeuvre Epandage Compactage Caractéristiques de la surface Contrôles a posteriori

145 145 145 145 145 145 146 146 146 146 146 146 146 147 147 147 147 147 147 148 148 148 148 148 149 149 149 149 149 149 150

8

Conclusions générales et perspectives

151

Annexe 1 Liste des ouvrages consultés

153

Annexe 2 Quelques caractéristiques des compacteurs utilisés

159

Annexe 3 Prévision de la teneur en vides à l’aide du gammadensimètre

161

Annexe 4 Composition de l’enrobé de référence

165

Liste des abréviations

167

Liste des tableaux

169

Liste des photos

171

Liste des figures

173

Liste des références

175 ix

Résumé

La présente activité se situe dans le cadre de la recherche d’une solution au problème de l’orniérage de nos routes fortement chargées. Selon les expériences à l’étranger, les EME (enrobés à module élevé) constituent un excellent compromis pour la durée de vie globale (orniérage, fissuration, etc.) des couches de liaison des chaussées lourdement chargées. L’objectif de la recherche a été de démontrer la faisabilité de cette solution au niveau belge et d’acquérir les connaissances indispensables à une formulation, une fabrication et une mise en œuvre correctes. Une importante étude en laboratoire a permis de sélectionner neuf variantes d’EME à mettre en œuvre sur un chantier expérimental (autoroute E19 à Kontich). Après presque deux ans d’utilisation, ces sections expérimentales se comportent parfaitement. Les résultats engrangés tant au cours de l’étude de laboratoire que lors de la réalisation du chantier expérimental ont permis de mettre au point des prescriptions prêtes à être insérées dans les CCT et ont servi de base à des recommandations destinées aux divers intervenants susceptibles d’utiliser cette technologie: les bureaux d’études, les entrepreneurs, les gestionnaires de voiries et les laboratoires notamment.

xi

Remerciements

Les auteurs tiennent à remercier chaleureusement les techniciens des diverses Unités techniques du CRR et le personnel de la division Wegenbouwkunde de l’AWV, qui ont activement collaboré à la réalisation des mesures et des essais liés à ce projet. Ils remercient également la division des routes d’Anvers de l’AWV qui a mis à notre disposition le site et financé les travaux relatifs aux planches expérimentales de l’E19 à Kontich. Les travaux faisant l’objet de ce projet de recherche ont été suivi par un groupe de travail regroupant des membres de l’AWV et du CRR ainsi qu’un représentant du MET. Les auteurs remercient MM. R. Charlier, P. Keppens, R. Reynaert et R.Tison de l’AWV, Mme N. Piérard du CRR et M. J. Berger du MET, pour leur participation active à ce groupe de travail. Ils remercient également tous les intervenants qui ont contribué à la réalisation de cette recherche et en particulier: - L’entreprise VBG et ses collaborateurs qui ont réalisé les planches expérimentales; - Les fournisseurs de liants bitumineux qui ont donné les informations indispensables à la réalisation des études et des planches expérimentales; - Nos contacts à l’étranger et en particulier Mr. Y. Brosseaud (LCPC) pour leurs nombreux conseils; - M. O. Pilate pour son travail en rapport avec les mesures de portance de la structure; - M. D. Lacaeyse (COPRO) pour le contrôle des notes justificatives des mélanges. Cette activité a été subsidiée par l’IWT (Dossier n° 30920 «Asfaltbeton met verhoogde stijfheid (AVS): een remedie voor de spoorvormingsgevoeligheid van asfaltwegen») que nous remercions pour son appui financier. Dans ce cadre, nous remercions aussi les membres du CT4 (Chaussées asphaltiques et autres applications bitumineuses) du CRR qui a fonctionné en tant que «commission des utilisateurs» du projet.

Notes préliminaires importantes

1. Certaines informations relatives aux liants étant confidentielles, nous avons préféré présenter l’ensemble de celles-ci sous forme anonyme. Sauf mention contraire, il sera donc question de bitumes 1, 2, 3 et 4; les informations qui y sont liées sont bien entendu cohérentes tout au long de ce compte rendu. 2. Les documents «doc. EMExxx» et «doc. AVSxxx» mentionnés dans le texte sont des documents internes au CRR. Sauf si ces documents sont confidentiels, ils peuvent être obtenus sur demande au CRR (s'adresser à C. De Backer).

xiii

Introduction

L’accroissement constant du trafic lourd est l’une des causes majeures de l’orniérage en Belgique. Les contraintes les plus élevées, responsables de cet orniérage, se situant entre 5 et 12 cm de la surface, c’est donc à ce niveau qu’il convenait d’agir. Les informations recueillies lors de divers congrès récents tant nationaux qu’internationaux tels, les congrès belges de la route, les «journées du bitume» (B), les «wegbouwkundige werkdagen» (NL) ainsi que les congrès Eurasphalt et Eurobitume, ont persuadé les auteurs que les EME pouvaient constituer une solution au problème de l’orniérage des sous-couches de nos routes fortement chargées. Quoique cette technologie connaisse à ce jour de nombreuses applications à l’étranger, notamment en France (pays d’origine des EME), son utilisation en Belgique est restée jusqu’à il y a peu assez discrète, voire quelque peu anarchique, faute notamment d’expérience et d’intégration dans nos cahiers des charges. Un projet de recherche a donc vu le jour dont les objectifs premiers étaient d’une part de vérifier la faisabilité de la technologie des EME en Belgique (ceci n’allait pas de soi, car il existe des divergences entre pays, notamment au niveau des matériaux), d’autre part d’acquérir le «know how» nécessaire à la formulation, la fabrication et la mise en oeuvre de ces nouveaux mélanges. La mise au point de prescriptions à inclure dans les cahiers de charge était un autre objectif. Ceci est strictement nécessaire pour l’introduction d’une nouvelle technologie dans les travaux publics. Dès l’origine, l’administration flamande (AWV) a exprimé le désir que ces prescriptions soient du type performantiel. Cette demande s’inscrit dans le nouveau contexte européen dans lequel ce type de prescriptions est encouragé et est du reste en ligne avec la norme française qui sert de référence à cette technologie. Ici également, quelques étapes de recherche étaient nécessaires, car d’une part, cette démarche est résolument neuve au niveau belge et d’autre part, il existe des divergences entre les méthodes d’essais belges et françaises. Le présent compte rendu développe tous les aspects liés à cette recherche. Il comprend les chapitres suivants: - Chapitre 1: Etapes préparatoires (récolte des informations disponibles et études préliminaires). - Chapitre 2: Formulation des mélanges et étude en laboratoire, pour comparer différentes variantes et pour étudier l’impact des caractéristiques des matériaux et de la formulation sur les performances des mélanges. - Chapitre 3: Construction de planches expérimentales sur autoroute, afin d’acquérir le savoir-faire en matière de production et de mise en œuvre. - Chapitre 4: Suivi des planches expérimentales afin de comparer les performances in situ des différentes variantes soumises à des conditions identiques. - Chapitre 5: Impact des EME sur le dimensionnement structurel d’une route (calculs de simulation, mesures au déflectomètre à masse tombante et mesures à la jauge de contrainte). - Chapitre 6: Projet de spécifications de type performantiel à introduire dans les CCT. - Chapitre 7: Développement de recommandations en vue d’encourager l’emploi de ces mélanges. - Chapitre 8: Conclusions générales et perspectives.

xv

1

Chapitre 1 Etapes préparatoires

Certaines étapes préparatoires se sont avérées nécessaires avant d’entamer les étapes principales de la recherche, à savoir l’étude en laboratoire, la réalisation de planches expérimentales et la mise au point de recommandations et de prescriptions. Nous avons bien sûr commencé par la collecte des informations disponibles. Celles-ci étaient par ailleurs indispensables à la mise au point de certaines étapes ultérieures du projet; elles ont notamment permis de fixer le choix des liants et des autres matériaux à étudier. Parallèlement, une étude préliminaire en laboratoire a permis de vérifier le bien fondé de quelques hypothèses conditionnant la poursuite du projet.

1.1 Collecte des informations de base Une abondante documentation bibliographique a été constituée et consultée. Des contacts individuels ont ensuite été pris avec certains experts, ainsi qu’avec des fournisseurs de liant. On a également procédé à une enquête concernant les quelques réalisations belges réputées exécutées en EME.

1.1.1 Recherche bibliographique Les congrès, les revues scientifiques et l’Internet ont constitué notre source privilégiée d’information. Quelque 59 articles ou publications en provenance d’auteurs (entreprises, laboratoires, fournisseurs, gestionnaires) de divers pays (Belgique, France, Pays-Bas, Allemagne, Grande-Bretagne, Suisse et Etats-Unis notamment) ont été consultés par les auteurs sur des sujets concernant ou apparentés aux EME. Ces articles traitaient de thèmes aussi divers que: - la caractérisation en laboratoire des performances des EME (maniabilité et compactabilité, rigidité, sensibilité à l’eau et au vieillissement, résistance à l’orniérage, à la fissuration thermique et par fatigue) et les méthodes d’essai associées; - les expérimentations sur chantier et autres «case studies»; - la comparaison des performances en laboratoire et sur chantier; - les bitumes durs et modifiés ainsi que la rhéologie associée; - les documents normatifs. Un ouvrage mérite une mention spéciale: il s’agit de la norme française NF P 98-140 [réf. 1] qui, basée sur l’expérience la plus large et la plus ancienne, a servi de fil conducteur à notre projet. L’étude de la bibliographie existante a principalement été menée au début du projet, mais elle a été poursuivie tout au long de celui-ci au gré des publications et des problèmes rencontrés. On trouvera en annexe 1 la liste des ouvrages consultés.

1.1.2 Contacts Complémentairement à l’étude bibliographique, de nombreux contacts ont été très utiles à la réalisation de ce projet de recherche. Ces contacts nous ont permis de clarifier divers problèmes et nous ont aidé dans le choix de certaines options. Enfin, grâce à ces contacts, nous avons obtenu un certain nombre d’informations indispensables au succès des planches expérimentales, notamment pour la mise au point de son cahier des charges. Des contacts ont notamment été pris avec la plupart des grandes entreprises françaises spécialisées dans la pose des EME (Eurovia, Appia, Colas) lors de congrès, de la visite de leur laboratoire ou de réunions dans des groupes de travail.


1

D’autres contacts ont été pris avec des laboratoires de recherche travaillant sur des sujets analogues. Citons à ce sujet les contacts pris avec le LAVOC et l’EPFL de Suisse dans le cadre du projet NR2C [réf. 2]. De même, des contacts ont été pris avec des experts en EME, dans le cadre de groupes de travail liés au CEN TC227 (matériaux routiers) et au CEN TC336 (liants bitumineux). Nous tenons à mentionner en particulier les fructueux contacts pris avec le LCPC de Nantes, en la personne de Yves Brosseaud. Les conseils prodigués ont permis de: - lever l’ambiguïté concernant l’emploi des normes NF P 98-140 (EME) et NF P 98-141 (BBME). Il est clair que c’est l’EME qui convient le mieux pour le domaine et les objectifs visés: une couche de liaison de durabilité élevée située immédiatement sous la couche de roulement; - choisir la classe d’EME. Sur base de l’expérience française, mais aussi anglaise, les EME de classe 1 ont été déconseillés. Ceux-ci se caractérisent par une faible teneur en liant (4 à 4,5 %) mais aussi par une piètre résistance à la fatigue qui a conduit à quelques échecs (durabilité) sur des routes fortement chargées; - conforter le choix de l’épaisseur et du calibre maximum de la couche d’EME. La mise au point du projet (cf § 3.5) nous a en effet conduit à prévoir la mise en œuvre d’une couche de 90 mm d’épaisseur, ce qui n’est pas de pratique courante en Belgique. L’expérience française, réalisée majoritairement avec des enrobés 0/14, nous a rassuré à ce sujet; - recevoir des informations utiles en matière de compactage des EME. Le liant joue un rôle-clé lors de la formulation d’un EME. Des contacts personnels ont donc été pris avec les cinq plus grands fournisseurs de bitume en Belgique. Il leur a été demandé de proposer des bitumes pour la confection d’enrobés bitumineux qui satisfont à la norme française en matière d’EME de classe 2. Les caractéristiques de ces liants et les résultats d’essais qui démontrent que les enrobés contenant ces liants satisfont à la norme française ont également été demandées. L’analyse des informations obtenues est présentée au § 1.1.4. Les exigences (relatives aux liants) du cahier des charges pour les planches expérimentales (voir § 3.5) sont basées sur ces informations confidentielles.

1.1.3 Enquête concernant les réalisations belges réputées exécutées en EME Afin de savoir qu’elles étaient les expériences en matière d’EME en Belgique, nous avons réalisé en 2003 une enquête auprès de trente-cinq entrepreneurs représentatifs (voir le formulaire d’enquête dans le doc. EME06). Nous avons reçu huit réponses positives (EME déjà appliqué); dix-sept entrepreneurs n’ont pas répondu. Les réponses positives ont été rassemblées dans le doc. EME08. Douze endroits sélectionnés parmi les dix-neuf applications retenues ont été visités; l’état des revêtements a également été repris dans le doc. EME08. Des informations ont aussi été demandées aux administrations. Il n’y avait alors, selon l’Afdeling Wegenbouwkunde de l’AWV, aucune application d’EME en Région flamande. La division D-113 du MET nous a fait part de quelques applications en Wallonie. Les informations y relatives ont été jointes à celles de l’enquête susmentionnée auprès des entrepreneurs. Ensuite, une analyse des informations récoltées a été réalisée; l’analyse détaillée se retrouve dans le doc. EME54. Ci-après une synthèse des résultats:

1.1.3.1

Composition

La courbe granulométrique est soit celle de mélanges BB-3A (donc squelette sableux 0/20) soit de mélanges 0/14 à squelette sableux ou à squelette pierreux. Les teneurs en liant (par rapport à la masse des granulats) varient entre 4,3 et 5,1 %. Ils ne s’agit donc manifestement pas d’EME de classe 2 (selon la norme française) dans lesquels la teneur en liant doit être supérieure à 5,4 %. Dans la majorité des cas, le liant est un B10/20 ou un B15/25. Dans quelques cas on a adjoint à un bitume de base plus mou (B35/50 ou B50/70) soit un bitume à indice de pénétration positif, soit de la Gilsonite. Dans un tiers des cas, l’enrobé contient des GDB à concurrence de 20 à 50 %.

2

1 1.1.3.2

Revêtement

L’épaisseur des couches (situées immédiatement sous la couche de roulement) était partout comprise entre 60 et 80 mm. Les teneurs en vides moyennes étaient relativement élevées (entre 6,4 et 9,7%). Les teneurs en vides individuelles présentaient de très importantes dispersions, ce qui se reflète aussi dans les compacités relatives comprises entre 93,3 et 101 %.

1.1.3.3

Etudes

Aucune donnée concernant le module ou la résistance à la fatigue n’est disponible. Seuls quelques résultats concernant la résistance à l’orniérage (simulateur de trafic à 35 °C) sont disponibles. Ils indiquent que les mélanges testés atteignent au moins les exigences correspondant à la B2 [réf. 3].

1.1.3.4

Comportement des revêtements

Il est relativement difficile d’interpréter le comportement des EME sur base des dégradations constatées au niveau de la couche de roulement. Indépendamment du trafic, cette interprétation dépend du comportement de la couche de roulement elle-même (différents types de couches de roulement sont présents: SMA, BBTM, BB), de son épaisseur (2,5 à 6 cm) et de l’épaisseur totale de la structure (dimensionnement correct). Une étude plus approfondie est nécessaire (carottes) – mais n’a pas eu lieu – afin de mieux comprendre l’origine des dégradations (liée ou non à l’EME). Toutefois, on peut déclarer que, à l’exception, pour une application, de quelques emplacements de parking pour camions, aucun orniérage n’a été constaté aux endroits visités. Les principales dégradations constatées, lorsqu’il y en avait, sont du type fissuration (longitudinale ou transversale).

1.1.3.5

Conclusions de l’enquête

Il ressort de l’enquête qu’aucune des applications réputées exécutées en EME avant 2003 ne pouvait être assimilée à un EME de classe 2 selon la norme française, notamment de par la trop faible teneur en liant, ce qui par ailleurs peut expliquer les fortes teneurs en vides et leur importante dispersion. L’enquête relève de plus l’absence quasi complète d’étude, ce qui justifie encore plus l’intérêt du présent projet.

1.1.4 Informations concernant les liants Comme signalé au § 1.1.2, nous avons demandé aux cinq principaux fournisseurs de liant du marché belge (Exxon-Mobil, Nynas, Q8, Shell et Totalfina) de nous proposer, parmi leur gamme de produits, un liant susceptible d’entrer dans la fabrication des EME. Pour appuyer leur proposition, nous leur avons demandé de nous fournir d’une part un certain nombre de caractéristiques du liant proposé, d’autre part les résultats d’une étude de laboratoire démontrant qu’avec ce liant, il était possible de réaliser un EME répondant aux exigences de classe 2 de la norme française. Ces informations étaient destinées à sélectionner les liants à utiliser dans le cadre de la présente étude (laboratoire et planches d’essai). Les informations reçues ont été rassemblées sous forme anonyme (confidentialité oblige) aux tableaux 1.1 et 1.2. Seules les informations pertinentes (convenant pour les EME de classe 2) y ont été transcrites. Elles proviennent de quatre fournisseurs (l’un d’entre eux ayant présenté deux produits); le cinquième (Q8) n’a pas fourni les résultats de l’étude demandée. Outre les données reprises dans ces tableaux, nous avons également obtenu pour certains liants quelques caractéristiques rhéologiques (dont le DSR). Ces informations étaient toutefois trop parcellaires que pour être exploitées. Les informations rassemblées aux tableaux 1.1 et 1.2 ont fait l’objet d’une analyse aboutissant à la sélection des liants retenus pour l’étude. En voici la synthèse.


3

4

A&B (°C)

PI

Fraass (°C)

BBR (°C) Pen (1/10 mm)

A&B (°C)

(10-20)

(20-30)

(10-20)

3

4

5

12

26

15

18

21

(65-75)

(64-72)

(60-76)

(59-72)

(64-72)

68

68

71

67

66

(-1,0 à 1,0)

(0,3 à 1,3)

(-1,2 à 1,0)

(-1,2 à 1,0)

(-0,5 à 1,5)

Données concernant les liants transmises pas les fournisseurs

(10-20)

2

Tableau 1.1

(15-25)

-0,4

1,0

-0,5

0,1

0,2

(< 3)

(< 0)

(< -5)

-10

-12

0

-4

-8

-1,5

-8,8

-13,0

-13,3

-16,0

(12-22)

10

19

13

15

17

(> 62)

(> 66)

73,5

75,5

76,0

70,0

72,0

Spécification Valeur type Spécification Valeur type Spécification Valeur type Spécification Valeur type Valeur type Spécification Valeur type Spécification Valeur type

Pen (1/10 mm)

1

Liant

Après RTFOT

-9

BBR (°C)

1 NF-P 98140 (cl. 2)

Liant

1

2

3

4

5

Granularité: passants en % Ouverture des mailles du tamis (en mm) 0,08

7,5

0,16

8,0

7,7

10,0

7,1

8,1

9,6

9,8

0,32

13,5

15,0

13,0

12,9

12,2

1

23,8

25,0

20,8

22,0

21,0

2

33,0

34,0

30,7

32,0

31,9

4

42,0

47,0

44,2

46,1

46,6

6,3

59,3

58,0

56,7

57,8

55,0

8

69,0

68,0

63,0

10

78,5

78,0

71,7

75,0

78,2

97,0

97,1

93,8

98,1

5,5

5,7

5,9

5,4

5,9

PCG: compacité à 10 girations (%)

85,0

85,6

87,8


94,1

94,3

92,8

95,9

94,9

95,2

97,1

93,5

96,9

17,9

13,6

19,3

13,3

15,1

≥ 0,75

0,96

0,99

0,91

0,88

0,78

≤ 7,5

3,8

4,5

5,1

2,0

2,8

≥ 14 000

14 210

15 140

15 156

13 970

19 600

≥ 130

146

137

> 130

126

142

14

Teneur en liant (en % sur la masse d’agrégats) Caractéristiques performantielles


≥ 94,0

Duriez: compression sec (MPa) Duriez: immersion/sec Orniérage: après 30 000 cycles à 60 °C (%) Module: 15 °C, 10 Hz (MPa) Fatigue: ε pour 106 cycles à 10 °C, 25Hz

Tableau 1.2

1.1.4.1

Données des fournisseurs: Etudes EME

Evaluation des liants (sur base du tableau 1.1)

- On ne remarque pour la plupart des liants que des différences assez limitées de la pénétration (légères exceptions: liant 4 (pénétration un peu plus élevée) et liant 5 (pénétration un peu plus basse)), de la température Anneau & Bille et des propriétés de vieillissement. Il est donc difficile de caractériser les liants sur base de ces données. - Les points de rupture Fraass diffèrent parfois assez bien. Nous savons cependant que cette caractéristique est peu significative pour les liants spéciaux et est peu reproductible. Il est préférable de se pencher sur la température critique BBR. De ce point de vue, le liant 5 se distingue de ses confrères par une température BBR nettement moins favorable. Ceci pourrait entraîner un mauvais comportement au froid des mélanges fabriqués au départ de ce liant. - La plupart des liants ont une valeur de PI légèrement négative ou légèrement positive. Le liant 4 y fait exception: il s’agit d’un bitume à indice de pénétration positif présentant certaines caractéristiques, notamment de pénétration, différentes de celles des autres liants.


5

1.1.4.2

Evaluation des mélanges sur base de leur composition (cf. tableau 1.2)

Cette comparaison n’a pu être que partiellement réalisée, vu que toutes les données n’étaient pas disponibles, entre autres les caractéristiques du filler. - Du point de vue de la granularité, les mélanges testés diffèrent très peu les uns des autres (0/14 avec environ 66 à 70 % de pierres). - Il y a quelques différences dans les teneurs en liant (5,4 à 5,9 %), et dans le rapport filler/bitume (exprimé en masse, car il n’y a pas assez de données disponibles pour l’exprimer en volume). Celles-ci peuvent, dans une certaine mesure, expliquer certaines différences performantielles. On voit clairement qu’en jouant sur ces paramètres, on essaye, pour certains liants, d’optimiser les mélanges afin de satisfaire aux exigences de la norme française.

1.1.4.3

Evaluation des mélanges sur base de leurs prestations (cf. tableau 1.2)

En comparant les prestations des mélanges testés aux exigences de la norme française pour les EME de classe 2, nous constatons: 1. Mélange à base du bitume 1: - ce mélange satisfait à toutes les exigences performantielles; - la teneur en liant est plus basse que celle des autres mélanges similaires, peut-être pour pouvoir encore satisfaire à l’exigence de rigidité avec ce bitume 15/25. Une augmentation de la teneur en liant ne semble toutefois pas nécessaire, étant donné la bonne résistance à la fatigue et la bonne cohésion. 2. Mélange à base du bitume 2: - satisfait à toutes les exigences performantielles. 3. Mélange à base du bitume 3: - satisfait à toutes les exigences performantielles. 4. Mélange à base du bitume 4: - ce mélange est moins rigide, ce qui est normal vu l’utilisation d’un liant à indice de pénétration positif avec une pénétration de 26 (un peu plus élevée que celles des autres liants); - la résistance à la fatigue est un peu moins bonne que l’exigence; - une teneur plus importante en liant pourrait peut-être améliorer les propriétés de fatigue et la sensibilité à l’eau selon l’essai Duriez après immersion dans l’eau, mais le mélange pourrait alors peut-être se situer en dehors des exigences en matière de rigidité; - ce mélange avec bitume multigrade est assez bon, mais se situe donc un peu en marge de ce que l’on peut appeler un EME. 5. Mélange à base du bitume 5: - bien que ce mélange satisfasse aux exigences, on constate, comme on pouvait le craindre au vu des propriétés du liant, un risque élevé au niveau de la sensibilité à l’eau. Ceci est mis en avant par l’essai Duriez avant et après immersion: 0,78 (très proche de la limite inférieure). La valeur élevée de la température BBR laisse en outre présager une grande sensibilité à la fissuration thermique. C’est pourquoi il est préférable de ne pas sélectionner ce liant.

1.1.4.4

Choix des liants pour l’étude et les sections expérimentales

En ce qui concerne le choix du (des) mélange(s) parmi la liste des mélanges proposés, il faut principalement se baser sur le liant et sur les performances, car les différences de composition sont trop restreintes. Il nous semble intéressant de retenir: - les liants 1, 2 et 3 comme bitumes durs; - le liant 4 comme liant à indice de pénétration positif. Le liant 5 n’est pas retenu en raison de problèmes de sensibilité à l’eau et du risque trop élevé de fissuration à basse température.

6

1 1.2 Etude préliminaire en laboratoire La première expérience du CRR en matière d’étude en laboratoire des enrobés à module élevé date de 2002. A l’époque, la Commissie voor de Kwaliteit voor Bitumineuze Verhardingen (CKB) de l’AWV, dont est membre le CRR, avait décidé de se pencher sur les couches de liaison bitumineuses améliorées. Sur base des données relatives aux couches de liaison améliorées appliquées à l’étranger, une étude limitée a été réalisée, au cours de laquelle ces types de mélange ont été formulés avec des matériaux belges (du porphyre dans le cas présent). L’EME français en faisait partie. Partant d’une composition belge classique pour couche de liaison (BB-3B) sans matériaux recyclés, le CRR a conçu, dans le cadre de cette étude, un mélange à rigidité élevée EME 0/14 à l’aide du logiciel PradoWin. Sur base de la littérature, un bitume dur a été utilisé et la teneur en liant ainsi que la teneur en filler ont été augmentés par rapport à une couche de liaison classique. Plusieurs optimalisations furent nécessaires pour obtenir un mélange ayant une teneur en liant suffisamment élevée, des vides adaptés et qui répond aux exigences de la classe B1 dans le simulateur de trafic. Le mélange M400 avait la composition suivante:

Porphyre 10/14

17,7 %

Porphyre 7/10

17,7 %

Porphyre 4/7

11,4 %

Porphyre 2/4

7,5 %

Sable de porphyre 0/2

21,6 %

Sable de sablière

18,8 %

Filler (Vulmaas)

5,3 %

Bitume 10/15

5,7 % sur 100 % granulats

Tableau 1.3

Composition du mélange M400

De plus amples détails concernant l’étude d’optimalisation sont donnés dans la réf. 4. La composition et les caractéristiques principales de cet EME, ainsi que la composition du BB-3B classique, sont donnés dans le tableau 1.4. Caractéristique

BB-3B (M399)

EME 0/14 (M400)

%m Pierres

58,2

54,8

%m Sable

34,9

37

6,9

8,2

17,2

16,2

4,8

5,7

-

5,1

4,5

5,5

%m Filler(< 63 μm) ΔA&B (°C) (PradoWin) Teneur en liant (%m sur 100 % granulats) Vides au compacteur giratoire (%) après 60 girations Vides Marshall (%) e10 (mm) dans le simulateur de trafic *

2,38 (B2)*

0,84 (B1)*

* orniérage après 100 000 cycles, pour une hauteur de plaque d’essai de 7 cm, effectué à 35 °C selon l’ancienne méthode belge. En passant à la nouvelle méthode européenne EN12697-22 exécutée à 50 °C et aux exigences adaptées selon les nouvelles classes du SB250-version 2.1 (les classes B1 et B2 ont été rassemblées), les deux mélanges atteignent la classe B1.

Tableau 1.4

Composition et caractéristiques de l’EME 0/14 et de l’enrobé classique BB-3B étudiées par la CKB


7

Les deux mélanges BB-3B et EME 0/14 ont ensuite fait l’objet d’essais au CRR: - Les modules de rigidité ont été déterminés à différentes températures (de -20 °C à 30 °C) et fréquences (de 1 Hz à 30 Hz) avec l’essai de flexion deux points selon la méthode décrite au § 2.4.4. A 30 °C, le module de rigidité de l’EME était deux fois plus grand que celui d’un mélange classique; à 15 °C, cet EME présentait une augmentation de rigidité d’environ 20 %. - Des essais de fatigue ont été réalisés à 15 °C à l’aide de l’essai de flexion deux points selon la méthode décrite au § 2.4.5. Malgré le bitume dur, la teneur augmentée en bitume a permis d’obtenir une résistance améliorée aux fissures de fatigue par rapport à celle d’une couche de liaison classique. Le nombre de cycles avant rupture de l’EME était trois fois plus élevé que pour le BB-3B classique (pour une déformation initiale de 120 μstrain). La comparaison détaillée des deux mélanges sur le plan de la rigidité et de la fatigue est donnée dans la réf. 4. Les résultats sont repris dans les §§ 2.4.4 et 2.4.5, où ils sont comparés aux résultats obtenus sur les EME étudiés dans le cadre des planches expérimentales en EME de Kontich ainsi que ceux de l’étude approfondie. C’est pourquoi ils ne sont pas abordés plus en détail dans le présent chapitre. Pour conclure cette étude, on peut déclarer qu’il est possible de trouver un très bon compromis entre stabilité et durabilité avec ce type de mélange. La résistance accrue aux fissures de fatigue et le module de rigidité plus élevé permettront d’augmenter la durée de vie de la structure. La résistance à l’orniérage reste par ailleurs excellente.

8

2

Chapitre 2 Etude en laboratoire

2.1 Objet de l’étude 2.1.1 Objectif L’objectif de l’étude en laboratoire était de développer les connaissances nécessaires en matière de formulation, d’essais et de caractéristiques performantielles des enrobés à module élevé (EME). Les principales caractéristiques performantielles des EME ont été mesurées en laboratoire sur une série de variantes, de manière à pouvoir les comparer entre elles et de pouvoir évaluer l’impact des paramètres de mélange sur les caractéristiques performantielles. Les performances ont également été comparées à celles d’un béton bitumineux classique pour couches de liaison (BB-3A). L’étude en laboratoire des EME a été réalisée en interaction avec la conception et la réalisation de planches expérimentales sur l’autoroute E19 Bruxelles-Anvers, à hauteur de Kontich, où dix variantes différentes ont été mises en œuvre. La première partie de l’étude en laboratoire était aussi consacrée à l’étayage scientifique et technique du choix des variantes expérimentales, de manière à pouvoir acquérir un maximum de connaissances suite à cette expérience. La partie de l’étude en laboratoire ayant directement trait aux planches expérimentales est intitulée «étude des variantes pour les planches expérimentales» dans le présent rapport. Bien que l’on puisse considérer l’expérience des planches expérimentales comme étant assez vaste, le nombre de variantes y reste toutefois limité comparé au nombre de paramètres pris en compte dans la conception des mélanges qui peuvent avoir une influence sur leurs performances. Pour acquérir des connaissances plus précises sur l’impact de ces paramètres, l’étude en laboratoire a été étendue à de nouvelles variantes et à des essais performantiels complémentaires. Dans le présent rapport, cette partie de l’étude est abordée sous le point intitulé «étude approfondie».

2.1.2 Aperçu du contenu Le paragraphe suivant décrit les considérations qui ont mené au choix des principales variantes pour les planches expérimentales. En complément, un relevé des variantes supplémentaires qui ont été reprises dans l’étude approfondie est donné. Le cahier spécial des charges pour les planches expérimentales devait prescrire certains choix de matériaux et des limites de granularité. Ceci devait permettre à l’entrepreneur de proposer des compositions provisoires pour les dix variantes, qui devaient par la suite être optimisées par le CRR sur base de l’étude en laboratoire. Pour s’assurer au préalable qu’il était possible de formuler, en fonction des choix établis et des matériaux disponibles en Belgique, des mélanges qui répondent aux attentes en matière de vides, d’ouvrabilité et d’orniérage, une étude limitée de faisabilité a été réalisée. Cette étude a aussi permis l’adaptation des exigences du cahier spécial des charges pour les planches expérimentales. Le § 2.2 présente le rapport de l’étude de faisabilité, les conclusions et les répercussions sur la suite de l’étude. Le § 2.3 traite des choix qui ont été faits pour les matériaux de base (granulats et liants). S’ensuit une description de la formulation, réalisée à l’aide du logiciel CRR PradoWin, décrite à la réf. 5. Une comparaison est également faite avec la méthode française de formulation sur base du «Module de richesse» [réf. 6]. Des tableaux contenant les compositions et les granularités donnent un aperçu de l’ensemble des variantes étudiées. Une partie importante de ce paragraphe est consacrée à la caractérisation des liants.


9

Les essais performantiels sur les différentes variantes d’EME sont décrits au § 2.4. - L’essai au compacteur giratoire a été réalisé en vue d’évaluer l’ouvrabilité et les vides. - Des exigences élevées en matière de résistance à l’orniérage seront posées pour l’EME. Cette caractéristique a été déterminée à l’aide de l’essai d’orniérage. - La portance des couches de liaison est déterminée par la rigidité, qui a été mesurée à l’aide de l’essai de flexion deux points. - Le dispositif de l’essai de flexion deux points a également été utilisé pour déterminer la courbe de fatigue, et plus spécifiquement la résistance aux fissures de fatigue. - Enfin, la durabilité a été évaluée sur base de la sensibilité à l’eau et ce au moyen de l’essai de traction indirecte, avant et après conditionnement dans l’eau. Complémentairement, des essais à l’eau bouillante ont aussi été réalisés sur le couple liant-granulats, qui indiquent la sensibilité au désenrobage suite à l’action de l’eau. Outre la description des méthodes d’essai, le § 2.4 présente également la discussion des résultats, avec une attention particulière pour la manière dont les paramètres variables du mélange influencent les caractéristiques performantielles. Ceci doit fournir les connaissances nécessaires à une formulation correcte des EME, ainsi que des informations relatives au choix correct des exigences pour les caractéristiques performantielles. Dans le § 2.5 enfin, le choix définitif des variantes pour les planches expérimentales est motivé sur base des résultats des essais performantiels décrits au § 2.4.

2.1.3 Choix des variantes d’EME Le tableau 2.1 donne un aperçu de la présélection des dix variantes des planches expérimentales. La première variante n’est pas un EME, mais un béton bitumineux de type BB-3A. Ce mélange a été retenu comme référence, afin de pouvoir comparer les caractéristiques performantielles des EME avec celles d’une couche de liaison classique. Variante

Liant

Mélange BB-3A avec 40 % de GDB (B1)

B50/70

EME à squelette sableux

Bitume W

EME à squelette sableux et 25 % de GDB

Bitume W

EME à squelette pierreux

Bitume W

EME à squelette pierreux et 25 % de GDB

Bitume W

La deuxième variante expérimentale est un mélange à squelette sableux, basé sur l’EME 0/14 (M400) dont il est question au § 1.2. Les planches expérimentales de la E19 étaient l’occasion idéale de tester ce type de mélange et de le comparer directement aux autres variantes d’EME.

Etant donné la longue expérience et les nombreuses applications d’enrobés à EME à squelette pierreux Bitume X module élevé en France, il paraissait évident EME à squelette pierreux Bitume Y d’utiliser ces connaissances et de tenter d’introduire cette technologie dans le EME à squelette pierreux Bitume Z contexte belge, c’est-à-dire avec les matériaux et les exigences d’usage en EME sensible à l’orniérage Bitume W Belgique. Les EME français contiennent une EME sensible à la fissuration Bitume W teneur élevée en pierres, ce qui résulte en des mélanges à squelette pierreux. Les Note: Les bitumes W, X, Y, Z ont été choisis après adjudication mélanges dont la fraction « pierre » forme la par l’entrepreneur dans la série des bitumes sélectionnés au § 1.1.4.4 structure portante sont généralement caractérisés par une stabilité élevée. En Tableau 2.1 Présélection des variantes expérimentales combinaison avec un liant dur, cela mène à une rigidité élevée et à une déformabilité restreinte. Le revers de la médaille est que la combinaison d’un squelette pierreux avec un liant dur augmente le risque de problèmes lors de la mise en œuvre des mélanges et diminue leur résistance à la fissuration et leur durabilité. Ces risques peuvent être limités en choisissant une teneur en bitume suffisamment élevée, ce qui est généralement associé à une teneur en vides assez basse. Le mélange à squelette pierreux, selon le modèle de l’EME français de classe 2 [réf. 1], a été retenu comme quatrième variante.

10

2 Le recyclage de débris bitumineux (GDB) dans de nouveaux enrobés est une pratique qui, au jour d’aujourd’hui, pour des raisons économiques et écologiques, est appliquée à large échelle dans les couches de liaison. D’où l’importance d’étudier la possibilité de réutiliser des GDB dans les EME et d’en évaluer l’impact sur les caractéristiques performantielles. Bien que l’on utilise pour les couches de liaison classiques en béton bitumineux jusqu’à 40 % de recyclats, on s’est limité à 25 % dans les variantes pour les planches expérimentales. Ce pourcentage concerne le pourcentage de vieux bitume provenant des GDB par rapport à la quantité totale de liant. Les troisième et cinquième variantes expérimentales sont les mélanges à squelette sableux et à squelette pierreux, précédemment décrits, contenant chaque fois 25 % de recyclats. Sur base d’une enquête menée auprès des fournisseurs de bitume actifs sur le marché belge, il est apparu que différents liants entraient en ligne de compte pour les EME (voir § 1.1.4.4). Afin de pouvoir évaluer l’influence du liant sur base des planches expérimentales, on a fait varier le liant du mélange à squelette pierreux. Ceci a déterminé le choix des variantes suivantes. Pour sonder les limites des performances des EME, on a enfin opté pour des mélanges qui devaient présenter de moins bonnes performances que les variantes EME précitées. Il s’agit d’une part d’un mélange légèrement sensible à l’orniérage et d’autre part d’un mélange légèrement sensible à la fissuration. L’étude approfondie a permis d’étudier un nombre plus élevé de variantes. Les paramètres de mélange que l’on a fait varier sont: -

la provenance des granulats; le pourcentage de recyclats (jusqu’à 40 %); la teneur en liant; la teneur en filler; l’utilisation d’un dope d’adhésivité.

2.2 L’étude de faisabilité 2.2.1 Objectif Comme expliqué au § 2.1.3, deux «familles» d’EME ont été reprises dans l’étude de laboratoire: les mélanges à squelette pierreux et les mélanges à squelette sableux. La granularité détermine à laquelle des deux familles appartient le mélange. La figure 2.1 présente les courbes granulométriques types. Celles-ci ont été établies comme suit:

100 90 80

Squelette sableux Squelette pierreux

% passant

70 60 50 40 30 20 10 0 0,01

Figure 2.1

0,1

1 Tamis (mm)

10

100

- la courbe granulométrique type du mélange à squelette pierreux a été déterminée en faisant la moyenne des courbes granulométriques des études EME françaises, obtenues via les fournisseurs de bitume (cf. tableau 1.2); - la courbe granulométrique type du mélange à squelette sableux a été reprise de l’étude précédente de la Commisie voor de Kwaliteit voor Bitumineuze Verhardingen de l’AWV (cf. § 1.2).

Courbes granulométriques types des variantes EME


11

0

I Squelette de filler II Squelette sableux III Squelette pierreux

La figure 2.2 montre où se situent les mélanges ayant ces granularités dans le triangle de Richardson, une présentation qui permet de distinguer les mélanges granuleux sur base de leur squelette minéral.

100

10

90

20

80

30

70

I 40

60

Pie (> rres 2m m)

50

er Fill μm) 63 (<

L’objectif de l’étude de faisabilité était de vérifier que les granularités proposées 60 40 étaient réalisables avec des matériaux choisis parmi les 70 30 matériaux les plus courants en Belgique. Ensuite, deux EME, 80 20 III II l’un à squelette sableux, l’autre à squelette pierreux, 90 10 ont été soumis à l’essai au compacteur giratoire, en vue 100 0 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 d’évaluer l’ouvrabilité et la Sable EME à squelette sableux teneur en vides, ainsi qu’à EME à squelette pierreux (> 63 μm < 2 mm) l’essai d’orniérage, en vue de déterminer la sensibilité à Figure 2.2 Situation des variantes EME à squelette pierreux et sableux dans l’orniérage. Après analyse des le triangle de Richardson résultats de ces essais, il devait être décidé si les courbes types proposées pouvaient être prescrites dans le cahier spécial des charges des planches expérimentales. 50

Bien que le pourcentage de filler ait été modifié dans l’étude de faisabilité, l’objectif n’était pas de réaliser une optimalisation des mélanges. Les autres caractéristiques performantielles, non moins importantes, telles que la rigidité, la résistance à la fatigue et la sensibilité à l’eau, n’ont pas été mesurées.

2.2.2 Choix des matériaux Certains choix de matériaux ont été établis a priori: - l’utilisation de calcaire, qui est le granulat le plus courant pour les couches de liaison en Belgique; - l’utilisation exclusive de sable de concassage pour les EME à squelette pierreux, conformément à la norme française pour les EME. Pour le mélange à squelette sableux, on a autorisé l’utilisation de sable naturel: ce sable était aussi présent dans le mélange EME 0/14 (M400) à squelette sableux (voir § 1.2); - l’utilisation de filler calcaire de type Ib. Le tableau 2.2 présente les matériaux qui ont été choisi pour l’étude de faisabilité en tenant compte de ces limitations. Les granularités sont données à la figure 2.3. Mélange à squelette pierreux Pierres

Calcaire Gralex-Beez (2/7 et 7/14)

Sables

100 % sable calcaire

Mélange à squelette sableux

70 % sable calcaire 30 % sable de sablière Filler

Filler calcaire de type Ib

Liant

Liant 3

Tableau 2.2

12

Choix des matériaux pour l’étude de faisabilité

2

100

% passant

90 80

Calcaire 7/14

70

Calcaire 2/7

60

Sable calcaire 0/2

50

Sable de sablière

40

Filler calcaire Ib

30 20 10 0 0,01

0,1

1

10

100

Tamis (mm)

Figure 2.3

Granularité des granulats utilisés dans l’étude de faisabilité

2.2.3 Formulation Les granularités et les masses volumiques des granulats secs ont été déterminées au laboratoire du CRR. Ces données ont été utilisées pour réaliser la formulation analytique à l’aide du logiciel PradoWin [réf. 5]. Une description plus détaillée de la méthode de formulation est présentée au § 3.2.1. Le tableau 2.3 présente la composition du mélange à squelette pierreux, qui donne lieu à la granularité du tableau 2.4. Type

Composant

Filler

Filler calcaire type Ib

Pierres

Calcaire 7/14

41,1

Pierres

Calcaire 2/7

27,9

Mélange de sables

100 % sable de concassage

25,2

Liant (% m par rapport aux granulats secs)

Liant 3

Tableau 2.3

Masse (%) 5,8

5,5

Composition du mélange à squelette pierreux

Ouverture des mailles du tamis (mm) 20

14

10

6,3

4

2

1

0,32

0,16

0,08

Courbe type

100

96,0

76,5

57,5

45,5

32,5

23,0

13,5

10,0

7,5

Réalisé

100

98,7

78,4

55,4

40,9

30,8

22,7

13,4

9,8

7,1

0,063*

6,1

* Pour comparer avec les granularités françaises, on a calculé dans PradoWin avec le tamis de 80 μm. Le passant du tamis de 63 μm a ensuite été déterminé par extrapolation.

Tableau 2.4

Granularité du mélange à squelette pierreux (passant: % en masse)

La granularité réalisée diffère légèrement de la courbe type, principalement en raison du dosage de filler (pourcentage en masse) un peu plus faible que ce qui est courant en France. La raison pour laquelle on a opté pour un dosage plus faible en filler est que la masse volumique du filler calcaire Ib est plus basse que la masse volumique moyenne des fillers utilisés dans les mélanges français. Afin d’obtenir une composition volumétrique comparable à celle des EME français, il a donc fallu abaisser la part en masse du filler. Chapitre 2 Etude en laboratoire

13

On constate également des différences limitées au niveau des plus gros tamis; celles-ci n’ont pu être évité compte tenu des granularités spécifiques des pierres calcaires. Vu qu’aucune exigence n’est établie en France en matière de granularité (seules comptent les caractéristiques performantielles des mélanges), cela a peu de sens de tenter de suivre la courbe type de trop près. Le tableau 2.5 présente la composition du mélange à squelette sableux, qui donne lieu à la granularité du tableau 2.6. C’est surtout sur le tamis de 0,5 mm que l’on constate une différence par rapport à la courbe type: cette différence est inhérente au choix des sables. Pour pouvoir s’approcher au mieux de la courbe type, il faudrait choisir d’autres sables. Il a été décidé de ne pas le faire, de nouveau parce que l’objectif est, à terme, de ne pas établir d’exigences trop strictes en matière de granularités, mais bien en matière de performances. Type

Composant

Filler

Filler calcaire type Ib

Pierres

Calcaire 7/14

35,7

Pierres

Calcaire 2/7

18,8

Sables

70 % concassé et 30 % rond

40,8

Liant (% m par rapport aux granulats secs)

Liant 3

Tableau 2.5

Masse (%) 4,7

5,5

Composition du mélange à squelette sableux


20

14

10

7

4

2

0,5

0,25

0,08

Courbe type

100

100

98,3

83,0

65,4

52,5

45,1

31,8

24,6

8,2

Réalisé

100

100

98,9

83,0

67,4

52,5

43,7

28,5

22,5

8,0

0,063*

4,8

* Pour comparer avec les granularités françaises, on a calculé dans PradoWin avec le tamis de 80 μm. Le passant du tamis de 63 μm a ensuite été déterminé par extrapolation.

Tableau 2.6

Granularité du mélange à squelette sableux (passant: % en masse)

2.2.4 Essais performantiels 2.2.4.1

Essais au compacteur giratoire

Les deux EME décrits dans le paragraphe ci-avant ont été compactés à l’aide du compacteur giratoire, selon la méthode d’essai européenne NBN EN 12697-31 [réf. 7]. Cet essai est décrit plus en détail au § 2.4. Pour l’évaluation des résultats d’essai, on peut faire appel à la norme française NF P 98-140 [réf.1]: pour l’EME de classe 2, il existe une exigence qui stipule que la teneur en vides à 100 girations doit être inférieure ou égale à 6 %. Les figures 2.4 et 2.5 montrent l’évolution des vides en fonction du nombre de girations. Il s’agit ici de vides déterminés par voie géométrique, c’est-à-dire en fonction de la hauteur et du diamètre de l’éprouvette. Le tableau 2.7 présente les valeurs numériques correspondant à respectivement 60 et 100 girations. La principale constatation est qu’il est largement satisfait à l’exigence française. Il est également intéressant de remarquer que la teneur en vides du mélange à squelette sableux à 60 girations est identique à celle du mélange à squelette pierreux à 100 girations. Ceci correspond à ce que l’on constate dans la pratique pour d’autres types de mélange: les mélanges à squelette pierreux sont moins facilement compactables dans le compacteur giratoire que ceux à squelette sableux. Ceci veut dire qu’un nombre plus élevé de girations est nécessaire pour atteindre une teneur en vides comparables à celle réalisée sur chantier. Pour les mélanges à squelette sableux (p.ex. le béton bitumineux), la teneur en vides à 60 girations est celle qui se rapproche le plus de celle réalisée sur chantier. Pour les mélanges à squelette pierreux (par exemple le Splittmastikasphalt), la teneur en vides à 100 girations est celle qui se rapproche le plus de celle réalisée sur chantier. 14

2

25

Teneur en vides (%)

20

442 443

15

Moyenne 10

5

0

1

Figure 2.4

10 Nombre de girations

100

Essais au compacteur giratoire sur le mélange à squelette pierreux

25

Teneur en vides (%)

20

446 447

15

448 Moyenne

10

5

0

1

Figure 2.5

10 Nombre de girations

100

Essais au compacteur giratoire sur le mélange à squelette sableux

Nombre de girations (Ng) Ng = 60

Ng = 100

Squelette sableux

3,8

3,2

Squelette pierreux

5,2

3,8

Tableau 2.7

Teneur en vides (%) à 60 et à 100 girations


15

2.2.4.2

Essais d’orniérage

Les mélanges ont été soumis à l’essai d’orniérage selon la méthode européenne NBN EN 12697-22 [réf. 8], avec le dispositif de grandes dimensions. La température d’essai est en Belgique de 50 °C. La hauteur de l’éprouvette est de 50 mm. L’orniérage est exprimé en pourcentage de l’épaisseur nominale de l’éprouvette. Le tableau 2.8 et la figure 2.6 présentent les résultats. Selon la norme, on détermine l’orniérage en faisant la moyenne de deux résultats d’essai, mesurés simultanément sur deux plaques. Pour le mélange à squelette pierreux, un résultat a dû être rejeté, en raison de la crevaison du pneu. L’orniérage mesuré sur l’autre plaque était toutefois tellement petit qu’il n’a pas été estimé nécessaire de répéter l’essai, étant donné l’objectif limité de l’étude de faisabilité.

Nombre de cycles

EME à squelette pierreux 34.1.a

34.1.b


moyenne

34.3.a

34.3.b

moyenne

1 000

0,9

*

0,9

1,4

1,2

1,3

3 000

1,3

*

1,3

1,5

1,4

1,4

10 000

2,0

*

2,0

2,3

2,1

2,2

30 000

2,4

*

2,4

2,7

2,7

2,7

50 000

2,8

*

2,8

3,0

2,9

2,9

70 000

2,9

*

2,9

3,3

3,2

3,2

* Rejeté en raison de la crevaison du pneu en cours d’essai.

Tableau 2.8

Orniérage proportionnel Pi LD (%) en fonction du nombre de cycles

4,0 3,5 3,0

EME squelette pierreux (1 épr.)

2,5

Pi (%)

EME squelette sableux 2,0 1,5 1,0 0,5 0

0

10 000

20 000

30 000

40 000

50 000

60 000

70 000

Nombre de cycles

Figure 2.6

Orniérage proportionnel en fonction du nombre de cycles

Il n’est pas possible de confronter directement ces résultats d’essai à l’exigence française pour les EME de classe 2. La norme française NF P 98-140 prescrit en effet que l’essai doit être réalisé à 60 °C. A cette température, l’orniérage proportionnel à 30 000 cycles doit être inférieur à 7,5 %. Les résultats peuvent cependant être comparés aux exigences correspondant aux classes de trafic en Flandre. La limite pour la classe 1 est de 5 % à 30 000 cycles, pour l’essai d’orniérage réalisé à 50 °C selon la méthode d’essai européenne. Les résultats des EME de cette étude de faisabilité (2,4 % et 2,7 %) se situent bien en dessous, ce qui indique que les EME proposés ont une résistance à l’orniérage très élevée.

16

2 2.2.5 Conclusions de l’étude de faisabilité L’étude ci-avant a démontré qu’il est possible, avec les choix de matériaux proposés, de développer des EME qui, tout en se rapprochant suffisamment des courbes granulométriques types, présentent une bonne ouvrabilité, une teneur en vides correcte lors de l’essai au compacteur giratoire et un orniérage très faible lors de l’essai d’orniérage. Etant donné le passage aux méthodes d’essai et spécifications européennes, il était nécessaire de présenter les courbes granulométriques types selon les tamis européens. A cet effet, les compositions ci-avant ont été tamisées sur la série de tamis européens. Le tableau 2.9 présente les résultats moyens de deux analyses. Ces granularités ont été reprises dans le cahier spécial des charges pour les planches expérimentales.


14

10

6,3

4

2

1

0,5

0,25

0,125

0,063

EME squelette sableux

100

95,8

77,5

61,7

53,4

46,0

35,9

27,9

22,3

12,0

5,2

EME squelette pierreux

100

95,1

72,6

55,4

42,7

32,0

24,1

17,0

11,9

8,32

6,25

Tableau 2.9

Courbes granulométriques types selon la série européenne de tamis, suite à l’étude de faisabilité

2.3 Caractéristiques des matériaux de base et formulation 2.3.1 Caractéristiques des granulats neufs et des granulats de débris bitumineux Le choix des granulats neufs était lié aux exigences établies dans le cahier des charges pour les planches expérimentales (voir § 3.5.2), à savoir: - l’utilisation de calcaire; - l’utilisation exclusive de sable de concassage pour le mélange à squelette pierreux; - l’utilisation de filler de calcaire de type Ib. Dans l’étude approfondie, on a utilisé du calcaire provenant de la carrière de Beez. Pour les GDB, on a plus particulièrement recherché un mélange à base de porphyre. En raison des propriétés d’adhésion moins bonnes du porphyre, les essais en laboratoire sur les mélanges contenant des GDB devaient nous permettre d’en savoir plus sur le cas le moins favorable sur le plan de la durabilité. Des GDB provenant d’une couche de roulement en béton bitumineux de type BB-1B ont été trouvés. Suite à l’analyse de ces GDB, il est apparu qu’outre du porphyre, ils contenaient également une petite fraction de calcaire. L’étude concernant les planches expérimentales a été réalisée avec les matériaux proposés par l’entrepreneur. Les GDB pour les variantes des planches expérimentales provenaient des matériaux libérés lors du fraisage de la couche de liaison supérieure existant au droit des planches. Une auscultation préalable (voir § 3.7.2 et § 3.7.3) a permis de déterminer dans quelle zone cette couche convenait pour le recyclage de GDB. La souscouche située sous la zone en ED semblait convenir à une réutilisation dans les EME, tandis que la souscouche sous la zone en SMA a pu être recyclée dans le mélange de référence en BB-3A. Pour les besoins de l’étude en laboratoire, une partie de cette zone a préalablement été fraisée, ce qui a permis de disposer de suffisamment de GDB pour les essais prévus. Les caractéristiques suivantes ont été mesurées dans le laboratoire du CRR: - sur les granulats (sable et pierres): granularité, masse volumique; - sur le filler: granularité, masse volumique, teneur en vides; - sur les GDB: granularité, teneur en liant et caractéristiques du liant (pénétration, température A&B et spectre IR). Chapitre 2 Etude en laboratoire

17

18

CRR 3254

CRR 3255

Sable calcaire 0/2

Sable de sablière

Tableau 2.10

CRR 3335

GDB:

99,5

20

100

20

96,4

14

92,6

14

87,6

10

100

32,9

10

99,3

93,7

2,5

2,1

2

98,1

63,3

1,3

1,5

1

Granularité (passant en %)

99,8

100

18,7

3,4

4

96,4

39,7

1,1

1,2

0,5

73,3

6,3 62,1

4 50,1

2 41,8

1 35,9

0,5

Ouverture des mailles du tamis (mm)

100

60,7

4,5

6,3



Caractéristiques des matériaux pour l’étude approfondie

CRR 3259

Calcaire 2/8

Filler Ib

CRR 3258

Calcaire 8/14

Granulats neufs:

25,3

0,25

100

76,1

23,0

1,1

1,1

0,25

14,5

0,125

98,4

3,6

11,8

1,0

1,1

0,125

10

0,063

94,2

0,6

4,8

0,9

0,9

0,063

2,701

MVM (g/cm3)

2,683

2,661

2,710

2,838

2,844

MVM (g/cm3)

5,47

17

Teneur en Pen liant (1/10 mm) (%)

30,9

Vides (%)

67,3

TA&B (°C)

Le tableau 2.10 présente les caractéristiques des matériaux pour l’étude approfondie, le tableau 2.11, celles pour l’étude des variantes des planches expérimentales. Les résultats détaillés des analyses des GDB provenant des planches expérimentales se trouvent dans le document AVS 227.

CRR 3532

Zone SMA (2)

100

100

99,7

90,7 91,6

80,4

Tableau 2.11

99,3

99,4

68,6

43

0,6

0,9

1

73,8

69

6,3

59,9

60,9

4

48,2

50,4

2

41,7

40,4

1

Caractéristiques des matériaux pour l’étude des variantes expérimentales

pour réutilisation dans le mélange de référence en BB-3A pour réutilisation dans les EME

CRR 3531

(1) (2)

10

100

99,7

99,7

94,1

72,5

1,2

0,9

2


99,9

99,9

99,1

99,3

23

0,9

4

98,7

98,8

44,7

25,2

0,6

0,9

0,5

34,4

33,3

0,5


100

CRR 3481

CRR 3482

100

CRR 3480

63,9

1,7

6,3

99,5

14

100

39,8

10

CRR 3500

20

94,0

14

100

Zone SMA (1)

GDB:

Filler Ib

100

20



CRR 3481

CRR 3479

Calcaire 2/8

Sable de concassage (0/4) Sable de concassage (0/2) Sable de l’Escaut fin Sable de l’Escaut gros

CRR 3478

Calcaire 8/14

Granulats neufs:

23,7

26

0,25

74,4

97,2

23

13,8

0,6

0,9

0,25

13,9

16

0,125

96,9

3,9

50

8,5

6,2

0,5

0,6

0,125

10,6

10,1

0,063

88,4

0,2

0,6

2,3

2,3

0,3

0,3

0,063

2,481

2,507

MVM (g/cm3)

2,707

2,654

2,640

2,652

2,694

2,697

2,696

MVM (g/cm3)

4,7

5,0

23

24

Teneur en Pen liant (1/10 mm) (%)

31,0

Vides (%)

69,7

64,4

TA&B (°C)

0,19

0,16

IR (H1700)

2


19

Les figures 2.7 et 2.8 présentent les granularités.

100 90 80

Calcaire 8/14

% passant

70

Calcaire 2/8

60

Sable calcaire 0/2

50 40

Sable de sablière

30

Filler calcaire Ib

20

GDB

10 0 0,01

0,1

1

10

100

Tamis (mm)

Figure 2.7

Granularités des granulats pour l’étude approfondie

% passant

100 90

Calcaire 8/14

80

Calcaire 2/8

70

Sable de concassage 0/4

60

Sable de concassage 0/2

50

Sable gros de l’Escaut

40

Sable fin de l’Escaut

30

Filler Ib

20

GDB

10 0 0,01

0,1

1

10

100

Tamis (mm)

Figure 2.8

Granularités des granulats pour l’étude des variantes des planches expérimentales

2.3.2 Caractéristiques des liants Les quatre liants qui ont été sélectionnés parmi les produits proposés par les fournisseurs de bitume (cf. § 1.1.4.4) ont été envoyés au CRR en quantités suffisantes pour les essais complémentaires en laboratoire. On a déterminé aussi bien les caractéristiques classiques que les caractéristiques rhéologiques de ces liants.

2.3.2.1

Caractéristiques classsiques

La pénétration et la température A&B des quatre liants sélectionnés ont été déterminées au CRR selon la EN1426 [réf. 9] et la EN1427 [réf. 10]. Les mesures ont été réalisées aussi bien avant qu’après vieillissement à court terme. Des échantillons de différents lots, correspondant à des numéros CRR différents, ont été soumis à des mesures. Les résultats sont donnés dans le tableau 2.12 et sont comparés aux valeurs mesurées par les fournisseurs ainsi qu’avec les spécifications du fournisseur (voir le tableau 1.1). Ce rapport repose sur le doc. AVS238.

20

2 Pour le vieillissement à court terme, le CRR a utilisé le RCAT (à 163 °C pendant 235 min.) [réf. 11]; les fournisseurs ont utilisé la méthode RTFOT selon la EN12607-1 [réf. 12]. Ces deux méthodes sont considérées comme équivalentes. Il convient de noter qu’il y a eu de légères différences dans les températures de chauffe des liants lors de la préparation des éprouvettes des différent(e)s séries/lots: - Première série: tous les liants (CRR 2842/1, 2843/1, 2862 et 3233): entre 175 °C et 180 °C; - Deuxième et troisième séries: - liants 1 et 4 (CRR 2842/2, 3485 et 3516): 165 °C; - liant 2 (CRR 2843/2 et 3484): 175 °C; - liant 3 (CRR 3476): 170 °C. Avant vieillissement Liant

Numéro CRR

Pen (1/10 mm) CRR

1

2

Fournisseur

A&B (°C) CRR

2842/1

22

2842/2

18

3485

23

66,4

2843/1

22

64,8

2843/2

21

3484

18

3233

16

3 3476

17

2862

16

4 3516

23

Après vieillissement à court terme

Fournisseur

71,2 21 (15-25)

18 (10-20)

74,8

67

Pen (1/10 mm) CRR

Fournisseur

17 66 (64-72)

14

CRR

Fournisseur

81,3 17 (12-22)

18 67 (59-72)

A&B (°C)

82,5

72 (
71,8 70 (
15

66 15 (10-20) 26 (20-30)

70,2 69,8 70,3 68,6

71 (60-76) 68 (64-72)

13

78,4 13

14

76

80,9 19

75,5

Note: Les valeurs du fournisseur entre parenthèses sont les spécifications du fournisseur de bitume.

Tableau 2.12

Pénétration (pen) et température Anneau & Bille (A&B) des liants étudiés avant et après le vieillissement RCAT à court terme et comparaison avec les valeurs du fournisseur.

L’examen du tableau 2.12 permet de déclarer ce qui suit: - pour tous les liants: - avant vieillissement, les valeurs de pénétration et A&B mesurées par le CRR sont généralement comparables (sauf pour l’A&B d’un liant: voir ci-après) à celles données par les fournisseurs, surtout lorsqu’on tient compte de la précision des mesures. Mais on constate cependant des différences entre les lots (voir ci-après); (remarque relative aux imprécisions de mesure: la EN1426 [réf. 9] déclare que la différence de pénétration entre deux mesures sur un bitume dont la Pen est inférieure à 50, réalisées dans différents laboratoires, peut être de 3 (1/10 mm); pour la valeur A&B, la EN1427 [réf. 10] fait état d’une différence de 2 °C); - après vieillissement, les valeurs de pénétration mesurées par le CRR sont en général comparables aux valeurs données par les fournisseurs, sauf pour un liant (voir ci-après); - après vieillissement, les valeurs A&B du CRR sont moins proches de celles données par les fournisseurs pour deux des quatre liants (1 et 4). Ceci semble dépendre du (fournisseur de) liant (voir ci-après); - les valeurs de pénétration des liants sont fort comparables entre elles. Le liant 3 est un peu plus dur de ce point de vue; - le vieillissement des liants est comparable. Lorsqu’on considère les résultats CRR sur les mêmes lots, la pénétration diminue de 2 à 5 (1/10 mm) et la température A&B augmente de 7 à 10,6 °C, en fonction du liant, suite au vieillissement à court terme; Chapitre 2 Etude en laboratoire

21

- pour le liant 1: - on constate de grandes différences entre la température A&B donnée par le fournisseur et celle mesurée par le CRR. Cela ne concerne que le premier lot, sur lequel le CRR a mesuré une température plus élevée (5 à 9 °C de plus avant vieillissement et 9 à 10,5 °C de plus après vieillissement). Si la température A&B du 2ème lot (3485) correspond bien à celle donnée par le fournisseur, on peut supposer que les écarts trouvés sur le premier lot peuvent probablement être attribuées à des variations du produit. La température de chauffe plus élevée du premier lot (2842/1), qui a rendu le bitume plus dur, ne peut pas être considérée comme la cause de la température A&B élevée, car lors de la deuxième mesure sur le même lot (2842/1), la température A&B est encore plus élevée et se situe même en dehors des spécifications de produit, malgré la fait que l’échantillon ait été chauffé à une température moins élevée; - après vieillissement, l’augmentation de la valeur A&B était également plus importante que celle mentionnée dans les spécifications de produit (augmentation mentionnée par le fournisseur: 8 °C; premières mesures CRR: 10,1 °C, deuxième mesure: 7,7 °C, augmentation moyenne: 9,4 °C); - pour le liant 2: La pénétration du premier lot (deux résultats) s’écarte un peu des spécifications des fournisseurs (22 au lieu de 20). Ce produit est peut-être un 15/25 plutôt qu’un 10/20; - pour le liant 3: tous les résultats sont comparables aux valeurs du fournisseur et se situent dans les limites des spécifications de celui-ci; - pour le liant 4: - la pénétration du premier lot est inférieure aux spécifications de produit (16 au lieu de 20). Ceci peut probablement être attribuée à des variations du produit, éventuellement en combinaison avec la température de chauffe plus élevée du premier lot qui était dans le cas du bitume 4 plus élevée pour la première série que pour les suivantes. Cette deuxième hypothèse est cependant moins probable, étant donné la bonne concordance entre les valeurs A&B du CRR et du fournisseur; - après vieillissement, on constate une grande différence entre la température A&B mesurée par le CRR et celle déterminée par le producteur; ce n’est pas le cas avant vieillissement; Pour les caractéristiques classiques, les conclusions finales suivantes sont importantes: - les valeurs de pénétration et A&B mesurées par le CRR correspondent généralement bien à celles données par le fournisseur. Toutefois, on constate, pour la plupart des liants (sauf le liant 3), des variations entre les différents lots. Elles peuvent parfois être telles que les spécifications des producteurs n’ont pas toujours été satisfaites. Il faudra se pencher sur ce problème dans le futur; - les caractéristiques classiques des liants sont fortement comparables entre elles. Le liant 3 est (sur base de la pénétration)un peu plus dur; - le vieillissement des liants est comparable.

2. 3.2.2

Caractéristiques rhéologiques

2.3.2.2.1 Aperçu des essais réalisés et des méthodes d’essai Les essais rhéologiques suivants ont été réalisés sur les quatre liants prévus pour les planches expérimentales: - Mesures DSR Il s’agit de mesures du module de rigidité [E*], du module de cisaillement [G*] et de l’angle de phase du bitume à différentes températures afin de déterminer la sensibilité thermique du liant. Ces mesures ont été réalisées avec le rhéomètre Metravib selon la MM-SPT-01.01 [réf. 13] et la MM-SPT-01.02 [réf. 14]. Les mesures DSR sur les quatre liants ont été effectuées aussi bien avant et qu’après le vieillissement à court terme au RCAT à 163 °C pendant 235 min [réf.11].

22

2 - Mesures ZSV Sur base des mesures DSR, la viscosité est déterminée à des températures élevées et à une fréquence extrêmement basse. Ce paramètre est une indication de la sensibilté à l’orniérage du liant. Ces mesures ont été effectuées selon la prCEN/TS 15324 [réf. 15]. - Mesures DTT Des essais de traction sont ici réalisés à basse température sur de petites bandes de bitume. La résistance à la traction et l’allongement lors de la rupture du bitume sont mesurés, ainsi que la température à laquelle l’allongement à la rupture est de 1 %. Ces mesures indiquent la résistance à la fissuration à basses températures. Elles ont été réalisées selon la D 6723-01 [réf. 16]. Un autre essai permettant de déterminer les performances des liants à basse température (entre -24 °C et -6 °C) est le BBR. Etant donné qu’il ne s’agit pas ici d’une couche de roulement, on ne peut pas s’attendre à ce que les températures de la couche considérée soient extrêmement basses et l’on a choisi dans cette préétude d’effectuer l’essai DTT (celui-ci est effectué entre -12 et 0 °C). On a toutefois réalisé des mesures BBR, sur les liants (neufs et vieillis via le RCAT) échantillonés lors de la mise en œuvre des planches expérimentales ainsi que sur les liants récupérés sur ces planches. Pour ces résultats, nous renvoyons au § 3.9.1.2. Toutes les mesures ont été réalisées sur le premier lot de liant (numéros CRR: 2842, 2843, 3233 et 2862). Ceci est important pour la discussion des résultats. Dans les lignes qui suivent figure un résumé des observations par type de mesure. Pour un rapport plus détaillé, nous renvoyons au doc. AVS506 (DSR avant vieillissement, ZSV et DTT) et AVS247 (DSR avant et après vieillissement). Il n’a été possible d’établir une comparaison avec les valeurs du fournisseur de bitume que pour les mesures DSR. 2.3.2.2.2 Résultats des mesures DSR Les mesures DSR ont été réalisées à différentes températures (de -20 °C à 60 °C) et fréquences avant et après vieillissement RCAT à court terme. Deux éprouvettes ont chaque fois été testées. Les tableaux 2.13 et 2.14 à la page suivante donnent les résultats du module de cisaillement G* pour quelques températures et pour des fréquences comprises entre 1,6 Hz et 10 Hz, respectivement avant et après vieillissement. Ces résultats sont présentés dans les figures 2.9 et 2.10, respectivement avant et après vieillissement. Ils permettent de conclure ce qui suit: - les rigidités des liants ne sont pas tellement différentes; - lLe liant 3 est clairement le liant le plus rigide, aussi bien à des températures basses qu’élevées, et à toutes les fréquences. Ceci a également été constaté pour les caractéristiques classiques (voir § 2.3.2.1). Cela est moins prononcé après vieillissement qu’avant vieillissement. Il est intéressant de comparer ce résultat avec les essais d’orniérage sur des enrobés confectionnés avec ces différents liants. Nous renvoyons pour cela au § 2.4.3; - aux températures élevées, le liant 2 est moins rigide que les autres liants. Il est bon de noter que les mesures DSR ont été réalisées sur le premier lot, qui était le liant le moins dur parmi tous les lots de liant 2 (voir § 2.3.2.1); - les liants 4 et 1 ont des rigidités fortement comparables. Le liant 1 est un peu plus rigide à basse température et un peu moins rigide à haute température avant vieillissement. Après vieillissement, c’est le contraire; - après vieillissement à court terme, la rigidité des liants augmente (les liants sont devenus plus durs), sauf à basse température où il n’y a quasiment aucune différence dans les limites de la précision d’essai (10 - 15 %). Le tableau 2.15, qui présente l’augmentation relative du module de rigidité des différents liants pour une fréquence de 1,6 Hz, permet de le constater et montre que les liants présentent un comportement de vieillissement fortement comparable: à 50 °C, leur rigidité augmente d’un facteur de 2,1 à 2,6; à 20 °C, ce facteur est de 1,3 à 1,6. Le liant 4 a toujours le facteur de vieillissement le plus important. Pour les liants classiques que nous utilisons normalement (p.ex. 50/70 et 80/100), on trouve généralement aux hautes températures un facteur d’environ 2 après RTFOT (comparable au vieillissement lors de la production de l’enrobé). Cela correspond donc bien à nos précédents résultats; - les angles de phase ne sont pas repris ici. Nous renvoyons pour cela au doc. AVS247. Seules des différences minimes ont été constatées entre les différents liants. Une traduction physique en performances est assez Chapitre 2 Etude en laboratoire

23

difficile pour l’ange de phase, surtout lorsqu’il s’agit de petites différences. C’est pourquoi nous ne nous attarderons pas sur ce point ici. Les valeurs obtenues à 52 °C sont données au § 3.9.1.2.2, où elles sont comparées aux liants utilisés pour les planches expérimentales; - seule une comparaison très limitée peut être faite avec les valeurs des producteurs, car les conditions d’essai ne correspondent pas toujours et les résultats ne sont pas toujours disponibles. Les valeurs des fournisseurs sont disponibles pour 15 °C et 10 Hz pour les liants 1 et 3: une valeur G* de 180 MPa est donnée pour le liant 1. Le CRR obtient 39 MPa. La différence est importante, mais il s’agit d’échantillons différents. Pour le liant 3, la valeur donnée est de 55 MPa, ce qui correspond bien à la valeur CRR de 63 MPa.

Fréquence (Hz)

1,6

10

(1)

G* (MPa) (1)

Température (°C)

1

2

3

4

+ 50

0,24

0,15

0,27

0,20

+ 40

0,83

0,61

1,0

0,78

+ 20

9,9

9,8

14

11

+ 15

18

19

27

0

94

109

+ 50

0,69

+ 40

G* (MPa) (1)

Température (°C)

1

2

3

4

+ 50

0,56

0,32

0,62

0,52

+ 40

1,72

1,14

2,01

1,72

+ 20

15

13

20

18

21

+ 15

25

22

34

31

152

112

0

102

99

147

141

0,51

0,89

0,66

+ 50

1,41

0,95

1,70

1,40

2,3

1,9

4,7

2,4

+ 40

4,0

3,1

5,2

4,4

+ 20

23

25

36

27

+ 20

29

29

42

38

+ 15

39

44

63

47

+ 15

47

45

68

63

0

172

200

285

203

0

167

164

250

236

1,6

10

(1)

La précision des résultats est de 10 - 15 %.

Tableau 2.13

Fréquence (Hz)

Valeurs du module de cisaillement G* à différentes températures et fréquences pour les quatre liants avant vieillissement (pour comparaison avec la figure 2.9: E* = 3 G*)

La précision des résultats est de 10 - 15 %.

Tableau 2.14 Valeurs du module de cisaillement G* à différentes températures et fréquences pour les quatre liants après vieillissement RCAT courte durée (pour comparaison avec la figure 2.10: E* = 3 G*)

10 000

1 000

|E*| (MPa)

1 100

2 3

10

4

1

0,1 -25

Figure 2.9

24

-20 -15

-10

5

0

5

10

15 20 25 Température (°C)

30

35

40

45

50

55

60

65

Module de rigidité |E*| en fonction de la température des quatre liants à 10 Hz avant vieillissement

2

10 000

1 000

|E*| (MPa)

1 100

2 3

10

4

1

0,1 -25

-20

-15 -10

-5

0

5

10

15 20 25 Température (°C)

30

35

40

45

50

55

60

65

Figure 2.10 Module de rigidité |E*| en fonction de la température des quatre liants à 10 Hz après vieillissement RCAT à court terme

Fréquence (Hz)

1,6

(1)

G* après vieillissement / G* avant vieillissement (MPa)

Température (°C)

1

2

3

4

+ 50

2,3

2,1

2,3

2,6

+ 40

2,1

1,9

2,0

2,2

+ 20

1,5

1,3

1,4

1,6

+ 15

1,4

1,2

1,3

1,5

0

1,1

0,9 (1)

1,0

1,3

La précision des résultats étant de 10-15 %, cette valeur peut donc aussi bien être considérée comme 1 (aucune modification suite au vieillissement)

Tableau 2.15

Augmentation relative du module de cisaillement G* suite au vieillissement RCAT à court terme

2.3.2.2.3 Mesures ZSV Les mesures ZSV sont effectuées à différentes températures (toujours au-dessus de 40 °C), après quoi on détermine la température à laquelle la viscosité dynamique est de 2 000 Pa.s pour une pulsation de 0,001 rad/s. Il s’agit de la température d’équiviscosité EVT2. Celle-ci est présentée dans le tableau 2.16 et est une indication de la sensibilité à l’orniérage du liant. Plus cette température est élevée, plus la résistance à l’orniérage est bonne. Trois des quatre liants sont fortement comparables. Le premier lot étudié du liant 2 a une température d’équiviscosité plus basse et serait donc plus sensible à l’orniérage. Mais il est possible que ce résultat soit lié au lot. Il est intéressant de comparer ce résultat aux essais d’orniérage sur les enrobés confectionnés avec ces liants. Nous renvoyons pour cela au § 2.4.3.

EVT2 (°C) Tableau 2.16

1

2

3

4

76,3

67,4

73,2

76,2

Température d’équiviscosité EVT2 des quatre liants


25

2.3.2.2.4 Mesures DTT Pour chacun des quatre liants, sept éprouvettes ont été testées à trois températures. L’allongement à la rupture est mesuré. Le graphique de la figure 2.11, qui présente l’allongement à la rupture moyen de l’éprouvette pour chaque température, est alors obtenu. La température à laquelle l’allongement à la rupture est de 1 % est considérée comme un indicateur permettant d’évaluer la sensibilité à la fissuration à basse température.

Allongement à la rupture (%)

100

Température critique à laquelle l’allongement à la rupture = 1 %

10

1

-9 °C 0,1 -28

-26

-24

-22

-20

-18

-16

-14

-12

-10

-8

-6

-4

-2

0

2

Température (°C)

Figure 2.11 Allongement à la rupture en fonction de la température du bitume 4

Le tableau 2.17 donne les résultats des températures critiques pour les quatre liants étudiés. On constate que les résultats des quatre liants diffèrent très peu, surtout lorsqu’on tient compte de la précision de mesure. Le bitume 3 semble être un peu plus sensible aux basses températures, du moins avant vieillissement. Ces différences sont néanmoins assez limitées et ne devraient pas affecter significativement la sensibilité à la fissuration aux basses températures des mélanges concernant ces liants.

Température (°C) à laquelle l’allongement à la rupture = 1 %

1

2

3

4

-10,4 ± 2,8*

-10,2 ± 0,8

-8,1 ± 0,7

-9,0 ± 0,5

* Ce grand écart-type est dû à une très faible inclinaison de la courbe.

Tableau 2.17

Température à laquelle l’allongement à la rupture est de 1 % lors de l’essai DTT

2.3.2.2.5 Mesures BBR Pour les performances à basse température mesurées avec le BRR, nous renvoyons au § 3.9.1.2.4.

2.3.2.3

Principales conclusions relatives aux liants utilisés dans l’étude en laboratoire

Pour les caractéristiques classiques, les principales conclusions sont les suivantes: - Les valeurs de pénétration et de température A&B mesurées par le CRR correspondent généralement bien à celles données par le fournisseur. Toutefois, on constate, pour la plupart des liants (sauf le liant 3), des variations entre les différents lots. Elles peuvent parfois être telles que les spécifications des producteurs n’ont pas toujours été respectées. Il faudra se pencher sur ce problème dans le futur. - Les caractéristiques rhéologiques des liants sont fortement comparables, avec les différences suivantes: - Module de rigidité: -

26

le liant 3 est un peu plus dur. Ceci a été démontré aussi bien avec la pénétration qu’avec les mesures DSR. Cela est moins prononcé après vieillissement;

2 -

le premier lot de liant 2 testé avec le DSR est moins rigide à température élevée que les autres liants.

- Résistance à l’orniérage: -

le premier lot testé de liant 2 a une température d’équiviscosité plus basse lors des mesures ZSV et serait donc un peu plus sensible à l’orniérage. Pour ce qui est de la température A&B, le liant 2 a également la valeur la plus basse avant vieillissement; la différence avec les autres liants est toutefois fort limitée.

- Fissuration à basse température: -

le bitume 3 semble être plus sensible à la fissuration à basse température, du moins avant vieillissement. Mais les différences sont restreintes (1 à 2 °C lors des mesures DTT).

Lors de cette discussion concernant les différences, nous constatons qu’il s’agit en fait de petites différences, qui peuvent être plus ou moins prononcées en fonction des lots. Ainsi, nous savons que le premier lot de liant 2 était clairement moins dur que les autres lots (cf. § 2.3.2.1). - Le vieillissement des liants est comparable. Lorsqu’on considère les résultats CRR sur les mêmes lots, la pénétration diminue alors de 2 à 5 (1/10 mm) et la température A&B augmente de 7 à 10,6 °C, selon le liant, suite au vieillissement à court terme. Ceci s’exprime dans les résultats DSR par une augmentation de la valeur de G* (avec un facteur de 2,1 à 2,6 à 50 °C).

2.3.3 Formulation 2.3.3.1. Méthodes Méthode CRR (PradoWin)

La formulation des mélanges bitumineux se fait en Belgique selon la méthode CRR [réf. 5]. Celle-ci part d’un calcul analytique de la composition volumétrique du mélange. La teneur en vides du mélange sable-pierres est calculée sur base des granularités des différentes fractions et de la composition. La teneur en vides doit être suffisante pour pouvoir contenir la quantité nécessaire de mastic (mélange filler-liant), tandis que la teneur en vides restante doit également satisfaire aux exigences posées. On contrôle aussi la consistance du mastic (en fonction du rapport filler/liant). Tous ces calculs sont réalisés à l’aide du logiciel CRR PradoWin. La formulation analytique est suivie de plusieurs essais performantiels, selon le type de mélange considéré. Vu l’importance d’une évaluation précise de la teneur en vides, la détermination de celle-ci fait aussi partie des essais. Auparavant, cette détermination était réalisée à l’aide de l’essai Marshall; aujourd’hui, on utilise de plus en plus le compacteur giratoire, qui remplacera à terme la dame Marshall. Méthode «Module de richesse»

La formulation des EME en France se fait selon une autre méthode [réf. 6]. Sur base de la granularité, on établit une estimation de la surface spécifique des granulats, à l’aide d’une simple formule1: 100 . Σ = 0,25 . G + 2,3 . S + 12 . s + 135 . ƒ G S s ƒ

la fraction de la masse des granulats restant sur le tamis de 6,3 mm (en %); la fraction de la masse des granulats passant au tamis de 6,3 mm et restant sur le tamis de 0,315 mm (en %); la fraction de la masse des granulats passant au tamis de 0,315 mm et restant sur le tamis de 0,080 mm (en %); la fraction de la masse des granulats passant au tamis de 0,080 mm (en %).

1 Un récent code de bonne pratique [réf. 6] donne une formule légèrement différente par

rapport à celle présentée dans le présent rapport. Cette différence est liée au passage aux nouvelles séries de tamis européennes. L’impact de celui-ci sur le résultat de la teneur minimale en liant est toutefois négligeable.


27

Pour obtenir un bon enrobage des granulats, la teneur en liant est fonction de cette surface spécifique: Teneur minimale en liant: K .α .

5

Σ

Le facteur α est un facteur de correction qui dépend de la masse volumique ρa (en g/cm3) des granulats: α = 2,65 / ρa

Le coefficient de proportionnalité K, qui est une indication de l’épaisseur du film de bitume autour des granulats, est appelé le «Module de richesse». Selon le type de mélange, une valeur minimale est établie pour celui-ci (3,4 pour l’EME de classe 2, selon la réf. 1). Comparaison des deux méthodes

La méthode de formulation volumétrique CRR à l’aide de PradoWin est assez précise et permet au concepteur d’adapter de manière flexible l’ensemble des paramètres de mélange, dans les limites autorisées par les cahiers des charges. Pour le cas des mélanges à squelette pierreux, on constate toutefois occasionnellement que cela mène en Belgique à la formulation de mélanges trop maigres. La possibilité d’adapter la composition de manière à minimiser la teneur en vides des granulats minéraux peut mener à une teneur en liant trop basse, alors que la teneur en vides est encore suffisamment basse pour satisfaire aux exigences du cahier des charges. Le risque d’obtenir des mélanges trop maigres est moins grand avec la méthode du «Module de richesse», car on part dans ce cas d’une épaisseur de film minimale. D’autre part, la méthode du “Module de richesse” présente aussi des désavantages. Le calcul de la surface spécifique est une approche, qui ne tient par exemple aucun compte de la forme des granulats et de la granularité des différentes fractions dans la formule. La nature du filler a également une influence importante sur la teneur optimale en liant, ce qui ne ressort pas dans la formule. En outre, l’établissement d’une épaisseur de film fixe a moins de sens pour les mélanges dans lesquels il y a de nombreuses zones et points de contact entre les granulats. Ces zones devraient présenter théoriquement une épaisseur double (donc un surplus) de liant. Ceci explique pourquoi cette méthode convient mieux aux mélanges à squelette pierreux qu’aux mélanges à squelette sableux. Pour ces derniers, la méthode de calcul devrait donner une surévaluation de la teneur en liant.

2.3.3.2

Formulation des EME

Les variantes ont été formulées selon la méthode CRR au départ des caractéristiques des granulats neufs et des GDB. Une optimalisation a d’abord été réalisée à l’aide de l’essai au compacteur giratoire. Cet essai permet d’évaluer le teneur en vides du mélange, lorsque celui-ci est compacté selon une procédure normalisée de compactage. Sur base du résultat, le calcul analytique de la teneur en vides a été vérifié et si nécessaire adapté de manière à obtenir une teneur en vides acceptable. Le calcul de la teneur minimale en liant selon la méthode du «Module de richesse» a également été effectué pour les granularités déterminées selon la méthode CRR. Cette teneur a ensuite été confrontée à le teneur en liant obtenue avec la méthode CRR. Il faut ici tenir compte du fait que la méthode du «Module de richesse» n’est pas recommandée pour les mélanges EME à squelette sableux, car celle-ci pourrait mener à une surestimation de la teneur en liant. 2.3.3.2.1 Mélanges EME pour l’étude approfondie Pour l’étude approfondie, on a opté pour des variantes qui n’étaient pas prévues dans le cadre des planches expérimentales. L’influence des facteurs suivants a été étudiée, aussi bien pour les mélanges à squelette pierreux que sableux: - pourcentage plus élevé de GDB recyclés: 25 et 40 %; - teneurs en liant plus basses et plus élevées; - teneurs en filler plus basses; - ajout de Ca(OH)2 comme dope d’adhésivité.

28

2 Tous les mélanges de l’étude approfondie ont été réalisés avec le bitume 3, étant donné le choix des différentes variantes de bitume utilisées dans les planches expérimentales. Le tableau 2.18 donne un relevé complet de la composition et de la granularité des variantes, déterminées selon la méthode CRR. Le mélange M446 est le mélange à squelette pierreux. Sa composition diffère de celle du mélange de l’étude de faisabilité, en raison du passage aux tamis européens. Le pourcentage de filler d’apport est plus bas, en raison de la teneur plus élevée en filler des granulats. La granularité du mélange présente environ 3 % en moins de passant sur les tamis de 4 et 10 mm par rapport au mélange de l’étude de faisabilité. Sur les tamis plus petits, la granularité correspond assez bien. Une teneur en liant de 5,5 % a permis d’obtenir une teneur en vides correcte lors de l’essai au compacteur giratoire (voir le § 2.4.2). Le mélange M447 est le mélange à squelette sableux. La teneur en liant a été abaissée à 5,3 % par rapport à celle du mélange de l’étude de faisabilité. Le teneur en vides à 100 girations, telle que déterminée dans l’étude de faisabilité, était en effet assez basse pour cette variante (3,2 %). Une diminution de la teneur en bitume aurait encore augmenté la résistance à l’orniérage. La variante à squelette sableux pourrait donc présenter l’avantage de devoir utiliser moins de liant, alors que la teneur en vides et la sensibilité à l’orniérage sont comparables à celles du mélange à squelette pierreux. Les performances du mélange en matière de durabilité seront déterminées dans la suite de l’étude approfondie abordée au § 2.4. Les mélanges M448 à M451 sont les mélanges contenant 25 % et 40 % de GDB. On a tenté de maintenir la granularité aussi constante que possible, indépendamment de la proportion de GDB. Les mélanges M454 et M455 sont les mélanges contenant moins de filler. Les mélanges M456 à M459 sont ceux ayant respectivement une teneur plus basse et plus élevée en liant. Les mélanges M460 et M461 sont les mélanges contenant du Ca(OH)2 comme dope d’adhésivité. Il a été décidé de remplacer 1 % du filler d’apport (par rapport à la masse totale des granulats) par du Ca(OH)2. Initialement, il était prévu d’ajouter le dope d’adhésivité aux variantes contenant 40 % de GDB, vu que l’on s’attendait à ce qu’elles aient de moins bonnes performances en matière d’adhésion et de durabilité. Cela a toutefois posé problème pour le mélange à squelette sableux contenant 40 % de GDB. On ne peut en effet ajouter dans ce mélange qu’une faible quantité de filler d’apport vu que les GDB utilisés contiennent déjà une importante quantité de filler. Sur base de cette problématique, il a été décidé d’étudier l’effet de 1 % en masse de Ca(OH)2 pour les variantes ne contenant que 25 % de GDB. Pour celles-ci, le pourcentage de filler d’apport est à chaque fois supérieur à 1 %, de sorte que le filler d’apport peut être remplacé au prorata de 1 % par le dope d’adhésivité. Au bas du tableau 2.18 figure le calcul de la teneur minimale en liant selon la méthode du «Module de richesse». - Pour les mélanges à squelette pierreux, cette valeur varie de 5,2 % pour le mélange sans GDB à 5,4 % pour le mélange contenant 40 % de GDB. En cas de diminution de la teneur en filler, la valeur minimale descend à 5,1 %. On constate donc que, pour les squelette à mélange pierreux, le teneur minimale en liant est toujours inférieure à 5,5 %, valeur obtenue avec la méthode CRR. - Pour les mélanges à squelette sableux, la teneur en liant choisie de 5,3 % se situe en dessous de la valeur selon le «Module de richesse». Ceci confirme la thèse selon laquelle la méthode du «Module de richesse» mène dans ce cas à une teneur en liant trop élevée.


29

30

14 10 6,3 4 2 1 0,5 0,315 0,25 0,08 0,063

100,0 97,3 75,4 52,1 37,9 30,5 21,9 16,0 12,7 11,1 6,8 5,9

100,0 97,7 79,4 61,6 51,5 45,4 35,6 28,2 23,2 20,7 7,9 5,2

M448

100,0 96,8 75,5 53,9 40,3 32,0 24,6 18,9 15,0 13,1 7,2 6,0

24,3 %

2,36 %

17,3 %

24,0 %

32, 0 %

3

5,5 %

25 %

pierre

100.Σ

Tableau 2.18

5,5

0,96

1 346,4

7,9

15,3

38,4

38,4

5,3

0,96

1 170,7

7,2

7,8

38,9

46,1

M449

5,5

0,97

1 350,6

7,9

15,6

38,9

37,6

100,0 97,1 79,0 62,4 52,6 45,5 36,3 29,0 23,5 20,7 7,9 5,2

24,3 %

1,28 %

9,6 %

22,9 %

15,0 %

26,8 %

3

5,3 %

25 %

sable

M450

5,4

0,96

1 217,0

7,5

8,8

37,8

45,9

100,0 96,4 74,9 54,1 41,1 32,3 25,8 20,5 16,3 14,2 7,5 6,1

39,4 %

1,22 %

11,0 %

18,3 %

30,2 %

3

5,5 %

40 %

pierre

Composition des variantes pour l’étude approfondie

5,2

6,8

1 091,9

f (%)

0,95

5,9

s (%)

Teneur en liant min. pour K=3,4 (% sur granulats)

39,4

S (%)

α

47,9

G (%)

Calcul selon la méthode du «module de richesse»:

Ouverture des mailles (mm)

Passant (%):

granulats secs GDB

3,34 %

4,32 %

30,1 %

filler Ib

sable calcaire 0/2

30,7 %

23,2 %

12,7 %

26,3 %

calcaire 2/8

3

5,3 %

0%

sable de sablière

36,7 %

32,7 %

calcaire 8/14

Composition:

Modification filler

3

5,5 %

Teneur en liant

Bitume

0%

Type de squelette

Bitume de GDB

M447

sable

M446

pierre

n° de mélange CRR

M451

5,5

0,97

1 353,4

7,9

15,7

39,4

37,0

100,0 96,8 78,8 63,0 53,5 45,7 36,6 29,5 23,6 20,7 7,9 5,2

38,6 %

7,9 %

18,8 %

10,2 %

24,4 %

3

5,3 %

40 %

sable

M454

M455

37,1 %

5,1

0,95

981,6

6,0

5,8

39,8

48,4

100,0 97,3 75,1 51,6 37,3 29,8 21,1 15,1 11,8 10,2 6,0 5,1

3,37 %

26,5 %

33,1 %

5,3

0,96

1 197,2

7,0

12,1

42,1

38,8

100,0 97,7 79,2 61,2 51,0 44,8 35,0 17,5 19,1 19,9 7,0 4,3

2,37 %

12,8 %

30,4 %

23,4 %

31,0 %

3

5,3 %

0%

sable

-1 % filler Ib

3

5,5 %

0%

pierre

M456

M457

3

4,5 %

0%

sable

M458

3

6,0 %

0%

pierre

M459

3

5,8 %

0%

sable

id M446 id M447 id M446 id M447

3

4,7 %

0%

pierre

M460

M461

3

5,3 %

25 %

sable

5,3

0,96

1 170,7

7,2

7,8

38,9

46,1

100,0 96,8 75,5 53,9 40,3 32,0 24,6 18,9 15,0 13,1 7,2 6,0

24,3 %

1,36 %

17,3 %

24,0 %

32,0 %

5,5

0,97

1 350,6

7,9

15,6

38,9

37,6

100,0 97,1 79,0 62,4 52,6 45,5 36,3 29,0 23,5 20,7 7,9 5,2

24,3 %

0,28 %

9,6 %

22,9 %

15,0 %

26,8 %

-1 % filler Ib +1 % Ca(OH)2

3

5,5 %

25 %

pierre

2 2.3.3.2.2 EME des variantes des planches expérimentales Les mélanges à squelette pierreux ont été confectionnés avec du sable calcaire 0/4, comme proposé par l’entrepreneur. Pour les mélanges à squelette sableux, on a utilisé un sable de concassage plus fin (calcaire 0/2). On est à nouveau parti d’une teneur en liant de 5,5 % pour les mélanges à squelette pierreux et de 5,3 % pour les mélanges à squelette sableux. Par rapport à l’étude approfondie, les valeurs minimales de teneur en liant calculées selon la méthode du «module de richesse» sont toutefois plus élevées. Ceci est la conséquence des différences de masse volumique des granulats utilisés. Ces valeurs étaient plus élevées pour les calcaires utilisés dans l’étude de faisabilité et dans l’étude approfondie comparativement à celles utilisées pour les planches expérimentales. Cela signifie que les mélanges des planches expérimentales, considérés en parts par volume, sont moins riches en liant. Toutefois, la teneur en liant reste acceptable selon la méthode du «module de richesse». Il a dès lors été décidé de débuter avec ces teneurs en liant et, si nécessaire en fonction des essais performantiels, de les adapter par la suite. Le pourcentage de filler était de 5,9 % dans l’étude approfondie. Tout indique qu’il s’agit d’un minimum. Dans les données transmises par les fournisseurs (doc. EME43 du 17/10/03), on voit que dans la pratique, une teneur de 6 % (calculée sur un tamis de 0,063 mm) constitue un minimum. Le cahier des charges donne 5,8 % comme minimum. Dans l’étude approfondie, il a également été constaté que dans le cas d’une teneur en filler inférieure à 5,9 %, la sensibilité à l’orniérage augmente (voir § 2.4.3). C’est pourquoi on a choisi un pourcentage plus élevé (6,4 %) pour les planches expérimentales. La présélection des variantes pour les planches expérimentales a été donnée dans le tableau 2.1. Les dix premières colonnes du tableau 2.19 présentent les compositions des variantes telles qu’initialement formulées, les granularités et le calcul du «module de richesse». La composition du mélange de référence de type BB-3A a été choisie par l’entrepreneur. Seules les principales caractéristiques et la granularité de ce mélange ont été ajoutées dans le tableau, en vue de permettre une comparaison avec les variantes d’EME. L’optimalisation de la teneur en vides des EME a de nouveau eu lieu à l’aide de l’essai au compacteur giratoire. Les colonnes 11 et suivantes sont le résultat d’une optimalisation complémentaire, sur base des autres essais performantiels, traités au § 2.4. Les sélections définitives des mélanges pour les planches expérimentales sont abordées au § 2.5.


31

filler Ib

100,0 100,0 98,3 81,1 61,5 52,5 45,6 37,7 30,0 24,1 21,1 8,0 5,2

25 20 14 10 6,3 4 2 1 0,5 0,315 0,25 0,08 0,063

17,0

9,1

s

f

5,7

0,99

1 372,5

8,0

16,2

35,9

39,9

5,8

1,00

1 363,1

8,0

16,1

37,4

38,5

5,4

0,98

1 146,7

7,2

5,4

40,0

47,4

100,0 100,0 97,5 75,0 52,6 44,5 31,4 21,3 15,2 12,6 11,3 7,2 6,4

6,14 %

34,1 %

18,3 %

41,5 %

2,484

5,5 %

Bit.1

0%

pierre

M465

5,6

1,00

1 164,2

7,2

7,2

38,1

47,4

100,0 100,0 97,7 75,9 52,6 43,1 31,6 23,6 18,0 14,5 12,7 7,2 6,1

27,9 %

2,83 %

20,5 %

12,6 %

36,2 %

2,475

5,5 %

Bit.1

25 %

pierre

M482

2,484

5,5 %

Bit.3

0%

pierre

M472

2,484

5,5 %

Bit.4

0%

pierre

M474

sable

2,468

5,5 %

Bit.1

0%

M484

5,7

1,00

1 342,8

7,8

15,9

37,3

38,9

100,0 100,0 98,2 80,9 61,1 52,1 45,2 37,3 29,7 23,8 20,8 7,8 5,1

26,1 %

1,83 %

4,1 %

4,1 %

23,5 %

12,1 %

28,2 %

2,477

5,1 %

Bit.1

25 %

sable

EME

M483

id M465 id M465 id M465 id M466

2,484

5,5 %

Bit.2

0%

pierre

M473

Composition pour l’étude des variantes des planches expérimentales

5,9

Teneur en liant min. pour K=3,4 ( % sur granulats)

Tableau 2.19

1,00

α

1 515,6

30,4

S

100.Σ

43,5

G

Calcul selon la méthode du «module de richesse»:

Passant ( %):

27,0 %

1,86 %

4,1 %

4,1 %

23,5 %

11,7 %

27,7 %

2,470

5,3 %

Bit.1

25 %

sable

M481

granulats secs GDB

100,0 100,0 98,0 80,1 60,1 51,2 45,1 37,1 29,5 24,2 21,6 8,0 5,2

5,4 %

4,84 %

sable de l’Escaut fin

100,0 95,6 73,8 65,3 56,5 47,9 40,8 35,4 31,4 26,1 23,5 9,1 6,1

5,4 %

sable de l’Escaut gros

sable calcaire 0/4

20,6 %

33,0 %

Voir annexe 4

30,8 %

2,475

2,522

calcaire 2/8

Bit.1

5,3 %

4,6 %

0%

40 %

B 50/70

sable

M466

sable

BB-3A

M495

sable calcaire 0/2

calcaire 8/14

Composition:

MVM (g/cm³)

Teneur en liant

Bitume

Liant de GDB

Type de squelette

n° de mélange CRR

Ouverture des mailles (mm)

32 2,448

6,1 %

Bit.1

0%

sable

M497

2,488

4,9 %

Bit.1

0%

sable

M498

2,482

5,3 %

Bit.1

25 %

pierre

M502

2,458

5,8 %

Bit.1

0%

sable

M503

id M465 id M466 id M466 id M482 id M466

2,477

5,7 %

Bit.1

0%

pierre

M485

5,5

1,00

1 153,1

7,3

6,6

35,2

50,9

100 100 97,6 74 49,1 39,2 28,6 21,9 17,1 13,9 12,3 7,3 6,2

27,9 %

3,07 %

16,0 %

13,8 %

39,2 %

2,475

5,5 %

Bit.1

25 %

pierre

M505

id M481

2,464

5,5 %

Bit.1

25 %

sable

M506

2 2.3.3.3 Conclusions relatives à la formulation - Pour ce qui est des mélanges à squelette pierreux, la teneur en liant déterminée via la méthode CRR se situe toujours au-dessus du minimum calculé selon le «Module de richesse». On peut donc en conclure que la méthode CRR est satisfaisante pour la détermination de la teneur en liant. Le calcul par la méthode du «Module de richesse» peut éventuellement se faire en guise de contrôle. - Tout indique que 5,9 % est un minimum pour la teneur en filler des mélanges à squelette pierreux. Le § 2.4 mettra en évidence le fait qu’une teneur en filler inférieure à 5,9 % augmente la sensibilité à l’orniérage. - Les limites de granularité, qui ont été imposées dans le cahier spécial des charges (voir le tableau 2.9), sont particulièrement étroites. Pour les mélanges à squelette pierreux surtout, il s’est avéré impossible de respecter ces valeurs pour l’ensemble de la granularité avec les matériaux fournis par l’entrepreneur. Et pourtant, il s’agissait de matériaux courants qui satisfaisaient à l’ensemble des spécifications. Etant donné que l’objectif est d’arriver à une méthodologie de formulation des mélanges basée sur les performances des mélanges, il est recommandé d’assouplir les limites de granularité telles qu’établies dans le cahier des charges pour les planches expérimentales.

2.4 Essais performantiels 2.4.1 Préparation des mélanges et confection des éprouvettes Les mélanges ont été préparés conformément à la norme NBN EN 12697-35 [réf. 17]. Pour limiter au maximum le vieillissement supplémentaire des GDB, ceux-ci n’ont été chauffés qu’à une température de 110 à 120 °C et ce pendant un maximum de deux heures. En guise de compensation, les granulats neufs ont été chauffés à une température plus élevée, de sorte que la température de compactage était identique pour tous les mélanges, indépendamment du pourcentage de GDB. Le tableau 2.20 présente les températures et les temps de chauffe, qui ont donné lieu à une température de compactage de 160 à 165 °C. Les éprouvettes pour les essais performantiels décrits dans le présent chapitre ont été compactées avec le compacteur de plaques, conformément à la norme NBN EN 12697-33 [réf. 18]. Les éprouvettes destinées à l’essai d’orniérage ont été compactées sur une hauteur de 5 cm dans le moule d’essai même. Les blocs au départ desquels on a scié les éprouvettes pour les essais de rigidité et de fatigue ont été compactés sur une hauteur de 12 cm dans un grand moule (40 cm x 60 cm). Les carottes pour l’essai ITS Retained, ont été prélevées sur des plaques compactées sur une hauteur de 5 cm dans un petit moule (18 cm x 50 cm). Pour les mélanges sans GDB: Granulats secs: Liant:

175 °C 175 °C

min. 4 heures 3 – 5 heures

Pour les mélanges contenant 25 % de GDB: Granulats secs: Liant: GDB:

185 °C* 175 °C 110 à 120 °C

min. 4 heures 3 – 5 heures 2 heures

* 10 °C de plus pour compenser la température plus basse des GDB.

Pour les mélanges contenant 40 % de GDB: Granulats secs: Liant: GDB:

190 °C* 175 °C 110 à 120 °C

min. 4 heures 3 – 5 heures 2 heures

* 15 °C de plus pour compenser la température plus basse des GDB.

Tableau 2.20

Températures et temps de chauffe pour la préparation des enrobés en laboratoire


33

2.4.2 Compacteur giratoire 2.4.2.1

Méthode d’essai

Les essais giratoires sont réalisés conformément à la méthode d’essai européenne NBN EN 12697-31, [réf. 7]. Trois carottes sont compactées par mélange, jusqu’à 200 girations. L’évolution du compactage en fonction du nombre de girations est établie en faisant la moyenne des trois essais. L’estimation de l’incertitude de mesure peut être effectuée sur ce résultat, en utilisant les données de précision qui figurent dans la NBN EN 12697-31 ou par analyse statistique des données de mesure. Des deux façons, le CRR obtient une estimation de l’incertitude de mesure de 0,4 %, exprimée comme écart-type absolu sur la teneur en vides.

2.4.2.2

Exigences pour le compactage giratoire

La norme française NF P 98-140 [réf. 1] exige, pour les EME de classe 2, que la teneur en vides à 100 girations soit inférieure ou égale à 6 %. Aucune limite inférieure n’est prescrite pour cette teneur.

2.4.2.3

Résultats des essais

2.4.2.3.1 Etude approfondie L’essai giratoire a été réalisé sur les variantes suivantes: -

EME à squelette pierreux sans GDB (mélange M446); EME à squelette sableux sans GDB (mélange M447); EME à squelette pierreux avec 25 % de GDB (mélange M448); EME à squelette sableux avec 25 % de GDB (mélange M449); EME à squelette pierreux avec 40 % de GDB (mélange M450); EME à squelette sableux avec 40 % de GDB (mélange M451); EME à squelette pierreux avec 25 % de GDB + Ca(OH)2 comme dope d’adhésivité (mélange M460); EME à squelette sableux avec 25 % APG + Ca(OH)2 comme dope d’adhésivité (mélange M461).

Les résultats ont été rassemblés dans les figures 2.12 et 2.13. La figure 2.12 présente la teneur en vides des variantes à squelette pierreux, en fonction du nombre de girations. Chaque courbe est la moyenne de trois essais. La figure 2.13 donne les résultats pour les mélanges à squelette sableux. Le tableau 2.21 donne un aperçu de la teneur en vides calculée avec PradoWin et la teneur en vides mesurée à 100 girations (moyenne de trois mesures). 25

Teneur en vides (%)

20

pas de GDB 25 % GDB

15

40 % GDB 25 % GDB + dope d’adhésivité

10

5

0

1

10 100 Nombre de girations

1 000

Figure 2.12 Teneur en vides en fonction du nombre de girations pour les variantes à squelette pierreux

34

2

25

Teneur en vides (%)

20

pas de GDB 25 % GDB

15

40 % GDB 25 % GDB + dope d’adhésivité

10

5

0

1


1 000

Figure 2.13 Teneur en vides en fonction du nombre de girations pour les variantes à squelette sableux

Vides PradoWin (%)

Variante N°

Squelette

M446 M448 M450

Pierreux

GDB 0%

1,9

3,3

0,7

5,5

25 %

2,3

3,8

0,6

5,5

40 %

3,1

2,7

0,8

5,5

/

3,6

0,2

5,5

0,4

5,5

Non déterminée

5,3

25 % + Ca(OH)2

M460

Vides après 100 Ecart-type des Teneur en liant girations vides après 100 (% en masse sur (%) girations granulats) (%)

-

0%

2,7

4,0

M447

0%

3,2

4,5 *

25 %

3,2

4,1

0,4

5,3

M451

40 %

3,2

4,4

1,0

5,3

M461

25 % + Ca(OH)2

/

4,0

0,5

5,3

M449

Sableux

Tableau 2.21

Aperçu des résultats au compacteur giratoire (étude approfondie)

Le mélange à squelette sableux sans GDB a initialement été testé avec une teneur en liant de 5,5 %. Après cet essai et sur base des résultats de l’étude de faisabilité, il a été décidé d’abaisser à 5,3 % la teneur en liant des variantes à squelette sableux. L’essai au compacteur giratoire n’a plus été réalisé sur le mélange sans GDB avec 5,3 % de liant, car sur base de la différence de teneur en vides obtenues par l’étude PradoWin effectuée respectivement avec 5,5 et 5,3 % de liant, il est possible de faire une bonne prévision de la teneur en vides dans le compacteur giratoire (valeur indiquée par *). A partir des résultats ci-avant, il est possible de tirer les conclusions suivantes: - la teneur en vides à 100 girations varie entre 4,0 et 4,5 %, pour les mélanges à squelette sableux. Etant donné l’incertitude de mesure, les différences entre les variantes sans et avec GDB ne sont pas significatives. Ce résultat satisfait largement à l’exigence française pour les EME de classe 2, qui veut que la teneur en vides à 100 girations soit inférieure ou égale à 6 %; Chapitre 2 Etude en laboratoire

35

- la teneur en vides du mélange à squelette pierreux varie entre 2,7 % et 3,8 % pour une teneur en liant de 5,5 %. Il n’a pas été décidé dans ce cas-ci de diminuer la teneur en liant comme pour le mélange à squelette sableux, bien que cela eut été possible sur base de la teneur en vides. Pour les mélanges à squelette pierreux, un bon enrobage des pierres par le liant est naturellement d’une importance particulière en ce qui concerne la durabilité; - l’ajout de Ca(OH)2 comme dope d’adhésivité a une influence limitée sur la courbe de compactage de l’essai giratoire. A 100 girations, on obtient une teneur en vides qui ne diffère que peu, voire pas, de la valeur obtenue sans dope d’adhésivité. 2.4.2.3.2 Etude des variantes par les planches expérimentales La figure 2.14 présente les courbes au compacteur giratoire pour les variantes à squelette pierreux. Les mélanges M465, M472, M473 et M474 sont identiques pour ce qui est de la composition et divergent uniquement par le liant. Il est évident que pour la série des liants retenus en vue d’une application dans les EME, le type de liant n’a pas d’influence sur la compactabilité lors de l’essai au compacteur giratoire. Le mélange M482 est la première formulation du mélange à squelette pierreux avec 25 % de GDB. A 100 girations, la teneur en vides est inférieure d’environ 1 % par rapport à celle des mélanges sans GDB. Etant donné qu’il n’y a pas de limite inférieure imposée pour la teneur en vides, ce mélange a ensuite été soumis à l’essai d’orniérage (voir le § 2.4.3). Il s’est avéré que ce mélange a une sensibilité plus importante à l’orniérage. La composition des composants granulaires de ce mélange a ensuite été adaptée de manière à augmenter la teneur en vides sans diminuer la teneur en liant. Le résultat de cette optimalisation est le mélange M505. La courbe du compacteur giratoire montre que ce mélange se rapproche plus des mélanges sans GDB sur le plan de la compactabilité et de la teneur en vides. Ce mélange présentait également une meilleure résistance à l’orniérage. Ceci montre qu’il peut également être intéressant de spécifier une limite inférieure pour la teneur en vides dans l’essai au compacteur giratoire. Lorsqu’on peut, grâce à l’essai giratoire, exclure un certain nombre de mélanges sensibles à l’orniérage, il est possible de diminuer le nombre d’essais à l’orniéreur qui prennent davantage de temps.

25

20

Teneur en vides (%)

M465 M472 15

M473 M474

10

M482 M505

5

0

1


1 000

Figure 2.14 Courbes du compacteur giratoire des mélanges à squelette pierreux

La figure 2.15 montre clairement l’influence de la teneur en liant pour les variantes à squelette sableux. Les mélanges avec 6,1 % de liant (M497) et 4,9 % de liant (M498) se laissent facilement distinguer. La différence entre les mélanges avec 5,3 et 5,5 % de liant est cependant petite, aussi bien pour les mélanges sans GDB (M466 et M483) que pour les mélanges avec GDB (M481 et M506). En comparaison avec les mélanges à squelette sableux de l’étude approfondie, la teneur en vides est ici assez basse. Dans cette étude, les teneurs en vides à 100 girations se situaient entre 4 et 4,5 %. Ici, elles varient entre

36

2

25

20

Teneur en vides (%)

M466 M481 15

M483 M506

10

M497 M498

5

0

1


1 000

Figure 2.15 Courbes du compacteur giratoire des mélanges à squelette sableux

2,5 et 3 % (pour des teneurs en liant de 5,3 à 5,5 %). Il ne semble donc pas recommandé d’augmenter encore la teneur en liant. Les essais d’orniérage indiqueront comment ces mélanges se comportent en matière d’orniérage (cf. § 2.4.3). Enfin, le tableau 2.22 donne un aperçu des teneurs en vides mesurées à 100 girations (moyenne de trois mesures). Les vides prévus avec le logiciel de calcul PradoWin sont également repris dans le tableau. On constate que les calculs donnent une assez bonne indication de ces teneurs en vides, sauf pour les mélanges contenant des GDB. Ceci peut s’expliquer par les incertitudes concernant les caractéristiques des GDB, entre autres leur angularité.

Variante N°

Squelette

GDB

M465

0%

M472

0%

Paramètre modifié

Vides PradoWin (%)

Vides après 100 Ecart-type des Teneur en liant girations vides après 100 (% en masse sur (%) girations granulats) (%)

3,4

3,6

1,5

5,5

bitume

3,4

4,0

0,7

5,5

0%

bitume

3,4

3,6

1,0

5,5

M474

0%

bitume

3,4

3,6

1,0

5,5

M482

25 %

5,1

1,5

0,6

5,5

M505

25 %

7,4

3,2

0,4

5,5

M466

0%

4,0

3,2

0,1

5,3

M481

25 %

3,9

1,7

0,2

5,3

M473 Pierreux

M483

granularité

0%

teneur en liant

3,5

2,5

0,3

5,5

M506

25 %

teneur en liant

3,4

2,6

0,3

5,5

M497

0%

teneur en liant

2,2

1,8

0,4

6,1

M498

0%

teneur en liant

4,9

4,4

0,3

4,9

Sableux

Tableau 2.22

Aperçu des résultats au compacteur giratoire (étude des variantes des planches expérimentales)


37

2.4.2.4

Conclusions relatives au compactage giratoire

Concernant les limites de teneur en vides dans le compacteur giratoire, il est possible de conclure ce qui suit: - satisfaire à la limite supérieure de 6 % pour la teneur en vides après 100 girations pose peu de problèmes; - à l’exception du mélange sensible à l’orniérage (M497) et du squelette pierreux contenant des GDB (M482), toutes les variantes présentent une teneur en vides supérieure à 2 % après 100 girations. Le mélange M482 a en outre présenté un orniérage plus important lors de l’essai d’orniérage (voir ci-après, au § 2.4.3.3.2). Cela démontre qu’il est pertinent d’établir une valeur inférieure pour la teneur en vides, car elle permet d’exclure des mélanges sensibles à l’orniérage. Par conséquent, nous pouvons choisir les exigences suivantes concernant la teneur en vides après 100 girations dans le compacteur giratoire: 2 % ≤ vides (%) ≤ 6 %. De plus, la présente étude a également mené aux conclusions suivantes: - pour les quatre liants qui ont été retenus pour les EME, on ne constate aucune influence significative sur la compactabilité dans le compacteur giratoire; - comme pour tous les types d’enrobés, la teneur en liant a une influence évidente sur la compactabilité et sur la teneur en vides; - malgré le fait que les granularités divergent peu, il y a une différence entre les courbes du compacteur giratoire des mélanges avec GDB par rapport aux mélanges sans GDB. Les mélanges avec GDB sont plus facilement compactables que ceux sans GDB, surtout dans le cas des mélanges à squelette pierreux; - l’ajout de Ca(OH)2 comme dope d’adhésivité n’a pas d’influence observable sur la compactabilité déduite de l’essai au compacteur giratoire.

2.4.3 Orniérage 2.4.3.1

Méthode d’essai Les essais ont été réalisés selon la norme européenne NBN EN 12697-22, (dispositif de grandes dimensions [réf. 8], à une température de 50 °C). L’épaisseur nominale des plaques d’essai était de 5 cm. Pour chaque mélange, deux plaques sont testées simultanément. La profondeur proportionnelle de l’ornière est obtenue en calculant la moyenne de la profondeur d’ornière mesurée sur une série de 15 points de mesure. Cette valeur est exprimée en pourcentage par rapport à l’épaisseur nominale de la plaque. A 30 000 cycles, cette grandeur est donnée par P3LD (en %).

Photo 2.1

Orniéreur

Il est possible d’évaluer l’incertitude de mesure sur ce résultat, en utilisant les informations concernant la précision données dans la NBN EN 12697-22 ou par une analyse statistique des données de mesure. Des deux façons, on obtient une évaluation de l’incertitude de mesure de 0,4 %, exprimée comme écart-type absolu sur l’orniérage proportionnel.

2.4.3.2

Exigences en matière d’orniérage

La norme française NF P 98-140 [réf. 1] exige que, pour les EME de classe 2, l’orniérage proportionnel après 30 000 cycles à 60 °C soit plus petit ou égal à 7,5 % (P3LD ≤ 7,5 % à 60 °C).

38

2 En Belgique, l’essai d’orniérage est réalisé à 50 °C, ce qui fait qu’il n’est pas possible d’établir une comparaison directe. Le SB250 fixe des exigences pour l’orniérage proportionnel à 30 000 cycles, en fonction de la classe de trafic. La classe 1 correspond à l’exigence la plus sévère en matière d’orniérage, à savoir une profondeur d’ornière proportionnelle inférieure ou égale à 5 % (P3LD ≤ 5 % à 50 °C).

2.4.3.3


2.4.3.3.1 Etude approfondie Les variantes qui ont été considérées pour la résistance à la déformation permanente présentent des différences en matière de teneur en filler et de teneur en liant. Ces paramètres ont été modifiés de manière à s’attendre à une augmentation de l’orniérage. La teneur en filler a été diminuée d’environ 1 %, ce qui fait que les pourcentages des autres granulats ont été augmentés proportionnellement. La teneur en liant a été augmentée de 0,5 %. -

EME à squelette pierreux sans GDB (M446); EME à squelette sableux sans GDB (M447); EME à squelette pierreux avec une teneur en filler plus basse (M454); EME à squelette sableux avec une teneur en filler plus basse (M455); EME à squelette pierreux avec une teneur en liant plus élevée (M458); EME à squelette sableux avec une teneur en liant plus élevée (M459).

Pour plus de détails concernant les compositions, veuillez vous référer au tableau 2.18. Les figures 2.16 et 2.17 présentent la profondeur proportionnelle de l’ornière pour les mélanges à squelette pierreux et les mélanges à squelette sableux. Les valeurs numériques sont ensuite comparées dans un tableau au § 2.4.3.4.

Profondeur proportionnelle de l’ornière (%)

4,0

M446

3,5

M454 (moins de filler)

3,0

M458 (plus de liant)

2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0

0

10 000

20 000

30 000

40 000

50 000

60 000

Nombre de cycles


4,0

Figure 2.16 Profondeur proportionnelle d’ornière des variantes à squelette pierreux

M447

3,5

M455 (moins de filler)

3,0

M459 (plus de liant)

2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0

0

10 000

20 000

30 000

40 000

Nombre de cycles

50 000

60 000

Figure 2.17 Profondeur proportionnelle d’ornière des variantes à squelette sableux


39

On constate que la résistance à l’orniérage des deux compositions de base est particulièrement bonne. Une diminution de la teneur en filler n’a aucune influence négative pour le mélange à squelette sableux, mais bien pour celui à squelette pierreux. Un pourcentage en filler de 5,9 % semble être donc un minimum pour le mélange à squelette pierreux. Une augmentation de la teneur en liant n’a aucun impact négatif sur la sensibilité à l’orniérage du mélange à squelette pierreux. Inversement, aucune amélioration ne peut être attendue lorsqu’on diminue la teneur en liant. Cela aurait plutôt une influence négative sur l’enrobage des granulats et par conséquent sur la durabilité. Augmenter la teneur en liant serait une option pour améliorer la durabilité, mais étant donné la teneur en vides assez basse du mélange à squelette pierreux, cela peut augmenter le risque de surremplissage en liant. On constate une augmentation de l’orniérage pour le mélange à squelette sableux. Diminuer la teneur en liant de 5,5 à 5,3 % semble donc être un bon choix, pour autant que cela n’ait pas d’influence négative sur la durabilité. 2.4.3.3.2 Etude des variantes pour les planches expérimentales La figure 2.18 présente les essais d’orniérage sur les mélanges à squelette pierreux. Bien qu’il ne soit pas un mélange à squelette pierreux, le mélange de référence BB-3A a également été intégré à ce graphique, à titre de comparaison. Lorsqu’on compare les mélanges de même composition, mais avec un liant différent, on remarque que le type de liant a une petite influence (M465, M472, M473 et M474). Tous ces mélanges se situent bien en dessous de la limite de 5 %. La première formulation avec 25 % de GDB (M482) présente une profondeur d’ornière plus élevée que le mélange de référence BB-3A. Ce mélange a également présenté dans le compacteur giratoire la teneur en vides la plus basse, ce qui indiquait déjà une moins bonne résistance à l’orniérage. En adaptant la granularité, on a obtenu le mélange M505, qui a donné une teneur en vides plus élevée dans le compacteur giratoire. Ce mélange est un peu plus satisfaisant en matière d’orniérage. 7,0 6,5 6,0

M465


5,5

M472

5,0

M474

4,5

M473

4,0

M482 AB-3A

3,5

M485 3,0

M505

2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0

0

10 000

20 000

30 000

40 000

50 000

Nombre de cycles

Figure 2.18 Essais d’orniérage sur les mélanges à squelette pierreux

40

60 000

2 Le mélange M485 est identique au mélange M465, sauf la teneur en liant, qui est de 0,2 % plus élevée. On constate une légère augmentation de l’orniérage, mais la valeur à 30 000 cycles reste toutefois encore bien en dessous des 5 %. La figure 2.19 donne les résultats des mélanges à squelette sableux. Pour toutes les variantes testées, l’orniérage est particulièrement bas, à l’exception du mélange M497, «sensible à l’orniérage», qui contient 6,1 % de liant.

7,0 6,5 6,0

M466


5,5

M481

5,0

M483

4,5

M484

4,0

AB-3A M497

3,5

M498 3,0

M503

2,5

M506

2,0 1,5 1,0 0,5 0

0

10 000

20 000

30 000

40 000

50 000

60 000

Nombre de cycles

Figure 2.19 Essais d’orniérage sur les mélanges à squelette sableux

Les valeurs numériques de la profondeur proportionnelle de l’ornière sont comparées entre elles dans les tableaux 2.23 à 2.28.

2.4.3.4 Influence des paramètres du mélange sur l’orniérage Sur base de l’ensemble des résultats d’essais précités, obtenus dans le cadre tant de l’étude approfondie que dans celle des variantes pour les planches expérimentales, on a étudié ci-dessous l’influence des principaux paramètres du mélange sur l’orniérage. 2.4.3.4.1 Comparaison des mélanges à squelette pierreux et des mélanges à squelette sableux Les mélanges à squelette sableux étudiés présentent moins d’orniérage que les mélanges à squelette pierreux, bien que les différences soient minimes. Cela s’explique en partie par la teneur en liant plus basse. Dans l’étude de faisabilité, le mélange à squelette sableux était un peu plus sensible à l’orniérage (P3LD = 2,7 % pour le squelette sableux et P3LD = 2,4 % pour le squelette pierreux). Dans cette étude, la teneur en liant du mélange à squelette sableux était de 5,5 %, c’est-à-dire la même que celle du mélange à squelette pierreux. Vu la précision de l’essai, on peut donc conclure que les deux types de mélange sont identiques en matière de résistance à l’orniérage et que cette résistance à l’orniérage est élevée.


41

2.4.3.4.2 Type de liant Dans l’étude des variantes pour les planches expérimentales, on a fait varier le type de liant pour le mélange à squelette pierreux. Le tableau 2.23 présente les résultats pour ces mélanges.

Type

Liant

P3LD (%)

M465

Squelette pierreux

Bit. 1

3,6

M472

Squelette pierreux

Bit. 3

3,1

M474

Squelette pierreux

Bit. 4

4,6

M473

Squelette pierreux

Bit. 2

4,5

N° de mélange

Tableau 2.23

Influence du liant sur l’orniérage

80 78

bit. 1

76 74

bit. 4

bit. 3

EVT2 (°C)

72 70 68

bit. 2

66 64 62 60 2,0

2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 Profondeur proportionnelle d’ornière après 30 000 cycles (%)

5,0

Figure 2.20 Corrélation entre l’EVT2 des quatre liants et la profondeur proportionnelle d’ornière des mélanges à squelette pierreux confectionnés avec ces liants

Etant donné que la teneur en liant est la seule variable dans le tableau ci-avant, il devrait exister un lien entre la profondeur d’ornière et les caractéristiques rhéologiques des liants, plus particulièrement la température d’équiviscosité EVT2 déterminée via des mesures ZSV (voir le tableau 2.16). La figure 2.20 montre que le liant ayant la valeur la plus basse d’EVT2, correspond en effet à une des variantes présentant l’orniérage le plus important (bitume 2, M473). Cependant, les trois autres variantes présentent aussi des différences d’orniérage qui ne peuvent pas être corrélées avec l’EVT2. L’explication de cette corrélation peu évidente est que, d’une part, les quatre variantes présentent peu d’orniérage en raison du squelette pierreux stable et que, d’autre part, les différences en matière de caractéristiques rhéologiques sont assez faibles. Ces deux facteurs combinés font que le choix du liant, établi parmi les quatre liants sélectionnés, n’a qu’une influence limitée sur l’orniérage.

2.4.3.4.3 Influence des GDB Le tableau 2.24 montre la manière dont change la sensibilité à l’orniérage suite à l’ajout de GDB. Les mélanges (tant pierreux que sableux) avec GDB ont été formulés de manière à ce que la granularité se rapproche autant que possible de celle des mélanges sans GDB. L’utilisation de GDB a une influence significative sur la sensibilité à l’orniérage du mélange à squelette pierreux, malgré le fait que la teneur en liant et la granularité du mélange divergent à peine du mélange sans GDB. Dans le cas de l’EME, il n’est donc a priori pas vrai que la résistance à l’orniérage augmente avec l’utilisation de GDB, comme c’est souvent le cas pour le béton bitumineux classique. Pour le béton bitumineux classique, le bitume vieilli des GDB fait que le mélange de bitumes présente une rigidité plus élevée que le nouveau liant. Pour l’EME par contre, le nouveau liant est souvent plus rigide que le liant vieilli, ce qui rend le raisonnement ci-avant caduc. A titre d’exemple, le liant récupéré des GDB pour les sections expérimentales présentait une pénétration de 23 (1/10 mm) (voir le tableau 2.11), ce qui est plus élevé que la pénétration des nouveaux liants.

42

2 Une deuxième explication possible à l’augmentation de la sensibilité à l’orniérage lors de l’utilisation de GDB dans le squelette pierreux est le changement d’angularité des granulats. Les mélanges à squelette pierreux doivent en effet leur résistance à l’orniérage au contact entre les pierres, qui est plus stable pour les granulats anguleux. Les granulats provenant des GDB sont moins anguleux, ce qui nuit à la stabilité. Les mélanges à squelette sableux y sont moins sensibles, ce qui pourrait expliquer le fait que l’ajout de GDB dans ce type de mélange ne se manifeste que peu voire pas au niveau de l’orniérage. Enfin, nous pouvons faire remarquer que l’angularité des granulats explique aussi les résultats au compacteur giratoire. Les essais au compacteur giratoire, présentés au § 2.4.2.3, avaient démontré que le mélange à squelette pierreux avec GDB était plus facile à compacter et présentait une teneur en vides très basse, ce qui indiquait en soi une sensibilité accrue à l’orniérage. Teneur en liant (% en masse sur granulats)

GDB

P3LD (%)

Squelette pierreux

5,5

0%

3,6

M482

Squelette pierreux

5,5

25 %

5,6

M466

Squelette sableux

5,3

0%

2,8

M481

Squelette sableux

5,3

25 %

3,0

M483

Squelette sableux

5,5

0%

3,0

M506

Squelette sableux

5,5

25 %

2,7

N° de mélange

Type

M465

Tableau 2.24

Influence de l’utilisation de GDB sur l’orniérage

Etant donné que la profondeur proportionelle d’ornière du mélange à squelette pierreux avec 25 % de GDB se situe au dessus de la limite de 5 %, on a étudié les possibilités de rendre cette variante moins sensible à l’orniérage. Une première option était de conserver la même composition du mélange et de ne diminuer que la teneur en liant. L’orniérage de ce mélange (M502 dans le tableau 2.25) était clairement moindre. Une deuxième option était de maintenir la teneur en liant et d’augmenter la teneur en vides en modifiant la granularité. L’augmentation de la fraction «Pierre» par rapport à la fraction «Sable» a eu le résultat souhaité. L’augmentation de la teneur en vides est aussi clairement visible sur la courbe du compacteur giratoire (M505 dans la figure 2.14). La tableau 2.25 montre que ce mélange présente effectivement moins d’orniérage, mais l’impact n’est pas le même que lorsqu’on diminue la teneur en liant. La teneur en liant de 5,3 % se situe toutefois en dessous de la limite minimale calculée selon la méthode du «module de richesse».

Type

GDB

Teneur en liant (% en masse sur granulats)

P3LD (%)

M482

Squelette pierreux

25 %

5,5

5,6

M502

Squelette pierreux

25 %

5,3

3,3

M505

Squelette pierreux

25 %

5,5

N° de mélange

Tableau 2.25

Teneur en pierres plus élevée

5,0

Variantes du mélange à squelette pierreux avec GDB

2.4.3.4.4 Influence de la teneur en liant Les tableaux 2.26 et 2.27 montrent les différentes variantes de teneur en liant pour le mélange à squelette pierreux et le mélange à squelette sableux respectivement. - Pour le mélange à squelette pierreux, on ne constate pas ou presque pas d’augmentation de l’orniérage lorsqu’on augmente la teneur en liant. L’essai sur le mélange M485 montre que pour ce mélange, on ne peut pas dépasser une teneur en liant de 5,7 %, si l’on souhaite conserver une profondeur proportionnelle d’ornière inférieure à 5 %. Toutefois, le mélange M458, ayant un autre liant et d’autres matériaux de base, présente particulièrement peu d’orniérage pour une teneur en liant de 6 %. Chapitre 2 Etude en laboratoire

43

N° de mélange

Liant


P3LD (%)

M446

Bit. 3

5,5

2,7

M458

Bit. 3

6,0

2,8

M465

Bit. 1

5,5

3,6

M485

Bit. 1

5,7

4,4

Variantes de teneur en liant pour le mélange à squelette pierreux

Tableau 2.26

N° de mélange

Liant


GDB

P3LD (%)

M447

Bit. 3

5,3

0%

2,0

M459

Bit. 3

5,8

0%

2,8

M498

Bit. 1

4,9

0%

2,3

M466

Bit. 1

5,3

0%

2,8

M483

Bit. 1

5,5

0%

2,95

M503

Bit. 1

5,8

0%

3,0

M497

Bit. 1

6,1

0%

6,05

M484

Bit. 1

5,1

25 %

2,2

M481

Bit. 1

5,3

25 %

3,0

Tableau 2.27

Variantes de teneur en liant pour le mélange à squelette sableux

7

6,05

Profondeur d’ornière P3LD (%)

6 5 4 3

2,82

2,95

3,02

2,32

2 1 0 4,9

5,3 5,5 5,8 Teneur en liant (% en masse des granulats)

6,1

Figure 2.21 Augmentation de l’orniérage en fonction de la teneur en liant (pour un même bitume) pour le mélange à squelette sableux des variantes pour les planches expérimentales

44

2 - On constate également pour le mélange à squelette sableux une augmentation de l’orniérage lorsqu’on augmente la teneur en liant. La figure 2.21 présente cela plus en détail pour le mélange à squelette sableux de l’étude des variantes pour les planches expérimentales. Jusqu’à une teneur en liant d’environ 5,8 %, on constate une faible augmentation de l’orniérage. Lorsqu’on augmente cette teneur jusqu’à 6,1 %, l’orniérage augmente subitement de manière importante. 2.4.3.4.5 Influence de la teneur en filler Les tableaux 2.18 et 2.19 avec les compositions des mélanges montrent que la teneur en filler des variantes présente peu de fluctuations. Pour les mélanges à squelette pierreux, on a un passant de 5,9 à 6,2 % sur le tamis de 0,063 mm, tandis que pour le mélange à squelette sableux, la teneur en filler varie autour des 5,1 à 5,2 %. L’impact d’une teneur plus basse en filler (1 % de moins de filler d’apport) sur l’orniérage n’a été mesuré que dans l’étude approfondie. Le mélange à squelette sableux est resté insensible à cette diminution. Pour le mélange à squelette pierreux, l’orniérage a augmenté de 2,7 à 3,4 %.

Type

Teneur en filler (% en masse sur granulats)

P3LD (%)

M446

Squelette pierreux

5,9

2,7

M454

Squelette pierreux

5,1

3,4

M447

Squelette sableux

5,2

2,0

M485

Squelette sableux

4,3

2,1

N° de mélange

Tableau 2.28

2.4.3.5

Variantes de teneur en filler

Conclusions relatives à la résistance à l’orniérage

Aussi bien le mélange à squelette pierreux que le mélange à squelette sableux présentent de bonnes performances en matière d’orniérage, comparé aux couches de liaison classique de type béton bitumineux. L’étude d’orniérage a démontré qu’une profondeur d’ornière maximale de 5 % après 30 000 cycles à 50 °C est une exigence sévère, mais réaliste, pour les EME. Par conséquent, nous pouvons choisir l’exigence suivante en matière d’orniérage: P3LD ≤ 5 % (à une température d’essai de 50 °C) Il peut y avoir de légères différences de résistance à l’orniérage en fonction du liant (parmi les liants retenus pour l’EME). L’utilisation de GDB n’a, soit pas d’influence, soit une influence négative sur la résistance à l’orniérage en fonction de la qualité des GDB et des propriétés du liant de ceux-ci. L’orniérage augmente lorsque la teneur en liant augmente. Il existe toutefois une valeur seuil sous laquelle l’influence de la teneur en liant est restreinte; une fois cette valeur dépassée, l’orniérage augmente fortement. Bien que l’influence de la teneur en filler n’ait été que très brièvement abordée dans la présente étude, il a toutefois été démontré qu’une teneur en filler de 5,9 à 6,2 % convient aux mélanges à squelette pierreux et qu’une teneur plus basse en filler augmente le risque d’orniérage. Pour les mélanges à squelette sableux, c’est une teneur en filler d’environ 5,2 % qui convient. Ce type de mélange semble toutefois être moins sensible à une diminution de la teneur en filler.


45

2.4.4 Module de rigidité 2.4.4.1

Méthode d’essai

Le module de rigidité a été déterminé à l’aide de l’essai de flexion en deux points sur des éprouvettes trapézoïdales à différentes températures (de -20 à 30 °C) et fréquences (de 1 à 30 Hz) selon la EN12697-26 [réf. 19]. Cet essai est illustré à la figure 2.22. La méthode consiste à charger une éprouvette trapézoïdale qui est fixée à une extrémité avec une flexion sinusoïdale variable. L’application d’une contrainte sinusoïdale d’amplitude constante (σ0) sur l’éprouvette entraîne une déformation de même fréquence, mais avec un déplacement de phase (φ). Le module de rigidité est le rapport entre la contrainte et la déformation. On réalise toujours l’essai sur deux éprouvettes. On sélectionne parmi l’ensemble des éprouvettes sciées au départ d’un même bloc d’enrobés les deux éprouvettes dont la densité est la plus proche de la densité moyenne.

σ0

Contrainte

T (°C) Temps

ε0

Déformation

φ

Différence de phase entre contrainte et déformation

Figure 2.22

2.4.4.2

Essai de flexion deux points sur éprouvette trapézoïdale, pour la détermination du module de rigidité

Mélanges étudiés et exigences en vigueur

Pour ce qui est du module de rigidité, on peut se référer aux exigences de la norme française. Celle-ci exige un minimum de 14 000 MPa à 15 °C et 10 Hz. Il est également important de mentionner que ces essais n’ont pas été utilisés pour l’optimalisation ou la sélection des variantes des planches expérimentales. Les essais de rigidité ont été réalisés pour chaque mélange en même temps que les essais de fatigue. Les essais de fatigue durent longtemps, en moyenne un mois par mélange, ce qui fait qu’il était prévu dès le début de l’étude que celle-ci ne pourrait pas être clôturée avant d’établir le choix des variantes des planches expérimentales. Une sélection a été faite de sorte que l’influence des paramètres importants de la formulation du mélange sur le module de rigidité puisse être étudiée: -

46

comparaison des EME aux couches de liaison classiques en BB-3; comparaison des squelettes sableux et des squelettes pierreux; influence de la teneur en liant; influence des GDB; influence du type de liant; performances de la variante sensible à la fissuration; performances de la variante sensible à l’orniérage.

2 L’ensemble des mélanges étudiés, ainsi que leurs principales différences de composition, est repris dans le tableau 2.29. Pour plus de détails, nous renvoyons aux tableaux 1.4, 2.18, 2.19 et au §1.2.

2.4.4.3


Les résultats des essais de rigidité sont donnés dans le tableau 2.29 pour une fréquence de 10 Hz et pour deux températures de 15 °C et 30 °C. Des résultats plus détaillés sont donnés dans le doc. AVS501.

*

N° de mélange

Type

Squelette

Teneur en bitume (%)

Type de bitume

GDB (%)

|E*| (15 °C,10 Hz) (MPa)

|E*| (30 °C,10 Hz) (MPa)

M399

BB-3B CKB

Sable

4,8

50/70

0

11 010 ± 1 070

3 470 ± 700

M400

EME CKB

Sable

5,7

10/15

0

14 770 ± 600

7 090 ± 600

M446

EME Et. compl.

Pierre

5,5

3

0

12 740 ± 800

5 340 ± 700

M447

EME Et. compl.

Sable

5,5

3

0

11 860 ± 800

4 740 ± 200

M450*

EME Et. compl.

Pierre

5,5

3

40

12 830*

5 570*

M495

BB-3A

Sable

4,6

50/70

40

12 860 ± 1 700

3 300 ± 400

M497

EME Var. 9bis

Sable

6,1

1

0

11 470 ± 800

4 690 ± 80

M498

EME M-Var. 10bis

Sable

4,9

1

0

13 490 ± 300

5 690 ± 600

M465

EME M-Var. 4

Pierre

5,5

1

0

12350 ± 600

4680 ± 600

M466

EME M-Var. 2

Sable

5,3

1

0

13 620 ± 700

5 050 ± 100

M472

EME M-Var. 7

Pierre

5,5

3

0

14 550 ± 30

5 670 ± 300

M473

EME M-Var. 6

Pierre

5,5

2

0

14 600 ± 50

5 710 ± 700

M474

EME M-Var. 7

Pierre

5,5

4

0

14 270 ± 300

5 920 ± 400

M505

EME M-Var. 5ter

Pierre

5,5

1

25

11 950 ± 100

5 420 ± 150

M506

EME M-Var. 3bis

Sable

5,5

1

25

12 070 ± 200

5 740 ± 700

M481*

EME M-Var. 3

Sable

5,3

1

25

11 990*

4 410

Une seule éprouvette a été testée pour ce mélange. Les imprécisions qui sont données ici sont les différences qui ont été constatées entre les deux éprouvettes testées.

Tableau 2.29

Résultats des modules de rigidité à 15 °C et 30 °C et pour une fréquence de 10 Hz


47

|E*| (MPa)

La figure 2.23 présente, pour tous les mélanges étudiés, le module de rigidité en fonction de la température, pour une fréquence de 10 Hz.

10

5

10

4

M399

M400

M446

M447

M450

M466

M481

M472

M474

M473

M495

M498

M465

M483

M497

M505

M506

3

10 -25

-20

-15

-10

-5

0

5 10 Température (°C)

15

20

25

30

35

Figure 2.23 Module de rigidité des mélanges étudiés en fonction de la température, pour une fréquence de 10 Hz

La figure 2.23 et le tableau 2.29 permettent de constater ce qui suit: - Performances des EME par rapport aux mélanges BB-3 Les modules de rigidité des EME sont plus élevés aux hautes températures (à partir de 25 °C à 10 Hz) que ceux des couches de liaison classiques en BB-3A et BB-3B. A 15 °C, le module de rigidité est comparable ou plus élevé. A 30 °C, le module de rigidité de l’EME est clairement plus élevé. L’EME aura donc une portance plus importante aux températures élevées. - Comparaison avec l’exigence française [réf. 1] L’exigence française de 14 000 MPa à 15 °C et 10 Hz n’a pas toujours été atteinte pour l’EME. Elle est un peu plus facilement atteignable pour les mélanges à squelette pierreux que sableux. Le mélange CKB (squelette sableux)(celui-ci contient du porphyre), a aussi atteint cette exigence. La difficulté à satisfaire cette exigence est probablement due d’une part au type de pierres (calcaire) qui a été utilisé dans les EME, et d’autre part au fait que la France ne met en œuvre que des EME à squelette pierreux. - Performances des EME de l’étude CKB (avec porphyre) et des EME de l’étude expérimentale (avec calcaire) L’EME (mélange M400) de l’étude CKB (voir le § 1.2) était plus rigide que les EME de l’étude pour les planches expérimentales. Cela est probablement dû à la différence de type de pierres: calcaire (étude EME), porphyre pour le mélange CKB. - Performances de l’EME sensible à l’orniérage Il s’agit du mélange M497. Celui-ci a une teneur en liant portée à 6,1 % pour obtenir une variante quelque peu sensible à l’orniérage. Nous constatons que le module de rigidité de ce mélange est un des plus bas. Les valeurs restent toutefois suffisamment élevées et à des températures élevées, elles sont considérablement plus élevées que celles d’une couche de liaison classique. On ne court donc pas ici de grand risque en matière de portance.

48

2 - Performances de l’EME sensible à la fissuration Il s’agit du mélange M498. Celui-ci a une teneur en liant portée à 4,9 % pour obtenir une variante plus sensible à la fissuration. Aux températures élevées, le module de rigidité est un des plus élevés parmi les EME. Ceci était à prévoir, étant donné la faible teneur en liant. - Comparaison des performances des EME à squelette sableux et des EME à squelette pierreux Nous comparons les mélanges M446, M450, M465, M473, M472, M474 et M505 à squelette pierreux aux mélanges M447, M466, M481, M497, M498 et M506 à squelette sableux. Il est préférable de ne pas prendre en compte les mélanges M497 et M498 dans cette comparaison, car ceux-ci sont respectivement sensibles à l’orniérage et à la fissuration. A partir des résultats à 15 °C, il n’est pas possible de déduire qu’un type de mélange se comporte mieux qu’un autre. On remarque seulement que le critère français de 14 000 MPa est plus facile à atteindre pour les mélanges à squelette pierreux. A 30 °C, les mélanges à squelette pierreux ont normalement un module de rigidité plus élevé que les mélanges à squelette sableux, sauf le mélange M506. On a constaté pour celui-ci un écart important entre les deux éprouvettes testées. - Performances des différents liants Pour établir une bonne comparaison, il faut partir de mélanges de même composition, où seul le type de liant diffère. C’est le cas pour les mélanges à squelette pierreux M465, M472, M473 et M474. Les mélanges M472, M473 et M474 ont des modules de rigidité fortement comparables, aussi bien à 15 °C qu’à 30 °C. Le mélange M465 avec le bitume 1 a un module de rigidité un peu moins élevé. - Performances avec et sans GDB Trois paires de mélanges sont ici comparées. Au sein de chaque paire, la seule différence est la présence ou non de GDB. - Les mélanges M446 (sans GDB) et M450 (avec 40 % de GDB), avec le bitume 3, tous deux à squelette sableux: les mélanges ont un module de rigidité comparable; - les mélanges M466 (sans GDB) et M481 (avec 25 % de GDB), avec le bitume 1, tous deux à squelette sableux: le mélange avec GDB a un module de rigidité moins élevé; - les mélanges M465 (sans GDB) et M505 (avec 25 % de GDB), avec le bitume 1, tous deux à squelette pierreux: le mélange avec GDB a une rigidité plus élevée à haute température. Nous pouvons donc conclure qu’il est très difficile de prévoir si la rigidité d’un mélange sera modifiée suite à l’utilisation de GDB. - Performances pour différentes teneurs en liant Deux paires de mélanges sont ici comparées. Au sein de chaque paire, la seule différence est la teneur en liant. - Les mélanges M497 (avec 6,1 % de liant), M466 (avec 5,3 % de liant) et M498 (avec 4,9 % de liant), tous à squelette sableux: on constate une influence de la teneur en liant. Une teneur en liant plus élevée mène à un module un peu moins élevé, surtout à des températures élevées. Comme on pouvait s’y attendre, nous pouvons conclure qu’une teneur plus basse en liant mène à un module plus élevé.

2.4.4.4

Conclusions relatives à la rigidité

Concernant le module de rigidité des EME, les conclusions importantes sont les suivantes: - par rapport aux mélanges BB-3B classiques, le module de rigidité des EME est considérablement plus élevé aux températures élevées. A 15 °C, le module de rigidité des EME est plus élevé ou comparable; - l’exigence française de 14 000 MPa à 15 °C et à 10 Hz n’est pas toujours atteinte pour les EME, mais elle est plus facile à atteindre pour les EME à squelette pierreux. La difficulté à satisfaire cette exigence est probablement due d’une part au type de pierre(calcaire), utilisé dans la plupart des mélanges et d’autre part au fait que la France ne met en œuvre que des EME à squelette pierreux; - étant donné qu’à 30 °C, les EME se distinguent clairement des mélanges classiques, il semble préférable d’établir l’exigence en matière de rigidité à 30 °C au lieu de 15 °C; Chapitre 2 Etude en laboratoire

49

- sur base de cette étude, nous pouvons proposer comme exigence une valeur minimale de 4 000 MPa pour le module de rigidité à 30 °C et 10 Hz et déterminer selon la NBN EN 12697-26, Annexe A; - les mélanges à squelette sableux sont moins performants aux températures élevées que les mélanges à squelette pierreux; - une augmentation de la teneur en liant mène à une diminution du module de rigidité; - le module de rigidité de la variante sensible à l’orniérage est parmi les plus bas des EME. Cependant, ce module de rigidité est , aux températures élevées, toujours plus élevé que celui des mélanges classiques BB-3B. Il n’y a donc pas de grand risque en matière de portance; - des différences sont constatées en fonction du liant; - pour ce qui est de l’emploi de GDB, le résultat ne peut a priori pas être prédit. Tout dépend des propriétés et du dosage du nouveau et du vieux liant. Au sein de cette étude, on a observé lors de l’emploi de GDB aussi bien des cas de performances équivalentes que des cas de performances moins bonnes.

2.4.5 Fissuration due à la fatigue 2.4.5.1

Méthode d’essai

La résistance à la fissuration due à la fatigue a été déterminée à 15 °C et 30 Hz selon la méthode CRR [CRR/OCW IX-02, réf. 20]. C’est le même dispositif d’essai que celui mentionné au § 2.4.4.1 qui est utilisé, mais l’éprouvette est chargée de manière répétée à une plus grande déformation jusqu’à ce qu’elle se rompe. On peut établir une courbe qui montre le nombre de cycles (N) nécessaire pour obtenir la rupture en fonction du niveau de déformation ou d’allongement ε exercé. Il s’agit de la courbe de fatigue qui est représentée comme suit: ε(N) = KN

-a

Le paramètre a est l’inclinaison de la droite de fatigue. Un autre paramètre caractéristique qui est souvent utilisé est ε6: il s’agit de l’allongement qui doit être imposé à l’éprouvette lors de l’essai pour obtenir une rupture après 1 million de cycles de chargements. La méthode d’essai diffère légèrement de la méthode d’essai européenne EN12697-24, Annexe A [réf.21], principalement en raison: - des dimensions des éprouvettes: elles sont plus grandes dans la méthode CRR; - de la méthode utilisée: contrainte imposée au CRR et déplacement imposé selon la EN12697-24, Partie A.

2.4.5.2

Mélanges étudiés et exigences en vigueur

Les résultats de la présente étude ne sont pas comparables aux exigences en vigueur dans la norme française [réf.1], étant donné les différences de méthode d’essai (voir ci-avant) et les différences des conditions d’essai (10 °C et 25 Hz dans la norme française). On ne peut donc établir une comparaison qu’avec les performances des couches de liaison classiques belges. Il est également important de mentionner que ces essais n’ont pas été utilisés pour l’optimalisation ou la sélection des variantes des planches expérimentales. Les essais de fatigue durent longtemps, en moyenne un mois par mélange, ce qui fait qu’il était prévu dès le début de l’étude que celle-ci ne pourrait pas être clôturée avant détablir le choix des variantes des planches expérimentales. En raison de ce temps important, il n’a pas été possible de tester pour ce critère l’ensemble des mélanges étudiés. Une sélection a été faite de sorte que l’influence des paramètres importants de la formulation du mélange sur les performances de fatigue puisse être étudiée: -

50

comparaison des EME et des couches de liaison classiques en BB-3; comparaison des squelettes sableux et des squelettes pierreux; influence de la teneur en liant; influence des GDB; iInfluence du type de liant; performances de la variante sensible à la fissuration.

2 L’ensemble des mélanges étudiés, ainsi que leurs principales différences de composition, est repris dans le tableau 2.30. Pour plus de détails, nous renvoyons aux tableaux 1.4, 2.18, 2.19 et au § 1.2.

2.4.5.3


Le résumé des résultats des courbes de fatigue est donné dans le tableau 2.30. Des résultats plus détaillés sont donnés dans le doc. AVS501. Les paramètres a (l’inclinaison de la droite de fatigue), ε6 (l’allongement imposé à l’éprouvette pour obtenir une rupture après 1 million de cycles de chargement) et le nombre de cycles jusqu’à rupture N pour un allongement de 120 microstrains sont présentés dans le tableau 2.30. Plus l’inclinaison de la droite est faible, plus la courbe est plate. Plus ε6 est grand, plus la résistance à la fatigue est bonne. Plus la durée de vie N à 120 microstrains est élevée, plus la résistance à la fatigue est bonne. Pour le mélange M481, une étude complète n’a pas été réalisée. Seules trois éprouvettes on été testées avec un allongement de 120 microstrains. Pour l’interprétation de ce mélange, nous ne pouvons donc comparer que la durée de vie moyenne à 120 microstrains.

*

ε6 (μstrain)

N° de mélange

Type

Squelette

Teneur en bitume (%)

Type de bitume

GDB (%)

a

M399

BB-3B CKB

Sable

4,8

50/70

0

0,173

57,4

14 200

M400

EME CKB

Sable

5,7

10/15

0

0,112

84,6

43 800

M446

EME Et. compl.

Pierre

5,5

3

0

0,156

123,4

1 197 300

M447

EME Et. compl.

Sable

5,5

3

0

0,137

131,2

1 918 000

M450

EME Et. compl.

Pierre

5,5

3

40

0,146

120,1

1 007 000

M495

BB-3A

Sable

4,6

50/70

40

0,135

69,5

17 600

M498

EME M-Var. 10bis

Sable

4,9

1

0

0,123

107,2

397 200

M465

EME M-Var. 4

Pierre

5,5

1

0

0,118

120,6

1 043 400

M466

EME M-Var. 2

Sable

5,3

1

0

0,146

131,1

1 831 300

M472

EME M-Var. 7

Pierre

5,5

3

0

0,159

110,9

606 800

M473

EME M-Var. 6

Pierre

5,5

2

0

0,129

102,1

286 400

M474

EME M-Var. 7

Pierre

5,5

4

0

0,137

115,8

772 700

M505

EME M-Var. 5ter

Pierre

5,5

1

25

0,104

117,1

788 200

M506

EME M-Var. 3bis

Sable

5,5

1

25

0,142

118,4

910 300

M481*

EME M-Var. 3

Sable

5,3

1

25

N ε 120μstrain

875 200

Trois éprouvettes ont été testées à 120 microstrains pour ce mélange.

Tableau 2.30

Résultats des mesures de fatigue: inclinaison (a), allongement pour 1 million de cycles de chargement (ε6), et durée de vie pour un allongement de 120 microstrains (N) Chapitre 2 Etude en laboratoire

51

Allongement initial (μstrain)

La figure 2.24 présente les différentes courbes de fatigue. Plus la courbe est basse, moins la résistance à la fatigue est bonne. 10

3

10

2

10 10

3

M399

M400

M446

M447

M450

M466

M474

M472

M495

M473

M465

M498

M506

M505

10

T = +15 °C f = 30 Hz

4

10

5

Nombre de cycles (N)

10

6

10

7

10

8

Figure 2.24 Courbes de fatigue des EME étudiés

La figure 2.24 et le tableau 2.30 permettent de constater ce qui suit: - Performances des EME par rapport aux mélanges BB-3 La figure 2.24 montre clairement que tous les EME ont une meilleure résistance à la fatigue. La différence est considérable. - Performances des EME de l’étude CKB (avec porphyre) et EME de l’étude pour les planches expérimentales (avec calcaire) La figure 2.24 montre très clairement que le mélange 400, l’EME de l’étude CKB (voir § 1.2), est moins performant que les EME des planches expérimentales. La principale raison est l’utilisation de calcaire dans les mélanges des planches expérimentales par rapport au porphyre dans le mélange CKB. Le calcaire adhère mieux au bitume que le porphyre (voir § 2.4.6.1.2). - Performances de l’EME sensible à la fissuration Il s’agit du mélange M498. Celui-ci a une teneur en liant diminuée à 4,9 % pour obtenir une variante plus sensible à la fissuration. Dans la figure 2.24, nous constatons en effet que le mélange M498 est le mélange le moins performant parmi tous ceux (à un près) pris en considération dans l’étude des planches expérimentales. Nous remarquons toutefois qu’il est plus performant que les mélanges BB-3, ce qui en soi est une réussite. On ne doit donc pas s’attendre à un risque très élevé de fissuration due à la fatigue. Ce mélange est également plus performant que le mélange M400 avec porphyre. - Performances des EME à squelette sableux vis-à-vis de celles des EME à squelette pierreux Nous comparons les mélanges M446, M450, M465, M473, M472, M474 et M505 à squelette pierreux aux mélanges M447, M466, M481, M497, M498 et M506 à squelette sableux. Il est préférable de ne pas prendre en compte le mélange M498 car celui-ci est sensible à la fissuration. Il apparaît que les mélanges M447 et M466 à squelette sableux présentent les meilleures performances en matière de fatigue et sont plus performants que les mélanges à squelette pierreux, même si la plupart des mélanges à squelette sableux ont une teneur moins élevée en liant. Les mélanges M505 et M506 ont la même teneur en liant et le même type de bitume et contiennent tous deux 25 % de GDB. Le mélange M506 à squelette sableux est clairement plus performant en cas d’allongements importants et donc en cas de charges plus lourdes et/ou de

52

2 structures plus légèrement dimensionnées; dans le cas d’allongements faibles, c’est l’inverse. Le mélange M481 est aussi un mélange à squelette sableux, mais avec des GDB et une teneur moins élevée en liant. Trois éprouvettes seulement de ce mélange ont été testées à 120 microstrains. Le tableau 2.30 montre que ce mélange présente des performances moyennes (voir ci-après, influence des GDB). - Performances des différents liants Pour établir une bonne comparaison, il faut partir de mélanges de même composition, où seul le type de liant diffère. C’est le cas pour les mélanges à squelette pierreux M465, M472, M473 et M474. C’est le mélange M465 avec le bitume 1 qui est clairement le plus performant, aussi bien en matière d’inclinaison de la droite de fatigue que de ε6, et qu’en durée de vie après 120 microstrains. Le mélange M473 avec le bitume 2 est le moins performant. Les mélanges M472 et M474 avec le bitume 3 et 4 sont similaires. Le mélange M472 avec le bitume 3 a l’inclinaison la plus importante et est donc aussi performant pour les déformations importantes que le meilleur mélange de cette série (M465), mais a des performances équivalentes à celle du moins bon mélange de la série (M472) pour les petites déformations. - Performances avec et sans GDB Trois paires de mélanges peuvent ici être comparées. Au sein de chaque paire, la seule différence est la présence ou non de GDB. - Les mélanges M446 (sans GDB) et M450 (avec 40 % de GDB), avec le bitume 3, tous deux à squelette sableux: les deux mélanges sont similaires, aussi bien au niveau de l’inclinaison que de ε6. - Les mélanges M466 (sans GDB) et M487 (avec 25 % de GDB), avec le bitume 1, tous deux à squelette sableux. Le mélange avec GDB est ici moins performant. La raison de cette différence, que l’on ne constate pas dans le cas précédent, est plus que probablement à attribuer au liant. Le liant 1 était le meilleur liant en matière de fatigue. Il est donc normal que lorsqu’une partie de ce bitume est remplacée par un autre liant, les résultats puissent être moins bons. - Les mélanges M465 (sans GDB) et M505 (avec 25 % de GDB), tous deux à squelette pierreux: le mélange avec GDB est moins performant en cas d’allongements importants, tous deux sont similaires en cas d’allongements faibles. Nous pouvons donc conclure qu’il est très difficile de prévoir si les performances à la fatigue d’un mélange seront modifiées par l’utilisation de GDB. Tout dépend des caractéristiques et du dosage des liants. - Performances pour différentes teneurs en liant Deux paires de mélanges sont ici comparées. Au sein de chaque paire, la seule différence est la teneur en liant. - Les mélanges M466 (avec 5,3 % de liant) et M498 (avec 4,9 % de liant), tous deux à squelette sableux: on constate d’importantes différences entre les deux mélanges: le mélange à 4,9 % de liant est clairement moins performant que le mélange 466 qui peut être compté parmi les mélanges les meilleurs. - Les mélanges M481 (avec 5,3 % de liant) et M506 (avec 5,5 % de liant), tous deux à squelette sableux et 25 % de GDB sont aussi comparables, bien qu’il faille noter que trois éprouvettes seulement du mélange M481 ont été testées: le mélange 506, à teneur en liant plus élevée, est plus performant. Ces mesures confirment ce à quoi on s’attendait: une teneur plus élevée en bitume mène à une durée de vie plus longue en fatigue.

2.4.5.4

Conclusions relatives à la fissuration due à la fatigue

En ce qui concerne la résistance à la fatigue des EME, les principales conclusions sont les suivantes: - par rapport à des mélanges classiques BB-3B, la résistance à la fatigue des EME est très élevée, suite à une augmentation de la teneur en liant. On peut donc espérer une augmentation de la durée de vie en fatigue; - une augmentation de la teneur en liant mène à une augmentation de la résistance à la fatigue, aussi pour les EME; - la performance de l’EME sensible à la fissuration est une des moins bonnes parmi les mélanges étudiés. Toutefois, cet EME est plus performant qu’un mélange classique BB-3. On ne doit donc pas s’attendre à des risques élevés de ce point de vue; Chapitre 2 Etude en laboratoire

53

- l’adhésion entre les pierres et le bitume est importante: plus l’adhésion est bonne, plus la résistance à la fatigue est élevée. On a ainsi constaté dans cette étude que l’EME à base de porphyre est moins performant en matière de fatigue que les EME à base de calcaire. Le module de rigidité du mélange avec porphyre est par contre plus important que celui des mélanges avec calcaire (voir § 2.4.4). Ces résultats sont importants pour l’établissement d’exigences pour les EME; - les mélanges à squelette sableux ont une résistance à la fatigue un peu meilleure que les mélanges à squelette pierreux; - on constate des différences en fonction du liant utilisé; - pour ce qui est de l’emploi de GDB, le résultat ne peut a priori pas être prédit. Tout dépend des propriétés et du dosage du nouveau et du vieux liant. Au sein de cette étude, on a observé lors de l’emploi de GDB aussi bien des cas de performances équivalentes que des cas de performances moins bonnes; - sur base de cette étude de fatigue, nous pouvons proposer l’exigence suivante pour les EME: ε6 est au minimum de 100 microstrains (ε6 est ici la déformation initiale qui doit être imposée au début de l’essai pour atteindre une durée de vie à la fatigue de 1 million de cycles de chargement à 15 °C et 30 Hz). Il est bon de noter que l’essai de fatigue est réalisé ici selon la NBN EN 12697-24, Annexe A, à l’exception des différences notées au § 2.4.5.1.

2.4.6 Durabilité Dans la présente étude, l’aspect durabilité a été analysé d’une part sur base de l’évaluation de l’adhésivité entre le liant bitumineux et les granulats et d’autre part via la détermination de la sensibilité à l’eau des EME. Celle-ci peut être reliée à la diminution de l’adhésivité entre le liant et les granulats sous l’influence de l’eau. L’étude de durabilité effectuée se situe par conséquent à deux niveaux: le couple «liant-granulats» et le niveau «mélange bitumineux».

2.4.6.1

Etude du couple bitume-granulats à l’aide de l’essai de désenrobage à l’eau bouillante

2.4.6.1.1 Méthode d’essai Pour déterminer l’affinité ou l’adhésivité entre un liant bitumineux et un granulat, on a utilisé, dans le présent projet de recherche, l’essai de désenrobage à l’eau bouillante. A l’aide de cet essai, une méthode d’essai développée et mise au point par le CRR [réf. 22], il est possible d’estimer le niveau d’adhésivité entre un liant et un granulat (p.ex. calcaire, pierres siliceuses, etc.) en évaluant la résistance d’un granulat enrobé au désenrobage en présence d’eau. En réalisant l’essai dans de l’eau bouillante, il est possible de mesurer la sensibilité à l’eau de manière accélérée. De plus, une comparaison avec une courbe étalon établie préalablement peut permettre de déterminer de manière quantitative la surface désenrobée suite à l’action d’un réactif adapté (pourcentage de désenrobage). La méthode d’essai a récemment été acceptée au niveau européen (NBN EN 12697-11, Partie C) [réf. 23]. 2.4.6.1.2 Résultats des essais Au début de l’étude, l’essai à l’eau bouillante a été réalisé sur la combinaison calcaire (fraction 8/14, origine: carrière de Beez) et bitume 3, comme prévu dans l’étude approfondie (cf. § 2.3.3.2.1). Complémentairement, l’essai à l’eau bouillante a été réalisé lors d’une étape ultérieure avec toutes les combinaisons de liants EME et de granulats de porphyre. L’utilisation de granulats de porphyre siliceux (fraction 8/14; origine: carrière de Quenast) donne une combinaison nettement moins favorable comparé au calcaire, ce qui fait que l’essai devient beaucoup plus parlant. Il est dès lors possible d’établir un «classement» des différents bitumes EME, sur base de leurs propriétés d’adhésivité. Les résultats des essais sur les différentes combinaisons bitume-granulat ont été rassemblés dans le tableau 2.31 et mis en graphique dans la figure 2.25.

54

2

70 60

Calcaire % désenrobage

50

Porphyre 40 30 20 10 0

Bit. 3

Bit. 3

Bit. 1

Bit. 2

Bit. 4

Figure 2.25 Comparaison des pourcentages de désenrobage pour les différentes combinaisons bitume-granulat

Combinaison bitume-granulat

% désenrobage *

Bitume 3 - calcaire

*

5

Bitume 3 – porphyre

18


59


36


42

La précision de la méthode de mesure est de 15 %, exprimée en tant que coefficient de variation (erreur relative par rapport à la valeur mesurée).

Tableau 2.31

Résultats des essais d’ébullition

Les poucentages de désenrobage figurant ci-avant peuvent être divisés en trois domaines répartis selon la résistance au désenrobage: < 15%: adhésivité bonne à excellente; 15 - 30%: adhésivité satisfaisante; > 30%: adhésivité mauvaise à critique. Cette interprétation du résultat d’essai est basée sur une longue expérience acquise lors du développement, de la mise au point et de l’application de l’essai à l’eau bouillante à un large éventail de combinaisons granulat-liant [réf. 24]. Pour permettre une évaluation rapide des résultats donnés ci-avant, l’action de l’eau est illustrée par une série de photos des granulats concernés, prises avant et après la réalisation de l’essai de désenrobage (cf. photo 2.2 à la page suivante).


55

Bitume 3 – calcaire





Photo 2.2

56

Effet de l’action de l’eau sur l’adhésivité bitume-granulat, testé avec l’essai à l’eau bouillante

2 Un pourcentage de désenrobage de seulement 5 % a été déterminé pour la combinaison bitume 3 et calcaire. Cette valeur très basse indique une excellente adhésivité entre le granulat et le liant et correspond bien aux valeurs élevées de l’essai «retained» ITS (cf. § 2.4.6.2.3). Cette valeur basse est en outre typique des essais de désenrobage réalisés sur du calcaire [réf. 24]. De plus, en raison du caractère basique de ce type de pierre, on constate toujours une excellente adhésivité avec le bitume. Par conséquent, aucun autre essai n’a été réalisé, dans le cadre de la présente étude, sur les autres liants disponibles. Si l’on analyse les essais de désenrobage réalisés sur des granulats de porphyre, on peut déclarer ce qui suit: - les pourcentages de désenrobage obtenus avec les granulats de porphyre sont tous plus élevés que ceux des granulats calcaires, comme on pouvait s’y attendre pour une pierre siliceuse, donc acide; - le pourcentage de désenrobage de «seulement» 18 % pour la combinaison bitume 3 et porphyre peut être considéré comme une valeur faible. Nous référant au travail de Choquet et al. [réf. 24], les pourcentages de désenrobage du porphyre se situent typiquement entre 32 et 60 % (valeur moyenne = 48 %, σn = 8 %, n = 10); - les pourcentages de désenrobage des autres bitumes EME sont des pourcentages typiques de désenrobage déterminés à l’aide de l’essai réalisé sur des granulats de porphyre. Une valeur de 59 % pour le bitume 1 est relativement haute, comparé à la valeur moyenne de 48 %. La bonne adhérence du bitume 3 par rapport aux autres bitumes peut être corrélée à une absorption élevée dans le spectre infrarouge à 1700 - 1710 cm-1. Cette absorption est caractéristique des fonctions carbonyles (C = O) (p. ex. les fonctions acides, cétones, etc.). La présence de ces fonctions chimiques est à la base d’une polarité et/ou d’une acidité augmentée du bitume et a par conséquent une influence favorable sur les caractéristiques d’adhésivité d’un bitume. 2.4.6.1.3 Conclusions relatives à l’essai de désenrobage Lors de la réalisation de l’essai à l’eau bouillante, on constate une excellente adhésivité des granulats calcaires (pourcentages de désenbrobage typiques de ± 5 %) avec les bitumes évalués. Si l’essai à l’eau bouillante est réalisé sur des granulats de porphyre, une différenciation entre les liants est possible. Le pourcentage de désenrobage le plus bas peut être corrélé avec une polarité élevée et/ou l’acidité du bitume.

2.4.6.2

Détermination de la sensibilité à l’eau des EME

2.4.6.2.1 Méthode d’essai La sensibilité à l’eau des EME a été déterminée à l’aide de l’essai de traction indirecte («Indirect Tensile Strength», ITS) et ce avant et après conditionnement dans l’eau, selon la méthode d’essai de la NBN EN12697-12 [réf. 25] en combinaison avec la NBN EN12697-23 [réf. 26] (cf. photo 2.3). Les essais de fendage ont été réalisés à 25 °C. Lors de la réalisation de cet essai, une force diamétrale est exercée sur une éprouvette cylindrique jusqu’à rupture de celle-ci. La force maximale exercée est une mesure indirecte de la résistance à la traction du mélange et constitue par conséquent une indication des propriétés d’adhésivité du liant. Les éprouvettes ont en outre été soumises à l’influence de l’eau de manière accélérée (40 °C, 72 heures). Le rapport des résistances à la traction après et avant conditionnement (exprimé en %) est une mesure de la sensibilité à l’eau («Indirect Tensile Strength Ratio», ITSR aussi désigné par le terme «retained» ITS). Pour réaliser l’interprétation des résultats, on a également mesuré le pourcentage de vides des éprouvettes par le biais de pesées hydrostatiques selon la NBN EN 12697-8 [réf. 27]. De plus, l’éventuel gonflement des éprouvettes après conditionnement a aussi été déterminé à l’aide de pesages hydrostatiques. Dans le but de réaliser une évaluation du type de rupture (p.ex. rupture de cohésion ou d’adhésion du mastic, rupture éventuelle des pierres, etc.), le profil de rupture observé a été enregistré lors de l’étude approfondie à l’aide d’un matériel photo digital. Chapitre 2 Etude en laboratoire

57

Photo 2.3

Dispositif d’essai pour la détermination de la résistance à la traction indirecte

2.4.6.2.2. Spécifications en matière de sensibilité à l’eau Bien qu’il n’existe pas à l’heure actuelle d’exigences pour les EME, il est possible de se référer aux spécifications reprises dans le cahier des charges standard SB250 version 2.1 [réf. 3], concernant la sensibilité à l’eau des couches de liaison bitumineuses, spécifications qui doivent être respectées dans le cadre de l’étude du mélange. Un rapport ITS minimal de 60 % y est exigé. Dans la norme française NF-P-98140 [réf.1], c’est un rapport minimal de 75 % qui est spécifié (EME de classe 2), et ce sur base de l’essai Duriez après et avant conditionnement dans l’eau, selon la réf. 41. 2.4.6.2.3 Résultats des essais 2.4.6.2.3.1 Sensibilité à l’eau des EME étudiés dans le cadre de l’étude approfondie

Lors de l’étude approfondie, plusieurs variantes additionnelles ont été étudiées, notamment avec un pourcentage plus élevé de recyclats et une teneur variable en liant ou en filler (voir le § 2.3.3.2.1). Dans cette partie de l’étude, la durabilité des EME concernés a toujours été évaluée sur base de la sensibilité à l’eau. Les éprouvettes cylindriques requises ont été confectionnées après le compactage des EME concernés au moyen d’un compacteur de plaques conformément à la NBN EN 12697-33 («heavy compaction regime») [réf. 18], suivi du prélèvement de carottes. Les résultats des essais de traction indirecte avant et après conditionnement ont été rassemblés dans le tableau 2.32. Les résultats repris dans le tableau 2.32 indiquent que: - tous les EME, sauf ceux à squelette sableux avec une teneur faible en liant, sont caractérisés par des pourcentages très élevés de valeurs «retained» ITS (94 - 115 %). Ceci est le signe d’une sensibilité à l’eau très basse. Par conséquent, on peut en conclure que ces mélanges présentent une excellente durabilité; - lors de l’ajout d’enrobé recyclé, aucune influence négative n’a été constatée, ni avec 25 % de GDB ni avec 40 %, et ce tant pour les mélanges à squelette pierreux que pour les mélanges à squelette sableux; - la variante à squelette sableux dont la teneur en bitume est plus basse présente toutefois un résultat moyen (75 %). L’augmentation de la sensibilité à l’eau de ce mélange s’explique d’une part par un moins bon enrobage des granulats en raison d’une teneur en bitume moins élevée et d’autre part par un pourcentage

58

M447

M448

M449

M450

M451

M456

M457

M458

M459

Squelette sableux

Squelette pierreux + 25 % de GDB

Squelette sableux + 25 % de GDB



Squelette pierreux à basse teneur en bitume

Squelette sableux à basse teneur en bitume

Squelette pierreux à teneur élevée en bitume

Squelette sableux à teneur élevée en bitume

Tableau 2.32

5,8

6,0

4,5

4,7

5,3

5,5

5,3

5,5

5,3

5,5

1,702

2,235

2,540

2,301

2,323

2,357

2,509

2,340

2,490

2,526

ITS (MPa)

0,003

0,008

0,149

0,256

0,201

0,060

0,158

0,088

0,033

0,082

Ecart type

2,0

2,6

6,1

6,1

4,2

2,3

3,7

2,6

4,3

3,2

% vides

0,2

0,0

0,4

0,8

0,3

0,1

0,3

0,3

0,3

0,2

Ecart type

Aperçu de la sensibilité à l’eau des EME dans le cadre de l’étude approfondie

Composition des mélanges: voir tableau 2.18; Le liant de tous les mélanges est le bitume 3.

M446

Squelette pierreux

N° de % bitume mélange

Avant conditionnement

1,629

2,277

1,901

2,201

2,655

2,389

2,368

2,228

2,349

2,472

ITS (MPa)

0,090

0,048

0,198

0,079

0,039

0,063

0,076

0,077

0,051

0,025

Ecart type

1,9

2,6

5,9

5,9

4,0

2,2

3,6

2,3

4,2

3,2

% vides

0,1

0,1

0,5

0,5

0,2

0,2

0,1

0,3

0,2

0,1

Ecart type

1

94

96

102

75

96

114

101

94

3

1

5

6

6

2

4

3

2

98

95

Ecart type

Rapport ITS (%)

Après conditionnement

0,0

0,0

0,3

0,2

0,0

0,0

0,0

0,0

0,1

0,0

Gonflement (% en volume)

0,0

0,0

0,1

0,1

0,1

0,0

0,1

0,0

0,1

0,1

Ecart type

2


59

de vides plus élevé (6,0 %). Une augmentation de la teneur en vides peut en effet engendrer une plus grande sensibilité à l’action de l’eau; - pour les EME à squelette sableux, une augmentation de la teneur en liant résulte en une diminution significative de la charge de rupture, alors que la déformation augmente; - aucun gonflement significatif des éprouvettes n’a été constaté (< 0,3 % en volume), même sur le mélange à squelette sableux contenant moins de bitume. Ceci est en contradiction avec le résultat obtenu sur le mélange pour la planche expérimentale sensible à la fissuration (voir § 2.4.6.3.2). Note: Dans l’étude approfondie, on avait également prévu la possibilité de réaliser des essais supplémentaires sur les mélanges plus sensibles à l’eau et ce après ajout d’un dope d’adhésivité tel que l’hydrate de calcium ou Ca(OH)2. Etant donné que les sensibilités à l’eau mesurées étaient faibles, ces essais n’ont pas été réalisés. Sur base des essais de sensibilité à l’eau réalisés dans le cadre de l’étude approfondie, une évaluation de l’incertitude de mesure a également été faite. Celle-ci, exprimée en écart-type, s’élève à 5 % environ (dans des conditions de répétabilité et pour la moyenne de deux mesures individuelles). Dans le but de réaliser une évaluation du type de rupture (p.ex. rupture de cohésion ou d’adhésion du mastic, rupture éventuelle des pierres, etc.), le profil de rupture observé a ici aussi été enregistré lors de l’étude approfondie à l’aide d’un matériel photo digital. La photo 2.4 présente de manière visuelle la surface de rupture, respectivement avant et après conditionnement, de l’EME à squelette sableux contenant 25 % de GDB. La surface de rupture observée pour ce mélange spécifique est représentative de l’ensemble des EME. Une évaluation visuelle a permis de constater ce qui suit: - la rupture se situe aussi bien dans le mastic que dans les granulats calcaires. Cela indique d’une part une rupture de cohésion du mastic et d’autre part une résistance du calcaire comparable à celle du mastic. Aucune rupture d’adhésivité (calcaire-mastic) n’a été constatée; - dans les mélanges contenant de l’enrobé recyclé, les ruptures n’ont été observées que sur les granulats calcaires et non sur les granulats de porphyre provenant des GDB; - dans les mélanges où les granulats de porphyre se situent dans la zone de rupture, on a également constaté un désenrobage des pierres. Ceci indique une rupture d’adhésivité pour ce type de granulats;

Photo 2.4

60

Ruptures observées après la réalisation de l’essai de traction indirecte, respectivement avant (gauche) et après (droite) conditionnement (EME à squelette sableux + 25 % de GDB)

2 - le conditionnement n’influence pas la nature des ruptures, ce qui est cohérent avec les valeurs ITS élevées observées précédemment et donc avec la faible sensibilité à l’eau de ces EME. 2.4.6.2.3.2 Sensibilité à l’eau des EME correspondant aux variantes des planches expérimentales

La sensibilité à l’eau des dix variantes expérimentales (composition: voir le tableau 2.19) a également été déterminée à l’aide de l’essai de traction indirecte et ce avant et après immersion dans l’eau. Les éprouvettes évaluées ont été compactées de deux manières différentes: d’une part par le compactage de plaques (NBN EN 12697-33 «heavy compaction regime» [réf. 18]) suivi par le prélèvement de carottes et d’autre part par un compactage Marshall (NBN 12697-30 [réf. 28]) effectué sur du matériau en vrac échantillonné à la centrale lors de la mise en œuvre des planches expérimentales (cf. § 3.8.6). Ceci permet de déterminer l’éventuelle influence de la méthode de compactage sur le résultat d’essai. Les résultats des deux séries d’essais sont repris dans les tableaux 2.33 (p. 62) et 2.34 (p. 63). Sur base des résultats obtenus sur des éprouvettes confectionnées par compactage de plaques, on peut déclarer que le rapport ITS est excellent pour tous les EME (rapport ITS > 89%), sauf dans le cas de la planche expérimentale correspondant à la variante sensible à la fissuration (rapport ITS: 67 %). Ceci est le signe d’une sensibilité à l’eau très faible des EME et l’on peut par conséquent considérer que la durabilité de ces mélanges est excellente. Une seule valeur faible a été mesurée et ce pour le mélange à squelette sableux sensible à la fissuration (rapport ITS: 67 %). Cette augmentation significative de la sensibilité à l’eau de ce mélange s’explique d’une part par un moins bon enrobage des granulats en raison d’une plus faible teneur en liant (4,9 % au lieu de 5,5 %) et d’autre part par le pourcentage relativement élevé de vides (6,4 %). Une augmentation de la teneur en vides peut en effet engendrer une plus grande sensibilité à l’action de l’eau. Cette thèse est également confirmée après comparaison avec la sensibilité à l’eau déterminée sur les éprouvettes de cette variante confectionnées par compactage de plaques, mais en «light compaction mode». Une diminution encore plus importante du rapport ITS a été observée: 55 % contre 67 %, en liaison avec une augmentation encore plus importante du % de vides: 7,4 % au lieu de 6,4 %. Une analyse plus poussée des résultats du tableau 2.33 a permis de formuler ce qui suit: - le rapport ITS de 76% pour le mélange de référence de type BB-3A peut également être considéré comme une valeur moyenne. La teneur relativement faible en liant (4,6 %) peut éventuellement expliquer cela; - l’ajout de 25% d’enrobé recyclé n’a aucune influence négative sur la sensibilité à l’eau, ni pour les mélanges à squelette pierreux ni pour les mélanges à squelette sableux; - le gonflement des éprouvettes est faible (< 0,75 % en volume) sauf pour la variante sensible à la fissuration (0,9 % en volume resp. 1,6 % en volume) et pour le mélange de référence BB-3A (1,1 % en volume). Ces valeurs relativement élevées se rattachent particulièrement bien à la sensibilité à l’eau plus élevée de ces mélanges: respectivement un rapport ITS de 67% («heavy compaction mode»), de 55% («light compaction mode») et de 76%. La comparaison de la sensibilité à l’eau des mélanges pour variantes expérimentales mesurées à l’aide des éprouvettes confectionnées d’une part par compactage de plaques et d’autre part par compactage Marshall, illustrée dans la figure 2.26 (p. 64), a permis de constater ce qui suit: - il y a de manière générale une très bonne correspondance entre les deux séries de résultats; - dans le cas de la variante sensible à la fissuration, on constate une différence significative entre les résultats d’essai d’une part après confection des éprouvettes par compactage de plaques (rapport ITS 67%) et d’autre part après confection des éprouvettes par compactage Marshall (rapport ITS 93%). Une explication peut éventuellement être fournie par les % de vides correspondants des deux séries d’éprouvettes: 6,4 % contre 4,7 %; - l’écart type sur les résultats de mesure relatifs aux EME à squelette pierreux après confection des éprouvettes par compactage Marshall est notablement plus important (valeur moyenne de l’écart type Chapitre 2 Etude en laboratoire

61

62

M465

M505

M483

M506

M473

M472

M474

M497

M498

M498

Squelette pierreux


Squelette sableux


Squelette pierreux bitume 2



Squelette sableux sensible à l’orniérage

Squelette sableux sensible à la fissuration

Squelette sableux sensible à la fissuration *

4,9

4,9

6,1

5,5

5,5

5,5

5,5

5,5

5,5

5,5

4,6

1,093

1,524

1,616

1,433

1,912

1,808

1,666

1,896

1,277

1,236

1,124

ITS (MPa)

0,168

0,013

0,084

0,030

0,069

0,089

0,051

0,007

0,028

0,008

0,180

Ecart type

Tableau 2.33

7,4

6,4

3,2

6,3

5,1

5,6

3,8

3,6

3,0

5,8

5,8

% vides

0,7

0,3

0,5

0,4

0,2

0,4

0,5

0,2

0,7

0,5

0,4

Ecart type

0,604

1,027

1,513

1,302

2,006

1,668

1,475

1,687

1,234

1,108

0,860

ITS (MPa)

0,089

0,079

0,080

0,032

0,093

0,080

0,034

0,118

0,094

0,093

0,022

Ecart type

7,4

6,3

3,1

6,2

4,9

5,4

3,5

3,5

2,7

5,7

5,7

% vides

Aperçu de la sensibilité à l’eau des EME dans le cadre de l’étude des mélanges pour planches expérimentales

Eprouvettes confectionnées par compactage de plaque. Composition des mélanges: voir tableau 2.19. Tous les EME contiennent le bitume 1, sauf mention contraire. * Eprouvettes préparées selon la NBN EN 12697-33 «light compaction regime».

M495

N° de % bitume mélange

BB-3A B50/70

Variante planche expérimentale


0,8

0,4

0,3

0,4

0,2

0,3

0,5

0,2

0,5

0,5

0,2

Ecart type

4 2

105 91

55

67

7

3

4

4

92

94

2

89

4

89

4

90

4

7

76

97

Ecart type

Rapport ITS (%)


1,6

0,9

0,1

0,6

0,1

0,3

0,4

0,2

0,1

0,4

1,1


0,3

0,1

0,1

0,1

0,1

0,1

0,0

0,0

0,0

0,1

0,2

Ecart type

5

6

2

3

7

9

10

4

8

Squelette pierreux Bit. 1

Squelette pierreux + 25% de GDB Bit. 1

Squelette sableux Bit. 1

Squelette sableux + 25% de GDB Bit. 1




Squelette sableux sensible à l’orniérage Bit. 1

Squelette sableux sensible à la fissuration Bit. 1

4,9

6,3

5,3

5,8

5,3

5,7

5,5

5,5

5,4

4,8

% bitume échant. en vrac*

2,037

1,717

1,500

1,909

1,896

1,827

1,963

1,364

1,833

1,279

ITS (MPa)

Tableau 2.34

0,066

0,005

0,137

0,211

0,205

0,079

0,016

0,093

0,068

0,039

Ecart type

4,8

2,5

3,1

2,4

2,4

4,0

3,7

2,1

2,5

4,2

% vides

0,3

0,3

0,1

0,4

0,4

0,4

0,4

0,3

0,2

0,2

Ecart type

1,895

1,592

1,414

1,858

1,937

1,539

1,602

1,339

1,429

1,015

ITS (MPa)

0,125

0,081

0,220

0,293

0,155

0,149

0,083

0,046

0,289

0,074

Ecart type

4,6

2,6

3,0

2,3

2,3

3,7

3,6

2,0

2,2

4,2

% vides

0,1

0,2

0,2

0,1

0,5

0,3

0,5

0,2

0,1

0,4

Ecart type

11 10

97 94

93

4

3

8

102

93

5

2

82 84

4

9

78 98

4

Ecart type

79

Rapport ITS (%)


0,2

0,1

0,2

0,0

0,4

0,1

0,6

0,3

0,1

0,6


Aperçu de la sensibilité à l’eau des EME correspondant aux planches expérimentales (éprouvettes confectionnées par compactage Marshall) sur du matériau en vrac échantillonné lors de la mise en œuvre des planches expérimentales

* valeur moyenne des résultats d’essais CRR – VBG (cf. tableau 3.26).

1

Section

BB-3A B50/70 + 40 % de GDB

Variante planche expérimentale


0,2

0,1

0,0

0,0

0,1

0,1

0,1

0,1

0,1

0,1

Ecart type

2


63

± 8%) que les valeurs obtenues avec les EME à squelette sableux ou après compactage de plaques (valeur moyenne de l’écart type ± 4%). Ceci diminue en effet assez fort le caractère distinctif de la méthode d’essai.

Compactage de plaques Eprouvettes Marshall Carottes chantier Rapport ITS (%) 0

20

40

60

80

100

120

BB-3A B50/70

Squelette pierreux


Squelette sableux





Squelette sableux sensible à l’orniérage

Squelette sableux sensible à la fissuration

Figure 2.26 Influence de la méthode de compactage sur le rapport ITS des EME

L’influence importante de la méthode de compactage sur le rapport ITS de la variante d’EME sensible à la fissuration a ensuite été évaluée en déterminant sa sensibilité à l’eau base des éprouvettes obtenues par carottage dans la planche expérimentale correspondante. En guise de référence, on a également réalisé cet essai sur l’EME à squelette pierreux. Les résultats de ces essais additionnels sont repris dans le tableau 2.35. Ces résultats additionnels permettent de déclarer ce qui suit: - les pourcentages de vides déterminés sur les carottes pour les deux variantes EME est considérablement plus bas que les valeurs déterminées après compactage de plaques: 2,8 % contre 5,8 % pour le squelette pierreux et 4,1 % contre 6,4 % pour la variante sensible à la fissuration; ces teneurs en vides correspondent aux teneurs en vides déterminées après compactage Marshall; - tout comme les teneurs en vides susmentionnées, la sensibilité à l’eau de la variante sensible à la fissuration, déterminée sur les carottes, a également diminué de manière considérable: rapport ITS de 88 % contre 67 % (compactage de plaques). Le rapport ITS de 88 % pour cette variante n’est pas significativement différent de la valeur ITS déterminée sur les éprouvettes confectionnées par compactage Marshall: 88 % contre 93 %;

64

Aperçu de la sensibilité à l’eau des EME sélectionnés correspondant aux planches expérimentales (éprouvettes obtenues par carottage sur chantier)

- concernant la variante à squelette pierreux, on constate une excellente concordance entre la valeur ITS déterminée sur les carottes et celle déterminée sur les éprouvettes confectionnées par compactage de plaques: 89 % contre 90 %. Il n’y a pas non plus de différence significative entre la valeur ITS déterminée sur les éprouvettes confectionnées par compactage Marshall, même s’il faut ici tenir compte de l’écart type plus important de ce dernier résultat. 2.4.6.2.4 Conclusions relatives à la sensibilité à l’eau Toutes les variantes EME sont caractérisées par une faible sensibilité à l’eau, ce qui permet d’affirmer que leur durabilité est excellente. On satisfait par conséquent sans problème à l’exigence actuelle (étude préliminaire) du SB250 (version 2.1) qui veut que les enrobés destinés aux couches de liaison aient un rapport ITS minimal de 60 %. Toutefois, la diminution de la teneur en liant (p.ex. variante sensible à la fissuration) a pour conséquence un rapport ITS plus faible et donc une sensibilité accrue à l’eau. Aucune influence négative n’a été constatée lors de l’utilisation d’enrobé recyclé, ni avec 25 % de GDB ni avec 40 %, et ce aussi bien pour les squelettes pierreux que pour les squelettes sableux. Lors de la confection des éprouvettes cylindriques, on a observé que le compactage de plaques engendre un pourcentage plus élevé de vides que le compactage Marshall ou que le compactage sur chantier. Ces différences ont influencé de manière assez importante les résultats de l’essai de sensibilité à l’eau sur les variantes à faible teneur en bitume. Vu que le compactage Marshall des EME à squelette pierreux engendre des résultats avec un écart type plus important, il n’est pas opportun de conserver cette méthode de compactage pour la réalisation des éprouvettes utilisées pour déterminer la sensibilité à l’eau. Le gonflement volumétrique des EME étudiés peut être considéré comme non significatif, sauf pour les variantes caractérisées par une teneur élevée en vides combinée avec une faible teneur en liant. L’analyse de la rupture obtenue après réalisation de l’essai de fendage indique que celle-ci se situe aussi bien au niveau du mastic qu’au niveau des granulats de calcaire (rupture de cohésion). On a constaté une rupture d’adhésivité uniquement dans le cas de granulats de porphyre (provenant des GDB).

Tableau 2.35

* valeur moyenne des résultats d’essais CRR – VBG (cf. tableau 3.26).

0,2 0,2

88 4,0 0,081 1,2 0,067 1,672 8 Squelette sableux sensible à la fissuration Bit. 1

4,9

4,2

1,466

1,1

3

0,1 0,1

2 89 2,5 0,057 1,5 0,034 1,535 5 Squelette pierreux Bit. 1

5,4

3,1

1,367

1,2

Gonflement (% en volume) Ecart type Rapport ITS (%) Ecart type % vides Ecart type ITS (MPa) Ecart type % vides Ecart type ITS (MPa) % bitume échant. en vrac* Section Variante planche expérimentale



Ecart type

2


65

2. 5 Choix des variantes expérimentales Le tableau 2.19 présentait les variantes étudiées en laboratoire en vue de sélectionner les variantes définitives pour les planches expérimentales. Ce choix définitif est basé sur trois caractéristiques: la teneur en vides, la sensibilité à l’orniérage (P3LD) et la sensibilité à l’eau (rapport ITS). Les résultats de rigidité et de résistance à la fatigue, étant donné la longue durée de ces essais, n’étaient pas encore disponibles au moment où il a fallu arrêter la composition exacte des variantes pour les planches expérimentales. La première variante est consacrée au mélange de référence: BB-3A. Comme deuxième variante, on a choisi le mélange à squelette sableux contenant 5,5 % de liant. Bien que la figure 2.21 montre que la variante contenant 5,8 % de liant est encore satisfaisante au niveau de l’orniérage, on a choisi de limiter le risque d’orniérage en optant pour la variante à 5,5 %. Par analogie, on a également opté pour 5,5 % de liant pour la troisième variante (squelette sableux avec 25 % de GDB). Comme quatrième variante (mélange à squelette pierreux), on a choisi une teneur en liant plus élevée que le minimum déterminé à l’aide de la méthode du «Module de richesse» (5,4 %). Les essais avec une teneur en liant de 5,7 % montraient déjà une augmentation de la sensibilité à l’orniérage, ce qui fait qu’on a opté pour une teneur en liant de 5,5 %. La cinquième variante (mélange à squelette pierreux avec 25 % de GDB) contient également 5,5 % de liant, mais a une granularité modifiée afin d’augmenter la teneur en vides et de limiter la sensibilité à l’orniérage. Les variantes suivantes sont identiques, seul le liant diffère. Enfin, on constate qu’une teneur élevée en liant de 6,1 % donne lieu à un mélange plus sensible à l’orniérage, tandis qu’une teneur en liant de 4,9 % donne une valeur plus basse d’ITS et de rapport ITS. On peut aussi s’attendre à ce qu’un mélange de ce type ait une moins bonne résistance à la fissuration, ce qui a par la suite été confirmé par les essais de fatigue.

Variante

Liant

Choix du mélange

Teneur en liant

Vides à 100 girations (% en masse sur (%) granulats)

Rapport ITS (%)

Mélange BB-3A + 40 % de GDB

B50/70

M495

4,6

Non réalisé

5,4

76


Bitume 1

M483

5,5

Non réalisé

3,0

89

EME à squelette sableux + 25 % de GDB

Bitume 1

M506

5,5

2,6

2,7

89


Bitume 1

M465

5,5

3,6

3,6

90

EME à squelette pierreux + 25 % de GDB

Bitume 1

M505

5,5

3,2

5,0

96


Bitume 2

M473

5,5

3,6

4,5

92


Bitume 3

M472

5,5

4,0

3,1

105


Bitume 4

M474

5,5

3,6

4,6

91

EME sensible à l’orniérage

Bitume 1

M497

6,1

1,8

6,1

94

EME sensible à la fissuration

Bitume 1

M498

4,9

4,4

2,3

67

Composition des mélanges: cf. tableau 2.19.

Tableau 2.36

66

P3LD (%)

Choix définitif des variantes pour les planches expérimentales

3

Chapitre 3 Le chantier expérimental

3.1 Objectifs L’exécution de planches expérimentales constitue un préliminaire indispensable à l’utilisation des EME en Belgique. C’est, en effet, la meilleure façon d’acquérir des informations valables quant aux problèmes liés à la fabrication et la mise en œuvre des enrobés testés. C’est aussi un excellent moyen de vérifier leur comportement. Le chantier expérimental a par ailleurs été conçu de manière à permettre la comparaison des performances de diverses variantes dans des conditions réalistes et identiques de trafic et de climat, permettant ainsi de vérifier si les performances prometteuses obtenues en laboratoire (cf. chapitre 2) se réalisent également sur chantier. Pour des raisons évidentes (durée, coût, espace disponible), le nombre de variantes à tester est limité. Ce nombre a été fixé à une dizaine. Le comportement des revêtements routiers étant tributaire du trafic et des facteurs climatiques, le revêtement du site expérimental a été équipé de sondes thermiques (cf. § 4.2) et de boucles de comptage du trafic (cf. § 4.3). Complémentairement, à des fins de recherche expérimentale, des jauges de contrainte (cf. § 5.3) ont également été installées.

3.2 Choix du site Les critères requis pour le tronçon routier sur lequel devaient être réalisées les planches expérimentales ont été précisés en relation avec les objectifs poursuivis. Ils se résument comme suit: - trafic: élevé, lourd, de vitesse constante sur toute la longueur du tronçon; - situation de la route: tronçon droit, non ombragé, permettant la réalisation du chantier dans des conditions de sécurité optimales et avec un minimum de gêne pour l’usager; - dimensions du tronçon: largeur minimale d’une voie de circulation; longueur d’environ 2 km, de manière à intégrer une dizaine de planches expérimentales. Compte tenu du mode de fabrication des enrobés et de leur mise en oeuvre, une longueur de 100 m est en effet un strict minimum pour une planche expérimentale; - structure de la chaussée: homogène, correctement dimensionnée par rapport au trafic prévu et ne présentant pas de dégradations importantes; - revêtement existant: il doit permettre la mise en place d’un nouveau revêtement bitumineux d’au moins 10 cm d’épaisseur (70 mm d’EME + 30 mm de couche de roulement). Il a fallu divers contacts avec les administrations gestionnaires pour trouver le chantier qui pouvait le mieux convenir aux exigences avancées pour les planches expérimentales. Le choix qui en a résulté est un tronçon de l’autoroute E19 (Bruxelles – Anvers) à hauteur de Kontich. Avant d’entériner définitivement ce choix, le tronçon concerné a été soumis à une auscultation approfondie détaillée au § 3.4 ci-après. Cette auscultation a montré que la chaussée convenait à l’usage envisagé.


67

Figure 3.1

Kontich

s elle Brux

O4 9

27.400

Schéma global du site

ion Sect

27.636

1

Berme centrale revêtue

2

Engazonnement

27.784,1

O5 0

3

Berme centrale

27.925

27.957

68

4

5

E19 oute r o t au Axe

28.389,5

Sections expérimentales

6

7

Photo

8

B51

9

10 Point kilométrique

Anvers 29.205,6 29.008 28.818,8 28.575,5 28.534,1

28.244,7

28.103,1

3 3.3 Description générale du site La figure 3.1 illustre le site choisi. Le site mis à disposition par l’administration pour la réalisation des planches expérimentales se situe à Kontich sur l’E19 (Bruxelles – Anvers) entre les points kilométriques 27.600 et 29.200, à un endroit où l’autoroute est localement dédoublée. Les planches expérimentales ont été réalisées sur la voie de circulation la plus à droite. Ce site présente les avantages suivants: - sur ce tronçon, l’autoroute est localement dédoublée. Il était donc possible de réaliser les travaux en totale sécurité (les deux bandes de droite étant interdites au trafic durant toute la durée des travaux) tout en provoquant une gêne minimale pour le trafic, celui-ci étant ramené sur les deux voies de gauche; - la couche de roulement présentait des signes d’usure. Des crédits pour réaliser les travaux ont ainsi pu être libérés dans le cadre du budget normal d’entretien; - les dégradations constatées ne laissaient pas prévoir une défaillance structurelle du revêtement (ceci fut confirmé lors de l’auscultation ultérieure, cf. § 3.4); - le tronçon considéré subissait un trafic lourd particulièrement élevé (cf. § 4.3). Les observations effectuées indiquent que la quasi-totalité du trafic lourd emprunte la voie de droite (celle où sont implantées les planches expérimentales). Un certain nombre de critères prévus (cf. § 3.2) n’était toutefois pas totalement rencontrés: - le tronçon n’est pas totalement droit: une courbe (de grand rayon) est présente entre les points kilométriques 28.500 et 29.150. Vu l’importance du rayon de courbure, cette courbe est sans influence sur un éventuel effet des forces tangentielles. Par contre, cette courbe a entraîné la réalisation d’un dévers qui se manifeste par une variation de l’épaisseur totale du revêtement bitumineux. Il y aura lieu d’en tenir compte au niveau des interprétations ultérieures; - la longueur totale du tronçon n’est que 1,6 km, ce qui, compte tenu de divers espaces à décompter (un pont inférieur, zone d’ombre d’un pont supérieur, jonctions entre sections) ne permettra de réaliser que dix sections d’une longueur d’environ 140 m chacune; - l’extrémité de l’accès (voie de lancement) en provenance de Kontich se situe entre les points kilométriques 27.600 et 27.800, soit essentiellement au niveau de la première section expérimentale. Il se fait donc que le trafic sur cette section pourrait être légèrement inférieur par rapport aux autres sections. Ces quelques éléments défavorables n’ont pas été jugés suffisamment importants que pour refuser le site proposé. Il est toutefois bon de les avoir en mémoire au cas où ces éléments pourraient influencer certaines interprétations.

3.4 Auscultation du site préalablement à son acceptation définitive Comme signalé ci-dessus (cf. § 3.2), une auscultation approfondie a été effectuée avant d’avaliser définitivement le choix du site. Il fallait en effet s’assurer que la structure routière était structurellement saine et que ses caractéristiques étaient suffisamment constantes. Le site a donc été soumis à un examen visuel, des carottages, des mesures de portance, d’uni longitudinal et transversal, à une détermination de la structure de la chaussée et des épaisseurs des diverses couches ainsi qu’à une investigation des ornières.

3.4.1 Examen visuel Un examen visuel du revêtement du futur site expérimental (voie de droite entre les points kilométriques 27.500 et 29.100) a été effectué le 13/5/2003 en parcourant à pied la BAU. Le détail des observations est repris au doc. EME14. La synthèse des dégradations observées est reprise ci-après: -

orniérage visible (généralement léger) sur environ 400 m; longueur totale des fissures longitudinales: environ 300 m; quatre fissures transversales; faïençages ou affaissements ou réparations: quatre zones d’environ 10 m.


69

L’examen visuel a également révélé que la couche de roulement entre les points kilométriques 27.500 et 28.980 était un SMA alors qu’entre les points kilométriques 28.980 et 29.150 il s’agit d’un enrobé drainant. Complémentairement, on a dressé un inventaire des principaux défauts détectés par la caméra de l’ARAN. Ce tableau est intégré dans le doc. EME57.

3.4.2 Epaisseur du revêtement L’épaisseur du revêtement bitumineux ainsi que celle des couches qui le constituent a été déterminée au départ de neuf carottes prélevées le 26/6/2003 et réparties sur l’ensemble du site expérimental. L’emplacement de ces carottes (cf. doc. EME26 et doc. EME48) est situé en majorité à des endroits représentatifs des dégradations relevées lors de l’examen visuel (cf. § 3.4.1); ces carottes ont contribué par ailleurs à l’interprétation de ces dégradations et à une estimation de leur ampleur.

Photo 3.1

Vue du carottage

On trouvera le détail des mesures d’épaisseur et de leur interprétation aux doc. EME30 et doc. EME47. Ci-dessous un tableau de synthèse: 1° couche Couche de (supérieure) roulement de liaison

2° couche de liaison

3° couche (inférieure) de liaison

Total

Carottes 1 à 4 Partie droite (< km 28.500)

34

75

68

78

255

Carottes 5 à 8 Partie courbe (> km 28.500)

43

74

84

87

288

Carottes 1 à 8

39

74

77

83

273

Tableau 3.1

Epaisseur moyenne (mm) des couches du revêtement bitumineux

Le revêtement est donc constitué de quatre couches. Son épaisseur totale est par ailleurs influencée par la présence d’un dévers consécutif à la courbe du tracé. Ce dévers est réalisé pour la majeure partie dans les deux couches inférieures du revêtement. La différence d’épaisseur au niveau de la couche de roulement n’est pas significative, en ce sens qu’elle résulte principalement de ce que les deux dernières carottes (7 et 8) ont été prélevées dans l’enrobé drainant (légèrement plus épais que le SMA). Ces différences d’épaisseurs pourront éventuellement être prises en compte lors de l’interprétation du comportement des sections expérimentales.

70

3 3.4.3 Adhérence des couches du revêtement Sur base des carottages effectués, on n’a constaté aucun défaut d’adhérence au niveau des couches (inférieures) qui devaient rester en place après la pose des EME (cf. doc. EME26 et doc. EME47). Le support sur lequel allaient être posés les EME peut donc être considéré comme sain de ce point de vue.

3.4.4 Investigations concernant les fissurations Comme signalé ci-dessus, la plupart des carottes ont été prélevées au droit de dégradations (de type fissuration), considérées comme représentatives, détectées lors de l’examen visuel (cf. § 3.4.1). On trouvera le détail des observations effectuées, ainsi que leur interprétation dans les doc. EME26 et doc. EME47. En voici les conclusions: - toutes les fissures trouvent leur origine dans la couche de roulement; - toutes les fissures longitudinales (+ fissures en mosaïque) se limitent aux deux couches supérieures (au maximum) (cf. photo 3.2); - seules les fissures transversales peuvent s’étendre du haut jusqu’en bas.

Photo 3.2

Les observations effectuées confirment qu’à l’exception de quelques fissures transversales (très peu nombreuses) qui nécessiteront un traitement particulier, le support obtenu après fraisage des deux couches supérieures du revêtement sera donc parfaitement sain.

La fissure est limitée aux deux couches supérieures

3.4.5 Investigations liées à l’orniérage Du km

Au km

Gauche

Droite

27.800

27.900

8,4

5,5

27.900

28.000

9,2

8,9

28.000

28.100

14,1

4,6

28.100

28.200

16,0

11,9

28.200

28.300

12,2

8,1

28.300

28.400

11,7

4,2

28.400

28.500

11,8

4,4

28.500

28.600

9,8

4,6

28.600

28.700

9,9

5,6

28.700

28.800

8,6

5,7

28.800

28.900

8,5

4,1

28.900

29.000

8,1

7,2

29.000

29.100

11,6

4,6

29.100

29.200

12,9

5,3

29.200

29.300

10,4

4,8

Tableau 3.2

Orniérage mesuré avec l’ARAN le 26/06/2003 (valeurs moyennes en mm)

Des mesures en continu des ornières ont été effectuées le 26/06/2003 à l’aide de l’ARAN de l’ AWV. Les résultats figurent in extenso au doc. EME57. Ci-contre, le tableau 3.2 donne les valeurs moyennes (en mm) des profondeurs d’ornière par section de 100 m. On constate que: - l’ornière de gauche est systématiquement plus profonde que celle de droite; - la profondeur de l’ornière de droite est très limitée (max. 11,9 mm); - la profondeur de l’ornière de gauche est un peu plus élevée; elle est au pire à la limite de l’acceptable (16 mm). Complémentairement, l’AWV a effectué, à l’aide du transversoprofilomètre, une mesure du profil transversal du revêtement au point kilométrique 28.150. Ce point correspond à l’endroit où l’ornière de la frayée de droite était la plus profonde. Après cette mesure on a extrait quelque neuf carottes réparties dans ce même profil transversal (crêtes, creux et Chapitre 3 Le chantier expérimental

71

5 9 couche 1

d1

couche 2

d2

couche 3

d3

couche 4

d4

Figure 3.2

8

4

2 3

1

Carottes Mesure à l’aide du profilomètre transversal

7 6 Niveaux déduits des carottes

Coupe de l’ornière au point kilométrique 28.150 déduite des mesures au transversoprofilomètre et des carottes

profil non déformé) en vue de déceler dans quelles couches de la structure se situait l’orniérage. La figure 3.2 illustre cette démarche. On constate que: - chaque couche du revêtement encaisse une part de l’orniérage; - les deux couches inférieures prennent à leur compte la part la plus importante de l’orniérage des couches du revêtement; - environ 50 % de l’ornière se situent au niveau de la fondation. Selon la forme du dessin de la figure 3.2, l’orniérage serait apparu après le remplacement des deux couches supérieures en 1994; vu que l’orniérage actuel est dû pour plus de la moitié à la déformation dans les couches de liaison (couches 3 et 4) et dans la fondation, il risque d’augmenter dans le futur. La contribution de l’EME à cet orniérage devra donc être déterminée par carottage.

3.4.6 Structure de la chaussée Afin de ne pas devoir perturber la circulation sur l’autoroute, une ouverture a été réalisée au niveau de la sortie inutilisée à hauteur du point kilométrique 28.740. Selon le gestionnaire de la voirie, la structure de cet accès est la même que celle de l’autoroute elle-même, à l’exception des deux couches bitumineuses supérieures. La structure trouvée, ainsi que les résultats de la sonde de battage, sont donnés dans le doc. EME50. Ci-dessous, la synthèse de ces résultats: - Structure routière: - enrobé: 30 cm; - empierrement avec sable: 26 cm; - sable jaune-brun: 14,5 cm; - sable vert: > 24 cm; - CBR du sable très élevé; - eau: 50 cm en dessous de la fondation en empierrement.

3.4.7 Analyse de la première couche de liaison bitumineuse (supérieure) Dans la mesure où le projet prévoyait la réutilisation des fraisats de la première couche de liaison comme GDB à ajouter à certaines variantes, il était nécessaire de connaître les caractéristiques de cette couche. Les analyses ont été effectuées sur les carottes non fissurées ayant servi à la détermination des épaisseurs (cf. § 3.4.2) et aux investigations de l’orniérage (cf. § 3.4.5) Les résultats obtenus figurent in extenso dans le doc. EME80.

72

3 Les échantillons analysés correspondent à trois emplacements longitudinaux: le premier (carotte 2733) se situe sous la zone en ED; les deux autres (carotte 2734 et carottes 2749 à 2757) se situent sous la zone en SMA (cf. § 3.4.1). Une nette différence a été constatée entre ces deux zones: - sous la zone en ED, on trouve un BB-3B dont le liant a relativement vieilli; - sous la zone en SMA, on trouve un BB-3A dont le liant a très peu vieilli. Compte tenu du liant le plus vieilli et de la granularité plus favorable (0/14), les GDB utilisés dans les planches expérimentales en EME proviendront uniquement de la zone en ED, tandis que pour le mélange de référence en BB-3A, on utilisera des GDB provenant de la zone en SMA.

3.4.8 Mesures au géoradar L’épaisseur des différentes couches du revêtement a été déterminée, comme décrit au § 3.4.2, par forage de neuf carottes. Ces carottages ne donnent bien évidemment que des résultats locaux. Afin d’évaluer l’homogénéité de la structure existante, on a réalisé des mesures qualitatives et quantitatives au géoradar, de manière non destructive et continue. Nous avons ainsi pu obtenir une image complète de la structure. L’analyse des images obtenues a permis de conclure que la structure était suffisamment homogène pour pouvoir poursuivre le projet.

3.4.9 Mesures au déflectomètre à masse tombante L’AWV a réalisé des mesures au déflectomètre à masse tombante sur la structure existante des planches expérimentales. Les résultats des rigidités ainsi évaluées, tous les 25 m, sur un total de 1,5 km (sections comprises entre les points kilométriques 27.500 et 29.000) sont repris dans le doc. AVS607. La rigidité du revêtement, de la fondation, de la sous-fondation et du sol a été moyennée sur les sections successives et des valeurs caractéristiques ont été déterminées. Sur cette base, on a défini des zones homogènes pour les différentes couches, qui ont été utilisées pour le contrôle du dimensionnement (§ 3.4.10).

3.4.10 Contrôle du dimensionnement de la structure Un contrôle du dimensionnement de la structure existante a été réalisé selon différentes méthodes (cf. doc. EME87). Celui-ci a mis en évidence le fait que la structure actuelle était suffisante pour pouvoir supporter le trafic prévu (avec une augmentation annuelle de 3 %) pendant les vingt prochaines années. Cependant, lors de ce contrôle, il n’a pas été tenu compte du vieillissement et de la fatigue des deux couches bitumineuses inférieures. Les mesures au déflectomètre à masse tombante ont mis en avant le fait que la section la plus résistante était située autour du point kilométrique 27.750, et la moins résistante autour du point kilométrique 28.700. Dans le doc. AVS606, l’inlay a été calculé sur base des mesures de déflexion. Une durée de vie supplémentaire de vingt ans nécessite un inlay composé d’environ 12 cm d’EME et de 3 cm de SMA. La proposition du projet (9 cm d’EME +3 cm de SMA) donne une durée de vie de sept ans. Les calculs de contrôle ont été effectués sur base de l’estimation de la rigidité la moins favorable pour les différentes couches, afin de jouer la sécurité. Il faut toutefois noter que les calculs des rigidités ont été réalisés avec RoSy Design [réf. 46], le logiciel de calcul inverse disponible à l’époque (2003) et avec les données relatives à la chaussée disponibles à ce moment-là. On a également utilisé la version de l’époque de DimMet (2004) pour le dimensionnement.

3.4.11 Conclusions de l’auscultation et recommandations quant à la réalisation des planches expérimentales Bien que l’on ait conscience qu’en raison des différences d’épaisseur entre les couches bitumineuses, la section proposée pour les planches expérimentales ne soit pas optimale, il a toutefois été décidé de garder ce site pour la continuation du projet. Justification de cette décision: vu que la structure a été correctement dimensionnée (cf. § 3.4.10), il y a peu de risque de voir apparaître des fissures de fatigue, du moins au niveau des futurs EME; en outre, vu l’épaisseur Chapitre 3 Le chantier expérimental

73

totale des couches bitumineuses il n’y a pas lieu de craindre d’éventuelles fissures thermiques. L’épaisseur des couches bitumineuses peut par contre avoir une influence sur l’orniérage; le cas échéant, la comparaison des différentes planches sera un peu plus difficile, mais pourra encore être réalisée sur base de carottes. Afin de mieux appréhender ce problème d’épaisseur, il a été décidé d’effectuer des carottages complémentaires. Ceuxci ont été exécutés en juillet 2005 (cf. § 3.7.1) Sur base des résultats des carottages, il a été décidé de fraiser 12 cm du revêtement existant et de remplacer ces couches par 9 cm de couche de liaison (EME) et 3 cm de couche de roulement (SMA-D).

3.5 Le projet et le cahier spécial des charges La réalisation des planches expérimentales nécessitait la mise au point d’un cahier spécial des charges (CSC) précisant clairement les objectifs du projet et les tâches incombant aux divers partenaires. Le site se situant en région flamande, c’est le cahier des charges type SB250 qui a servi de base. Le CSC en précisait certains points et certaines divergences Le détail de ces prescriptions peut être trouvé dans les doc. EME60 et doc. EME77 Ci-dessous le résumé des clauses techniques saillantes de ce cahier des charges.

3.5.1 Descriptif - L’objectif est précisé: il s’agit de réaliser, sur la voie de droite d’une autoroute, un inlay de 12 cm, comprenant une couche de liaison de 9 cm d’épaisseur composée de dix variantes (neuf en EME et une section témoin) et une couche de roulement uniforme de 3 cm en SMA-D2. Chaque variante a une longueur d’environ 140 m.

3.5.2 Composition - Contrairement aux procédures habituelles, la composition des mélanges (ainsi que certaines caractéristiques des composants, tel que le bitume et les GDB) des diverses variantes de la couche de liaison sont imposées; - Les variantes des couches de liaison sont décrites dans le tableau 2.1; - Les raisons de ce choix de variantes ont été décrites au § 2.1.3; - L’entrepreneur choisit parmi les divers liants imposés au tableau 3.3 lequel il compte utiliser pour chacune des variantes. Le CSC précise les règles de ce choix. Produit

Fournisseur

Raffinerie

Nom

Pénétration (1/10 mm)

Indice de pénétration

BBR (°C)

A

Total

Dunkerque

Modulotal 10/20

10 - 20

< 0,5

< -10

B

Shell

Rouen

Multiphalte HM

20 - 30

0,3 à 1,3

< -5

C

Exxonmobil

Dunkerque

Structopave 15/25 FR

15 - 25

< 0,5

< -12

D

Nynas

Antwerpen

Nynas 10/20 XR

10 - 20

< 0,5

< -10

Note L’ordre (A, B, C, D) des produits est indépendant de l’ordre attribué aux bitumes (1, 2, 3, 4) mentionnés par ailleurs dans le présent compte rendu.

Tableau 3.3

Caractéristiques des liants tels que repris au cahier spécial des charges

- Les caractéristiques imposées dans ce tableau résultent des analyses qui ont été faites précédemment (cf §1.1.4.4). Le CSC prévoyait également la possibilité d’ouvrir le marché à d’autres types de produits. Des exigences particulières avaient été rédigées à cet égard. - L’entrepreneur est libre de choisir (dans certaines limites: pierres calcaires, filler type 1B) les granulats qu’il compte utiliser, pour autant que la composition des mélanges s’inscrive dans les fuseaux prescrits. La faisabilité de cette clause a été vérifiée dans le cadre de l’étude de faisabilité (cf. § 2.2). - Les GDB à utiliser doivent provenir des fraisats à extraire de la couche de liaison supérieure du revêtement existant sur le site.

74

3 - Des exigences spéciales (caractéristiques rhéologiques) sont introduites pour le liant de la couche d’usure, de manière à garantir une résistance élevée à l’orniérage.

3.5.3 Etudes - En conséquence de ces impositions du CSC, l’entrepreneur ne doit pas fournir d’étude de composition pour les diverses variantes d’EME (excepté pour la variante BB-3A qui est le mélange de référence). La granularité des matériaux qu’il souhaite utiliser ainsi que les teneurs en liant et en filler doivent toutefois satisfaire, dans certaines limites, à une composition prescrite (cf. tableau 3.4). 20

14

10

6,3

4

2

1

0,5

0,25

0,125

0,063

Squelette sableux

0 à 3,0

0 à 6,0

18,0 à 24,0

35,0 à 41,0

45,0 à 49,0

52,0 à 56,0

62,0 à 66,0

69,0 à 73,0

75,0 à 79,0

84,0 à 88,0

94,3 à 95,3

Squelette pierreux

0 à 3,0

1,0 à 7,0

24,0 à 30,0

41,0 à 47,0

55,0 à 59,0

66,0 à 70,0

74,0 à 78,0

81,0 à 85,0

86,0 à 90,0

89,6 à 93,6

93,2 à 94,2

Tableau 3.4

Fuseau granulométrique des mélanges EME

- Un délai (environ six mois) est prévu entre l’approbation du contrat (désignation de l’entrepreneur) et l’exécution des planches expérimentales. Ce délai est nécessaire à la réalisation des études (à faire sur base des matériaux fournis par l’entrepreneur) permettant de fixer les compositions définitives des mélanges EME. - Une liste des informations et des matériaux à fournir par l’entrepreneur pour permettre l’étude sus-dite fait l’objet du doc. EME77.

3.5.4 Mise en œuvre - Etant donné la nécessité de récupérer les fraisats de l’actuelle couche supérieure de liaison pour les réincorporer dans certaines variantes, une procédure de fraisage en deux temps (d’abord l’actuelle couche de roulement, ensuite la couche supérieure de liaison) a été imposée. - Une procédure spéciale, qui tient compte des faibles quantités de matériaux à livrer pour les EME de chaque planche expérimentale, est établie pour la fabrication et la pose des enrobés. - Compte tenu de l’utilisation de liants spéciaux, des exigences ont également été introduites concernant le respect des températures de fabrication et de compactage. Ces exigences seront par ailleurs affinées lors de la mise en œuvre en concertation avec les fournisseurs des liants. - Afin de gêner le moins longtemps possible le trafic, un délai de vingt-cinq jours ouvrables fut accordé pour la réalisation du chantier.

3.5.5 Contrôles et exigences concernant le revêtement Etant donné le contexte de ces planches expérimentales, l’entrepreneur est informé de ce que la réalisation du chantier sera soumise à un suivi renforcé. Il en résulte que le planning des opérations devra être concerté avec les personnes responsables de ce suivi. Les exigences prévues au SB250 sont toutes d’applications pour les couches dont l’entrepreneur a effectué l’étude, tels notamment la couche de liaison de la section 1 (mélange de référence) et la couche de roulement en SMA. Il ne peut en être de même, notamment pour les teneurs en vides et compacités relatives des variantes EME dont la composition lui est imposée. Pour ces variantes seul l’objectif est fixé: il s’agit de valeurs identiques à celles imposées aux couche de liaison de type BB-3A. * Toutes les clauses décrites ci-dessus ont été mises au point au sein du groupe de travail précité (cf. § remerciements). Elles ont été intégrées par l’administration au sein du CSC [réf. 29]. Chapitre 3 Le chantier expérimental

75

3.6 Attribution du marché Vu la spécificité du chantier, l’administration gestionnaire (AWV – Anvers) de la voirie a procédé à un appel d’offre restreint. Cet appel d’offre fut suivi d’une adjudication entre cinq entrepreneurs sélectionnés. Après analyse de la conformité de l’offre, le marché fut attribué au moins disant. Initialement prévue en septembre 2004, la procédure d’adjudication ne put être lancée que fin avril 2005 et le marché ne fut attribué que fin juillet 2005. Compte tenu du délai nécessaire pour les études (cf. § 3.5.3) et de la période hivernale qui s’approchait, il fut décidé de postposer l’exécution du chantier au printemps 2006. Le marché a été attribué à la firme VBG.

3.7 Préparation du chantier Indépendamment de la désignation de l’entrepreneur, on procéda d’une part à une campagne complémentaire de carottages, d’autre part à l’acquisition de la station de mesure des températures. Cette dernière est décrite au § 4.2. La campagne de carottages, et les mesures qui y sont liées, ont permis de fixer les profondeurs définitives de fraisage. Dès la désignation officielle de l’entrepreneur, les tâches suivantes ont pu être effectuées: - mise au point par l’entrepreneur des compositions provisoires des mélanges conformes au CSC sur base de ses granulats (notes justificatives provisoires); - fourniture par l’entrepreneur et les autres fournisseurs des matériaux (cf. § 3.5.3) nécessaires aux études des mélanges par le CRR (cf. chapitre 2); - prélèvement des fraisats (en provenance du revêtement existant) nécessaires à l’étude des mélanges; - implantation définitive des zones «source» pour les GDB à incorporer dans certaines sections expérimentales; - mise au point du planning du chantier en fonction notamment des essais, des mesures et des contrôles à effectuer et discussion des détails d’exécution. Après réalisation des études de formulation par le CRR, les compositions définitives (cf. § 2.5) des mélanges ont été communiquées à l’entrepreneur afin qu’il puisse rédiger les notes justificatives définitives. Profitant de la fermeture au trafic, on procéda, juste avant le début du fraisage, à une dernière inspection visuelle du revêtement existant.

3.7.1 Carottages complémentaires Il est apparu (cf. § 3.4.11) lors de l’auscultation de la structure existante (réalisée en 2003) que l’épaisseur des couches bitumineuses pouvait varier légèrement sur la longueur des planches expérimentales. Il était nécessaire d’obtenir plus de précisions sur ce point afin de pouvoir mieux évaluer le comportement futur des planches expérimentales en EME. Le 25/7/2005, on a donc prélevé au moins quatre carottes supplémentaires par planche. Sur l’ensemble des carottes, on a réalisé ce qui suit: - inspection visuelle; - mesure de l’épaisseur des couches; - analyse des couches entre les niveaux -5 et -12 cm (utilisées comme GDB).

3.7.1.1

Mesures d’épaisseur

Les épaisseurs mesurées sur les carottes figurent au doc. AVS219. L’analyse de ces données figure aux doc. AVS221 et doc. AVS790. Un résumé de la situation est donné dans le tableau 3.5.

76

3

Total ensemble des couches bitumineuses

Couche de roulement

Première couche de liaison

Couche de roulement et première couche de liaison

Zone SMA

274 (260 à 287)

38 (31 à 47)

74 (58 à 93)

113 (99 à 130)

Zone ED

306 (300 à 313)

44 (42 à 46)

39 (36 à 42)

124 (121 à 126) (*)

Les valeurs reprises au tableau sont déduites des seules carottes extraites du côté droit de la voie de roulement. Les carottes extraites du côté gauche sont partiellement prises dans la frayée et risquent d’être affectées par la présence d’une éventuelle ornière. * Dans la zone ED, la valeur reprise à la dernière colonne correspond à l’épaisseur de la couche de roulement plus celle des deux premières couches de liaison.

Tableau 3.5

Epaisseur moyenne (extrême) des couches en mm

En analysant les valeurs du doc. AVS219 et du tableau 3.5, on constate que: - il y a une différence de structure entre la zone SMA et la zone ED. Cette différence se manifeste au niveau de l’épaisseur totale du revêtement et du nombre de couches. La couche de liaison supérieure de la zone SMA (en BB-3A) est subdivisée en deux couches de plus faible épaisseur en BB-3B; - il n’y a pas de différence d’épaisseur (ni de structure) dans la zone SMA entre la partie dont les couches de liaison sont à base de porphyre et celle dont les couches de liaison sont à base de calcaire (cf. § 3.7.1.2); - il n’y a aucun lien entre les variations d’épaisseur du revêtement et le dévers de la chaussée consécutif à la courbe située entre les points kilométriques 28.500 et 29.150; - compte tenu des variations d’épaisseur de la couche de roulement, il est prudent de fraiser 50 mm de celleci, si l’on veut être certain d’en éliminer la totalité; - si la profondeur totale de fraisage est de 120 mm (tel que prévu au projet), il restera, au moins localement (notamment au début des sections expérimentales), un résidu de la première couche de liaison (deuxième couche de liaison dans la zone ED). Ce résidu sera au maximum de 10 mm. Quoique les valeurs individuelles des épaisseurs mesurées attestent d’une dispersion assez importante, celles-ci pourront néanmoins être utilisées, le cas échéant, dans le cadre de l’interprétation du comportement ultérieur des sections expérimentales.

3.7.1.2

Inspection visuelle

L’inspection visuelle (cf. doc. AVS223) a permis de constater ce qui suit: - entre les niveaux -5 et -12 cm, l’enrobé est totalement homogène, même lorsque cette tranche est composée de deux couches (zone ED) ou lorsque de temps en temps, on se trouve déjà au niveau -12 dans la deuxième couche de liaison (zone SMA) ou dans la troisième couche de liaison (zone ED); - une partie de la première couche de liaison de la zone SMA (début des planches expérimentales côté Bruxelles jusqu’au point kilométrique 27.960 environ) est différent du reste de la zone SMA. Dans la première partie, le mélange est constitué de porphyre et de gravier, tandis que l’autre mélange est à base de calcaire. - l’adhérence entre toutes les couches bitumineuses peut être considérée comme bonne. On a constaté l’apparition d’une rupture entre la deuxième et la troisième couche de liaison sur deux carottes seulement (sur cinquante).

3.7.1.3

Analyse

L’analyse (des matériaux entre les niveaux -5 en -12 cm) a permis de confirmer ce qui suit (cf. doc. AVS232, doc. AVS233 et doc. AVS404): - les résultats obtenus sur les carottes prélevées en 2003 (cf. § 3.4.7) ont été confirmés: il y a une nette différence de composition entre les couches de liaison de la zone SMA (il s’agit d’un 0/20) et celles de la zone ED (il s’agit d’un 0/14). Le liant sous la zone ED présente un vieillissement plus important; - dans les deux zones (SMA et ZOA), le matériau de la tranche -5 à -12 cm est assez homogène, et peut donc être envisagé tel quel pour une utilisation comme GDB. Chapitre 3 Le chantier expérimental

77

3.7.2 Prélèvements des fraisats pour l’étude Comme signalé précédemment (cf. § 3.5.2), les fraisats à incorporer dans certaines variantes des EME devaient provenir de la première couche de liaison (supérieure) du revêtement existant au droit des planches expérimentales. Dès que le marché fut attribué, l’entrepreneur fit procéder au fraisage de deux sections de revêtement, l’une sous la zone SMA, l’autre sous la zone en enrobés drainants.

Photo 3.3

Prélèvements de fraisats pour l’étude

Les détails concernant ce fraisage se trouvent au doc. AVS217. Les matériaux récoltés ont été analysés et ensuite utilisés dans le cadre des études (cf. chapitre 2). Les résultats d’analyse confirment globalement ceux obtenus au départ des carottes (cf. § 3.7.1.3), la granulométrie des fraisats étant toutefois légèrement plus fine que celle des carottes. Les résultats retenus pour les études figurent au tableau 2.11.

3.7.3 Profondeurs définitives de fraisage et implantation des zones «source» pour les GDB - Sur base des mesures effectuées (cf. § 3.7.1.1), on décida que lors de la réalisation des planches expérimentales, le fraisage serait effectué en deux passes. Il est en effet nécessaire de fraiser une première couche de 5 cm en vue d’éliminer la totalité de la couche de roulement existante, ceci pour éviter une contamination de la sous-couche dont proviennent les GDB à incorporer dans certaines variantes d’EME. La profondeur de fraisage de la deuxième passe est maintenue au niveau -12 cm (comme décidé précédemment). Ce faisant, il restera (localement) au maximum 1 cm de la première couche de liaison existante dans la zone SMA (deuxième couche, dans la zone des enrobés drainants). Il eut sans doute été préférable d’éliminer la totalité des résidus de ces couches existantes, mais nous ne voulions pas par ailleurs augmenter l’épaisseur des EME (9 cm) prévue au projet. - Les zones destinées à servir de source aux GDB à incorporer dans les mélanges ont été déterminées: - les GDB à incorporer dans la variante 1 (section témoin en BB-3A) proviennent de la zone SMA entre les points kilométriques 28.770 et 28.920, la plus proche de la zone où les analyses ont été effectuées. Ces GDB sont à base de pierres calcaires uniquement; - compte tenu des quantités de GDB nécessaires pour la réalisation des variantes en EME, il a été décidé d’étendre la zone d’extraction: -

78

celle-ci s’étend sur la première voie du point kilométrique 29.014 au point kilométrique 29.205; la dernière section est donc prolongée d’une cinquantaine de mètres; elle est étendue à la deuxième voie à hauteur de la dernière section.

3 3.7.4 Mise au point du planning et discussion des détails d’exécution Dès désignation de l’entrepreneur, diverses réunions eurent lieu non seulement avec l’entrepreneur et l’administration, mais aussi avec les fournisseurs de liant. Elles furent l’occasion d’expliciter les objectifs poursuivis ainsi que les raisons d’être de certaines clauses techniques du CSC. Elles permirent également la mise au point du planning du chantier en tenant compte notamment du temps nécessaire pour la réalisation de diverses mesures et essais programmés. Il fut également possible de mener à bien les discussions relatives aux détails d’exécution. Parmi les sujets abordés, mentionnons l’ordre de réalisation des sections expérimentales, les procédures de fabrication des enrobés, les températures extrêmes à respecter lors de la fabrication des mélanges, de leur mise en place et de leur compactage (cf. tableau 3.6), la procédure de compactage, les détails de mise en place des sondes thermiques et des jauges de contrainte.

Fabrication des enrobés

Pose des enrobés

Compactage

Bit. 1

175 à 190

155 à 175

150 à 170

Bit. 2

170 à 190

(140), 160 à 185

(140), 150 à 175

Bit. 3

175 à 190

160 à 190

(145), 150 à 180, (190)

Bit. 4

170 à 190

155 à 175, (180)

145 à 175

Les valeurs entre parenthèses indiquent une tolérance extrême.

Tableau 3.6

Températures (°C) recommandées par les fournisseurs

Lors de ces discussions il fut également décidé de réaliser une section complémentaire destinée exclusivement aux essais et mesures à effectuer sur le SMA, l’administration ne souhaitant pas que des carottages soient effectués dans la couche de roulement de l’autoroute. Cette section (longueur 100 m, largeur 4,4 m, épaisseur 4 cm) est réalisée en «inlay» dans l’élargissement de la bande d’arrêt d’urgence situé entre les points kilométriques 28.700 et 28.800. Nous avons baptisé cette section «section 11».

3.7.5 Inspection visuelle du revêtement juste avant son fraisage Le détail de ces informations se trouve aux doc. AVS285 et doc. AVS732. Le tableau 3.7 en présente la synthèse.

Zone SMA (couche de Zone SMA (couche de liaison porphyre) liaison calcaire)

Zone ED

Fissures longitudinales et faïençage

60 %

26 %

10 %

Réparations

3%

5%

29 %

5

7

0

aucun

aucun

fort

Nombre de fissures transversales (sur toute la largeur) Plumage

- les fissures longitudinales et le faïençage sont principalement concentrés dans les frayées; - les % sont exprimés par rapport à la longueur du tronçon concerné, quelle que soit la largeur de la dégradation ou de la réparation; - l’orniérage n’a pas été pris en considération.

Tableau 3.7

Etat du revêtement juste avant son fraisage


79

On constate donc que: - la zone en enrobé drainant est la plus dégradée (plumage important et nombre élevé de réparations); - la zone SMA est affectée principalement par des fissures longitudinales et du faïençage. Dans cette zone, c’est la partie dont la couche de liaison est à base de porphyre et de gravier qui est la plus endommagée; - le nombre de fissures transversales (notamment importantes) est réduit.

Inspection visuelle préalable au chantier: fissures longitudinales

Photo 3.4

3.8 Réalisation du chantier 3.8.1 Implantation des sections expérimentales (cf. doc. AVS290) Le tableau 3.8 donne la répartition des planches expérimentales en EME. N° CRR (*)

N° de formule (entrepreneur)

Jour de la mise en œuvre

Référence: BB-3A + 40% de GDB (50/70)

M495

31114

10/04/2006

27.784,1 à 27.925

EME à squelette sableux (bit. 1)

M483

3172

10/04/2006

3

27.957 à 28.103,1

EMEe à squelette sableux + 25 % de GDB (bit. 1)

M506

3173

10/04/2006

4

28.103,1 à 28.244,7

EME sensible à l’orniérage: squelette sableux (bit. 1)

M497

3179

10/04/2006

5

28.244,7 à 28.389,5

EME à squelette pierreux (bit. 1)

M465

3174

11/04/2006

6

28.389,5 à 28.534,1

EME à squelette pierreux + 25% de GDB (bit. 1)

M505

3175

11/04/2006

7

28.534,1 à 28.676,5


M473

3176

11/04/2006

8

28.676,5 à 28.818,8

EME sensible à la fissuration: squelette sableux (bit. 1)

M498

3171

11/04/2006

9

28.818,8 à 29.008


M472

3177

12/04/2006

10

29.008 à 29.205,6


M474

3178

12/04/2006

Planche

Point kilométrique

1

27.636 à 27.784,1

2

Type

* La composition des mélanges est donnée dans le tableau 2.19.

Tableau 3.8

80

Implantation des sections expérimentales

3 - La largeur des sections en EME est d’environ 4,2 m (plus une surlargeur au droit de la courbe du tracé). Elle inclut la voie de roulement ainsi que les marquages de part et d’autre de cette voie. - La planche 10 est dédoublée: un EME à squelette pierreux (bit. 4) a également été placé dans la deuxième voie de roulement. - Le point de départ de chaque planche expérimentale a été indiqué après la fin du chantier à l’aide de clous placés dans la bande d’arrêt d’urgence.

3.8.2 Timing d’exécution Le tableau 3.9 présente le timing des principales phases de réalisation du chantier. Activité

Date

Fermeture du chantier au trafic (implantation des sections + examen visuel du revêtement existant) Fraisage de la couche d’usure (jusqu’au niveau -5 cm)

03/04/2006 04 et 05/04/2006

Fraisage de la couche inférieure (jusqu’au niveau -12 cm)

05/04/2006

Interventions locales au niveau des surfaces fraisées (niveau -12 cm)

06/04/2006

Pose de la couche d’accrochage au niveau -12 cm

07/04/2006

Pose des EME (+ mélange de référence) des sections 1 à 4

10/04/2006

Pose des EME des sections 5 à 8

11/04/2006

Pose des EME des sections 9 et 10

12/04/2006

Pose de la couche d’accrochage au niveau -3 cm

18/04/2006

Pose de la couche de roulement en SMA

19/04/2006

Mesures sur le revêtement (planéité, rugosité, etc.) + marquages

20/04/2006

Ouverture au trafic

21/04/2006

Tableau 3.9

Timing d’exécution des principales phases du chantier

Grâce à une bonne organisation et un temps relativement clément, le chantier put être réalisé en un temps plus court que prévu (cf. § 3.5.4), ce qui fut tout bénéfice pour la gêne encourue par les usagers.

3.8.3 Fraisage du revêtement existant Pour rappel (cf. § 3.7.3), ce fraisage a été exécuté en deux fois: dans une première phase, la couche de roulement (jusqu’au niveau -5 cm), ensuite la couche de liaison jusqu’au niveau -12 cm.

3.8.3.1

Photo 3.5

Fraisage de l’ancien revêtement

Fraisage de la couche de roulement (jusqu’au niveau -5 cm) (cf. doc. AVS291)

Les deux bandes ont été fraisées. La largeur totale fraisée par la Wirtgen W 2200 est comprise entre les bords extérieurs des marquages blancs continus (environ 8 m). Après fraisage jusqu’au niveau -12 (voir le § 3.8.3.2), une bande d’environ 25 cm de large a encore été fraisée jusqu’au niveau -3 du côté de la bande d’arrêt d’urgence. Ceci a été exécuté avec une petite machine de fraisage.


81

3.8.3.1.1 Contrôle des profondeurs de fraisage (cf. doc. AVS295 et doc. AVS296) Le contrôle des profondeurs de fraisage a donné les résultats suivants: - valeur moyenne générale: 52 mm; - seules quatorze valeurs (sur 140) se situent légèrement (min. 48 mm) en dessous de la valeur demandée (50 mm). 3.8.3.1.2 Contrôle de l’état des surfaces fraisées Après nettoyage, les surfaces fraisées ont été inspectées visuellement. - Dans les zones où il fallait fraiser des GDB (cf. § 3.7.3), on n’a observé aucune dégradation, ni réparation, ni écailles. - Dans la planche expérimentale en SMA (planche 11: cf. § 3.7.4): - de nombreuses écailles (peu adhérentes) ont été observées; toutes étaient concentrées dans la moitié gauche de la planche. Il a été décidé de ne pas les éliminer. Les forages futurs seront exclusivement réalisés dans la moitié droite de cette planche expérimentale; - une large fissure longitudinale était présente sur toute la longueur (ancien joint).

3.8.3.2

Fraisage de la couche de liaison (jusqu’au niveau -12 cm) (cf. doc. AVS294)

Après fraisage des deux voies de circulation jusqu’au niveau -5 cm, on a procédé au fraisage complémentaire de la couche inférieure jusqu’au niveau -12 cm aux emplacements prévus pour la pose des EME (cf. § 3.8.1). Ce fraisage a été effectué à l’aide d’une Wirtgen W 2200 et d’une Wirtgen W50DC; cette dernière a notamment été utilisée dans les surlargeurs de la voie de roulement présentes dans la courbe du tracé. Le fraisage était suivi immédiatement d’un brossage à sec. On appliqua ensuite un nettoyage à l’eau sous pression (200 bars). L’emplacement des zones prévues pour les GDB (cf. § 3.7.3) a été strictement respecté lors du fraisage. Les numéros de plaque des camions ont été transmis systématiquement à la centrale afin que le matériau fraisé puisse être stocké aux endroits prévus. A la fin des travaux de fraisage, on a observé une importante fuite d’huile sur la fraiseuse. Celle-ci n’a pas pu être stoppée et a perduré pendant le reste des travaux de fraisage (emplacement: cf. doc. AVS294). Un traitement immédiat des surfaces touchées au nettoyeur à haute pression a permis de faire disparaître en grande partie les taches d’huile. Après nettoyage, une inspection visuelle a été effectuée. 3.8.3.2.1 Ecailles

Photo 3.6

82

Restes de la première couche inférieure après fraisage: section 1

Comme on pouvait s’y attendre (cf. § 3.7.1.1 et § 3.7.3), de nombreuses écailles, détachées ou non, ont été observées entre les points kilométriques 27.636 et 27.925 (futures planches 1 et 2), restes de la couche de liaison supérieure. Il a donc été décidé de réaliser un fraisage complémentaire dans cette zone (profondeur: 1cm). Ce traitement a permis de réduire le problème, mais pas de le résoudre. Les bords saillants des écailles restantes ont été attaquées à l’aide d’une pelle afin d’éliminer les parties non adhérentes. Il a été décidé de laisser le reste des écailles tel quel, pour autant qu’elles soient suffisamment adhérentes.

3 Sur le reste de la surface fraisée, on n’a observé aucune écaille, bien qu’à certains endroits on se trouve à la limite entre deux couches. La surface peut donc être considérée comme saine à l’exception de quelques fissures. Ces fissures ont, le cas échéant, été traitées (cf. § 3.8.4.1). 3.8.3.2.2 Propreté Après traitement au nettoyeur à haute pression d’eau, on peut considérer que la surface fraisée est propre, à l’exception: - des bords (environ 5 cm) de la surface fraisée, difficiles d’accès pour les gicleurs du nettoyeur; - des restes de matériaux broyés qui n’ont pas pu être éliminés avec le nettoyeur à haute pression. Ce matériau collant a été par la suite enlevé à la pelle. 3.8.3.2.3 Contrôle des profondeurs de fraisage (cf. doc. AVS295 et doc. AVS296) Le contrôle des profondeurs de fraisage a donné les résultats suivants: - valeur moyenne générale: 123 mm; - trente valeurs sur cent-cinquante (min. 108 mm) se situent sous la valeur demandée (120 mm). Elles sont surtout concentrées aux extrémités des planches. 3.8.3.2.4 Texture des zones fraisées (cf. doc. AVS297) La texture a été mesurée à l’aide du profilomètre à aiguille. Quelques mesures ont été réalisées aux endroits les moins bons (d’un point de vue visuel): bien que ces valeurs soient relativement élevées (6 à 9 mm), on constate que, en dehors des écailles, l’exigence du SB250 (< 10mm) a été respectée. D’autres mesures ont été réalisées à des endroits représentatifs de la situation normale. La texture y est bien meilleure (max. 4,3 mm). Bien qu’aucune mesure n’ait été réalisée sur les planches 9 et 10, il a été constaté visuellement que la texture y était plus grossière. Ceci est probablement dû à la vitesse plus élevée de fraisage (consécutive à un long temps d’attente dû à un manque de carburant). 3.8.3.2.5 Défauts à réparer Il s’agit essentiellement de quelques fissures et de trous de carottages (cf. § 3.8.4)

3.8.4 Réparations des surfaces fraisées au niveau -12 cm (cf. doc. AVS299) 3.8.4.1

Réparation des fissures

Les décisions de principe à cet égard ont été prises de commun accord (administration, entrepreneur, CRR) au cours d’une réunion de chantier. La décision de traiter ou non les fissures a été discutée avec le maître d’ouvrage, et ce en fonction: - de la largeur des fissures; - du matériel disponible: produits de scellement bitumineux en fondoir, «hot dog» et scie circulaire. Quatre fines fissures (généralement des joints ouverts) et des fissures trop irrégulières n’ont pas été traitées (souvent car elles étaient trop fines ou trop irrégulières). Les fissures larges et régulières (quatre transversales et une longitudinale) ont été traitées: - séchage au «hotdog»; - élargissement éventuel à la scie circulaire; - remplissage avec produit de scellement.


83

3.8.4.2

Remplissage des trous de carottages

Les nombreux trous de forage (cf. doc. AVS285) ont été recherchés systématiquement et remplis d’une masse de scellement (avec, parfois, quelques granulats à la surface), également utilisée pour reboucher les fissures.

3.8.5 Pose de la couche d’adhérence au niveau -12 (cf. doc. AVS710) L’émulsion (Emuclean) spéciale (non adhérente aux pneus) a été posée sur une surface sèche. La quantité d’épandage prévue était de 350 g/m2. Celle-ci a été adaptée visuellement. La quantité réelle a été difficile à estimer et, à différents endroits, on a procédé à des épandages complémentaires. Après épandage, la surface était totalement noire, sauf à quelques endroits. Ceux-ci ont été retraités à la lance en même temps que les bords. Cela ne s’est fait que partiellement car il n’y avait plus assez d’émulsion. Le reste des bords a été traité un autre jour avec une émulsion classique.

3.8.6 Fabrication des mélanges La fabrication des mélanges a été répartie sur trois jours (cf. tableau 3.8).

3.8.6.1

Procédure

Le cahier des charges prévoyait le pompage direct du bitume des camions-citernes, afin d’éviter la contamination par les restes de liant dans les citernes de la centrale. Une exception a cependant été faite pour le bitume utilisé pour six des dix planches expérimentales (bitume 1). En raison des quantités importantes, ce bitume a pu être stocké dans une citerne de la centrale.

3.8.6.2 Matières premières Les jours précédant le chantier et aussi pendant sa réalisation, on a vérifié que les matériaux livrés correspondaient aux matériaux mentionnés dans l’étude. Aucune différence n’a été constatée. On a prélevé des échantillons de tous les matériaux en quantités suffisantes pour pouvoir réaliser à nouveau les mélanges en laboratoire en vue d’éventuelles études complémentaires.

Photo 3.7

3.8.6.3

Vue générale de la centrale d’enrobage

Points importants

Lors de la préparation des mélanges, les paramètres suivants ont été surveillés: - la phase de démarrage: lors du démarrage de la fabrication des mélanges de chaque planche expérimentale, les cinq premiers lots ont dû être éliminés car, pour les premières gâchées surtout, il y avait un risque que la température et la composition ne soient pas encore optimales; - la température des matériaux et du mélange: ceux-ci devaient se situer dans les limites données (pour les granulats et les GDB, tel que prescrit par l’entrepreneur et pour le bitume et le mélange, tel que prescrit par le fournisseur de bitume); - la quantité de mélange par gâchée: la quantité donnée par l’entrepreneur ne pouvait pas être dépassée, car on part de l’idée que cette quantité est la quantité optimale pour obtenir un mélange homogène; - les pesages par fraction: ceux-ci devaient se situer dans les limites autorisées pour garantir des mélanges de composition optimale;

84

3 - les temps des mélanges humides et secs: ceux-ci devaient correspondre à ce qui était prescrit par l’entrepreneur; - le mélange: les mélanges devaient être homogènes et présenter un aspect qui correspondait aux attentes des spécialistes des fournisseurs impliqués. Pour la mise en œuvre des différents bitumes, des spécialistes du fournisseur étaient en effet présents et pouvaient évaluer l’aspect des mélanges en toute connaissance de cause.

3.8.6.4

Echantillonnage

Des échantillons des mélanges ont été prélevés pour toutes les planches expérimentales. Les échantillons destinés aux essais au compacteur giratoire (cf. § 3.9.2.2) ont été amenés chauds au CRR afin de pouvoir les utiliser après une brève période de réchauffage (jusqu’à ce que la température souhaitée soit à nouveau atteinte). L’entrepreneur et le CRR ont prélevé des échantillons dans le skip de la centrale pour la détermination de la teneur en liant et de la granularité du mélange. L’entrepreneur a à chaque fois commencé les analyses immédiatement. Le CRR a réalisé les analyses à un stade ultérieur. L’entrepreneur s’est en outre aussi chargé de la confection des éprouvettes Marshall à partir des échantillons chauds. Celles-ci ont servi à déterminer la sensibilité à l’eau (cf. § 2.4.6.2.3.2).

3.8.6.5

Constatations

Les constatations particulières suivantes ont été faites lors de la production des mélanges des couches de liaison. 3.8.6.5.1 Dosage des granulats

- Lors de la confection du mélange de référence BB-3A avec 40 % de GDB, il a été constaté que la fraction 3/9 (fraction propre à la centrale d’enrobage), a chaque fois été ajoutée dans de trop grandes quantités: l’analyse de la fiche de production nous a par la suite appris que cette fraction s’élevait en moyenne à 154 kg par gâchée (5 000 kg) au lieu de 60 kg. 3.8.6.5.2 Dosage du liant

- Durant le premier jour de production des EME (10/04/06) avec le bitume 1, il est apparu que celui-ci a été sous-dosé par rapport à la quantité demandée. En moyenne, ce surdosage s’élevait à 0,1 % pour les mélanges contenant 5,2 % de bitume (= 5,5 % sur granulats). Cette différence était plus importante encore pour le mélange à teneur élevée en bitume. A partir du deuxième jour (11/04/2006), le dosage du bitume a été corrigé afin d’obtenir les 5,2 % souhaités (= 5,5 % sur granulats). Après analyse approfondie, il est apparu que le pesage du bitume était influencé par le niveau de remplissage de la citerne. Le problème devenait de plus en plus prononcé à mesure que celle-ci se vidait (la pompe était de moins en moins aidée dans son action par la pesanteur). - Dans le cas du mélange contenant le bitume 2, il a également été nécessaire de corriger le dosage du bitume pour parvenir à la quantité souhaitée. - la même mesure corrective a été appliquée sur le mélange contenant le bitume 3, bien que les analyses réalisées par la suite aient démontré que cela n’était pas nécessaire. Les constatations relatives au dosage du bitume (ajustements en vue d’atteindre les quantités satisfaisantes) sont peut-être aussi liées à la viscosité des bitumes utilisés dans les EME. Aucun des fournisseurs n’a cependant souligné le fait que la viscosité du bitume pouvait avoir une influence lors du pompage et du pesage à la centrale d’enrobage. La viscosité des différents bitumes n’a pas non plus été reprise dans les caractéristiques étudiées lors de l’étude préliminaire. 3.8.6.5.3 Températures

- Les températures des mélanges n’ont présenté qu’une faible variation. L’analyse des fiches de production montre un écart maximal de 7 °C sur une moyenne de 185 °C. - Outre le fait que les cinq premières gâchées de chaque type de mélange ne pouvaient pas être transportées vers les planches expérimentales, toutes les gâchées pour lesquelles les températures étaient trop basses ou trop élevées ont systématiquement été écartées lors de la production. De la sorte, on s’est assuré que chaque mélange transporté vers le chantier avait une température correcte. Chapitre 3 Le chantier expérimental

85

Le tableau 3.10 donne un résumé des données des fiches de production (des mélanges qui ont été utilisés pour la réalisation des planches expérimentales).

Numéro de mélange/planche

Granulats à la sortie du tambour sécheur

Bitume

Mélange

178

170 3 155 - 185

31114/planche 1 Temp. Moy. (°C) Ecart-type (°C) Producteur

217 4 170 - 230

Temp. Moy. (°C) Ecart-type (°C) Producteur

183 5 180 - 200


219 8 180 - 200


172 10 180 - 200


190 6 180 - 200


214 8 180 - 200


186 8 170 - 230


182 10 180 - 200


186 2 180 - 200


181 6 190 - 210

165 - 185

3172/planche 2 185 170 - 180

187 4 175 - 190

3173/planche 3 185 170 - 180

188 6 175 - 190

3179/planche 4 186 170 - 180

176 6 175 - 190

3174/planche 5 179 170 - 180

188 6 175 - 190

3175/planche 6 179 170 - 180

184 6 175 - 190

3176/planche 7 (175) 160 - 190

185 7 170 - 190

3171/planche 8 178 170 - 180

184 6 175 - 190

3177/planche 9 (184) 160 - 200

188 3 175 - 190

3178/planche 10 (184) 165 - 190

183 5 170 - 190

( ): mesurée dans la boîte d’échantillonnage, étant donné l’absence d’enregistrement pour les bitumes qui ont directement été pompés du camion-citerne; Les valeurs en italique sont celles qui sont hors limites.

Tableau 3.10

Aperçu des données relatives aux températures

En ce qui concerne les granulats (à la sortie du tambour sécheur), on a constaté, dans deux cas sur dix, que les températures étaient plus basses que celles autorisées. Dans deux autres cas, on a observé l’inverse. Dans aucun des cas, cela n’a mené à un écart au niveau de la température moyenne des mélanges. Comme nous l’avons déjà signalé ci-avant, les mélanges n’ayant pas la bonne température ont été écartés et n’ont pas été amenés sur le chantier.

86

3 Concernant les bitumes, seul le bitume 1 présentait une température trop élevée. Les spécialistes présents sur place l’ont toutefois accepté. Ce problème ne s’est plus présenté lors de la dernière livraison de ce bitume. Ici aussi, les mélanges préparés avaient une température correcte. Aucun écart type n’a été calculé pour les bitumes, car les températures ne variaient que d’1 °C, sauf dans le cas mentionné ci-avant.

3.8.6.6

Conclusions relatives à la préparation des EME

- Une excellente collaboration avec l’entrepreneur a permis de réaliser toutes les étapes mentionnées ci-avant sans aucun problème. - Il y a une très bonne correspondance avec les valeurs de consigne, sauf, comme nous l’avons mentionné, un écart de la fraction 3/9 (de la centrale d’enrobage) pour le BB-3A et les écarts concernant la teneur en liant.

3.8.7 Pose des couches de liaison (EME et mélange de référence) (cf. doc. AVS702) 3.8.7.1 -

Engins utilisés

Finisseur: Vögele super 1800-1; Compacteur à pneus: Bomag BW24R; Rouleau tandem: Hamm DV90; Petit rouleau tandem: Hamm HD10.

Une brève description de ces engins est donnée à l’annexe 2.

3.8.7.2

Etat du support avant la pose des couches d’EME

Le support (+ couche d’accrochage) était entièrement sec, propre et intact, à l’exception de ce qui est mentionné ci-après. Le 11/04/2006, juste avant la pose, le support était humide (averses nocturnes). L’eau stagnante a été éliminée à l’aide d’un camion brosse. Une fuite d’huile a souillé les sections 5 à 10. Les actions suivantes ont été réalisées: - traitement des surfaces souillées (visibles) à l’aide d’un produit absorbant: absorbant diatomée calcinée; - nettoyage à l’eau sous haute pression; - séchage à l’aide du nettoyeur à haute pression. Ce traitement a permis de nettoyer la plupart des zones souillées (mais pas toutes).

3.8.7.3 Epandage Pour chaque camion, on a contrôlé ou mesuré les points suivants: -

les bons de livraison; les températures (cf. § 3.8.7.4); l’heure et la position; l’épaisseur de la couche non compactée.

Aucune interruption n’a été constatée lors de l’épandage, sauf pour la planche 1 (30 minutes), la planche 2 (30 minutes et 5 minutes) et la planche 9 (10 minutes). Photo 3.8

Epandage de l’EME

Les données détaillées sont reprises dans le doc. AVS701.


87

La vitesse d’épandage se situait entre 4,95 et 6,14 (moyenne: 5,5) m/min. (cf. doc. AVS298). La couche d’accrochage n’a pas été endommagée par les camions d’approvisionnement; l’utilisation d’une couche d’accrochage spéciale (qui ne colle pas aux pneus) n’y est peut-être pas étrangère.

3.8.7.4

Températures

Les données détaillées figurent dans le doc. AVS701 et dans le doc. AVS733. Le tableau 3.11 donne une synthèse des températures mesurées.

Planche 1

Planches 2 à 10

Moyenne

Moyenne

Maximum

Minimum

Déversement

175

182

194

170

Epandage

173

179

190

163

Début compactage

166

174

185

163

Tableau 3.11

Températures mesurées (°C) lors de la mise en œuvre des couches de liaison

La perte moyenne de température entre le déversement et l’épandage est de 3 °C. La différence moyenne de température entre l’épandage et le début du compactage est de 6 °C. La température ambiante lors de l’épandage se situait, les trois jours, entre 5 et 12,5 °C.

On a parfois attendu quelque peu avant de procéder au compactage, pour que la température soit plus basse que la limite maximale fixée par les fournisseurs (cf. § 3.7.4). Cependant, pour la plupart des fournisseurs, le fait que la température soit au dessus de la limite supérieure ne posait aucun problème.

3.8.7.5

Echantillonnage (cf. doc. AVS705)

On a échantillonné 5 kg de mélange par camion. Ces échantillons servaient de réserve pour d’éventuels essais complémentaires.

3.8.7.6

Compactage

Le plan de compactage proposé par l’entrepreneur (cf. doc. AVS275) comprenait un précompactage à l’aide du compacteur à pneus et un compactage principal à l’aide du rouleau tandem vibrant (quatre passes vibrantes (oscillantes)). Selon la personne en charge du compactage, les «vibrations» exercées par le rouleau tandem consistaient exclusivement en une oscillation horizontale.

Photo 3.9

88

Compactage

3 Les mesures au gammadensimètre (cf. §§ 3.8.8 et 3.8.9.4) réalisées pendant et après la pose des trois premières planches en EME (planches 2 à 4) ont laissé supposer que la teneur en vides de ces couches était très faible. Cette impression a été confirmée par l’aspect fermé et parfois gras de certaines sections (cf. § 3.8.9.1). Il a donc été décidé d’adapter le nombre de passes «vibrantes » du rouleau tandem (deux au lieu de quatre) du plan de compactage originel. Vu qu’aucune amélioration réelle (aspect gras, résultats du gammadensimètre) n’a été constatée sur les planches 5 à 7, on a même demandé de ne pas réaliser de passes vibrantes sur les planches 9 et 10D (droite). Pour la planche 8, on a sciemment opté pour un nombre légèrement plus élevé de passes (trois), étant donné qu’il s’agissait d’un mélange à teneur en liant moins élevée. Pour la planche 10G (gauche), deux passes vibrantes ont été demandées afin de pouvoir établir une comparaison avec la planche 10D (aucune passe vibrante). Le tableau 3.12 indique le nombre de passes de compactage demandé et réalisé à hauteur des points de mesure (a, b, c) du gammadensimètre (cf. doc. AVS720). Le tableau montre que le nombre de passes du compacteur à pneus n’était pas égal pour toutes les planches et que le nombre de passes vibrantes demandé n’a pas (toujours) été respecté. Cela peut en partie être attribué à un effet gênant du gammadensimètre, et au fait que le premier point de mesure était stiué relativement prêt du début de la section. La disparition naturelle des passes de compactage a apparemment également joué un rôle.

Passes compacteur à pneus réalisées

Passes vibrantes demandées

Passes vibrantes réalisées

1

6, 10

4

2, 4

2

6, 8

4

3, 3

3

9

4

4

4

6

4

4

5 (première moitié)

6

4

2

5 (deuxième moitié)

6

3

2

6

8

2

2

7

10

2

4

8

6

3

6

9

4, 4, 4

0

0, 0, 0

10D (droite)

6, 4

0

0, 0

10G (gauche)

6, 4

2

2, 2

Planche

Tableau 3.12

Nombres de passes de compactage lors de la pose des couches de liaison

Complémentairement au nombre de passes reprises dans le tableau, il y a également eu un nombre indéterminé de passes du rouleau tandem (sans vibrations). Celles-ci étaient entre autres nécessaires pour aplanir l’enrobé. Leur effet sur le compactage final de la couche n’est pas négligeable, vu que la température de la couche était encore assez élevée (cf. doc. AVS733).

3.8.7.7

Particularités lors du compactage

Au début de la pose de la planche 9, le compacteur à pneus a endommagé la surface de la couche en EME sur quelques mètres. L’enrobé a collé aux pneus (froids) du compacteur. Ce problème a été résolu en aspergeant les pneus d’un produit antiadhérent.

3.8.8 Mesures au gammadensimètre lors du compactage En au moins un point par section, la MVA a été mesurée à l’aide du gammadensimètre, en fonction du nombre de passes de compactage. Les valeurs de MVM disponibles ont donc permis de calculer la teneur en vides. Ces mesures étaient destinées à corriger le plan de compactage. Les mesures ont été effectuées en position BS à l’aide des deux sondes MC-3 Portaprobe (CPN) du CRR. Pour plus d’informations au sujet des sondes et des procédures d’utilisation, on consultera la réf. 30.


89

MVA MVA moyenne glissante

MVA (g/cm3)

2, 5

2, 4

2, 3

2, 2 0

Photo 3.10 Mesures au gammadensimètre

Figure 3.3

2

4

6 8 10 12 Nombre de passes de compactage

14

16

MVA lors du compactage

Les mesures permirent en effet de suivre l’évolution de la MVA en fonction du compactage et notamment de détecter quand le maximum de compacité était atteint, comme le montre la figure 3.3. La troisième colonne du tableau 3.13 présente l’estimation des teneurs en vides obtenue au départ de la dernière mesure de MVA (fin du compactage) effectuée à la sonde.

Point de mesure

Vides (%) estimés sur chantier (cf. doc. AVS720)

Estimation corrigée des vides (%) (cf. doc. AVS714)

1

1,1

2,1

2,4

1

1,2

2,6

2,5

2

2,1

0

3,8

2

2,7

0

3,9

4,1

3

3,9

0

2,1

1,6

4

4,2

0

3,2

3,6

5

5,1

1,2

5,7

6,7

6

6,2

0

2,5

2,4

7

7,1

0

2,3

1,7

8

8,2

0

3,8

4,4

9

9,1

0,6

3,4

3,5

10

10,7

0,2

4,6

4,6

10

10,11

0,3

4,7

10

10,14

0

4,5

Section

Vides (%) sur carottes (cf. doc. AVS714)

4,3

Note: Les valeurs «0» indiquées dans la troisième colonne sont en fait des valeurs négatives de teneur en vides auxquelles aboutit le calcul au départ des mesures de MVA effectuées à l’aide du gammadensimètre.

Tableau 3.13

90

Estimation des teneurs en vides des couches de liaison

3

Il est clair que, à l’exception de la section 1 de référence en BB-3A, les valeurs reprises à la troisième colonne ne correspondaient pas à l’attente, ni du reste à la réalité. Les raisons de cet échec sont expliquées brièvement ciaprès. Une estimation correcte des vides repose sur: - l’introduction d’un «biais» (facteur de correction des sondes, déterminé sur un point de référence fixe. Ce facteur dépend du mode de mesure: BS (avec lame d’air) ou AC (contact avec la surface); - la connaissance des MVM; - l’existence d’une corrélation entre les MVA mesurées à l’aide du gammadensimètre et celles mesurées sur carottes. Cette corrélation est propre à chaque mélange. Au moment des mesures, il n’a pas été tenu compte des biais. Les valeurs de ces facteurs de correction sont -0,018 g/cm3 pour la sonde 2 et -0,049 g/cm3 pour la sonde 1 (cf. doc. AVS293). Lors des mesures, il a été tenu compte des valeurs de MVM disponibles à l’époque. Les valeurs des MVM pour les EME ont été calculées dans le cadre de l’étude du chapitre 2, celle de la planche 1 (mélange de référence) provient de la note justificative. Le tableau 3.14 montre que, à part pour le mélange de référence (planche 1), de grandes différences existent parfois entre les MVM calculées dans le cadre de l’étude et celles déterminées par après sur les échantillons réels (parfois jusqu’à 0,063 g/cm3).

Planche

Nature

Mélange

MVM (calculées) (cf. doc. AVS315)

MVM (vrac VBG)

MVM (vrac CRR)

31 114

(NJ: 2,522)

2,514

2,521

1

BB-3A + 40 % de GDB (Bit. 1)

2

EME squelette sableux (Bit. 1)

3 172

2,468

2,521

2,532

3

EME squelette sableux + 25 % de GDB (Bit. 1)

3 173

2,464

2,487 *

2,488 *

4

EME squelette sableux sensible à l’orniérage (Bit. 1)

3 179

2,448

2,487

2,491

5

EME squelette pierreux (Bit. 1)

3 174

2,484

2,547

2,531

6

EME squelette pierreux + 25 % de GDB (Bit. 1)

3 175

2,475

2,518

2,509

7


3 176

2,484

2,529

2,542

8

EME squelette sableux sensible à la fissuration (Bit. 1)

3 171

2,488

2,537

2,548

9


3 177

2,484

2,518

2,520

10


3 178

2,484

2,534

2,544

11

SMA-D2

7 425

(NJ: 2,419)

2,411

2,422

* : 2ème détermination. NJ: note justificative.

Tableau 3.14

Comparaison des MVM (g/cm³)


91

Pour le mélange de référence (planche 1), on a utilisé la corrélation MVAcarotte = 0,875 MVAsonde + 0,26, établie pour un mélange similaire (pas exactement pareil, mais très proche) utilisé sur le ring d’Anvers (cf. doc. AVS286). Par manque de données, aucune corrélation n’a été utilisée pour les mesures réalisées sur chantier sur les EME. Ces corrélations ont établies après la réalisation du chantier (cf. annexe 3). Dans le tableau 3.13, nous avons mentionné dans la quatrième colonne les valeurs des teneurs en vides que nous aurions pu déduire des mesures de MVA effectuées à l’aide du gammadensimètre si l’on avait pris en compte les paramètres détaillés ci-dessus (estimations corrigées). On constate que ces valeurs sont fort différentes de l’estimation effectuée sur chantier, mais aussi fort proches de celles déterminées sur les carottes prélevées à l’endroit des mesures (cinquième colonne du tableau). Nous en concluons que pour de prochains chantiers, la mesure des densités en cours de compactage à l’aide d’une sonde est pertinente à condition de tenir compte des facteurs correctifs propres à la sonde utilisée (biais), d’utiliser une valeur correcte de MVM et de se baser sur une corrélation (MVAsonde/MVAcarotte) préalablement établie pour un mélange similaire.

3.8.9 Observations et mesures après achèvement des sous-couches (EME et référence) Dès achèvement du compactage, on a procédé aux observations et mesures suivantes: examen visuel, planéité (règle de 3 m et ARAN), portance (masse tombante), densité in situ (gammadensimètre) et carottages.

3.8.9.1

Aspect des couches de liaison immédiatement après leur achèvement

Le tableau 3.15 indique les observations relatives à l’aspect de surface des couches de liaison juste après leur achèvement. Aspect gras Section

Hétérogénéités Oui

1

Aspect relativement gras

2 Quelques zones grasses (longueur totale: 24 m)

4

La planche est très grasse presque partout

5

Aspect gras à différents endroits (longueur totale: 27 m)

6

Aspect généralement assez gras

7

Quelques zones grasses, surtout au milieu (transversalement)

8

9

Légèrement hétérogène à un endroit (longueur: 1 m)

Un joint de reprise visible Traces du compacteur à pneus visibles en quelques endroits

X

Localement: une remontée de bitume; celle-ci correspond au remplissage d’un trou de carotte dans les couches de liaison (cf. § 3.8.4.2)

Quelques zones grasses au milieu (transversalement)

10

Tableau 3.15

92

Aspect hétérogène (concentration de pierres) dans deux zones (longueur: 4 et 15 m) dont une correspond apparemment au point d’arrêt du finisher X

3

Divers

Non

X

Observations de la surface des couches de liaison juste après leur achèvement

3 3.8.9.2

Planéité (règle de 3 m)

Sur chaque planche, dix mesures ont été réalisées (cinq transversalement (T) et cinq longitudinalement (L)) aux endroits les moins bons d’un point de vue visuel. Le doc. AVS703 donne les résultats de ces mesures. Si l’on exclut les endroits particuliers (arrêt du finisseur, frayées visibles), on obtient le tableau de synthèse 3.16. Longitudinalement (L)

Transversalement (T)

Planche Moyenne (mm) Maximum (mm) Moyenne (mm) Maximum (mm) 1

4,5

6

3,3

4

2à9

2,1 à 3,6

3,5 à 5,5

2,7 à 4,4

3,5 à 5,5

10

1,6 à 2,2

2à3

2 à 2,6

2,5 à 4

Tableau 3.16

Planéité mesurée (règle de 3 m)

Les conclusions suivantes peuvent être tirées: - toutes les valeurs mesurées se situent sous la valeur imposée dans le SB250 (10 mm); - dans le sens longitudinal (L), tous les EME, du point de vue de la planéité, sont meilleurs que la planche 1 (de référence); - dans le sens transversal (T), les valeurs de planéité mesurées sur les planches en EME sont du même ordre de grandeur que celles de la planche 1 (référence); - la planche 10 est celle qui présente les meilleurs résultats.

3.8.9.3

Uni (ARAN)

L’uni longitudinal a également été mesuré au moyen de l’ARAN (cf. doc. AVS769 et doc. AVS779). Le tableau 3.17 reprend les valeurs moyennes des CP pour les courtes longueurs d’onde. Sections

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Gauche

35,6

39,7

35,1

26,4

34,7

39,3

31,1

30,6

27

34,8

Droite

44

61,6

47,6

33,5

41,9

33,9

30,1

33,7

31,8

25,1

Tableau 3.17

Valeurs moyennes de CP2,3 à la surface des EME

Le SB250 n’impose pas d’exigences pour l’uni des couches de liaison. Toutefois, dans l’ensemble, les résultats obtenus au niveau des couches de liaison peuvent être considérés comme bons lorsqu’on les compare aux exigences relatives aux couches de roulement (< 35).

3.8.9.4

Mesures au gammadensimètre et carottages après refroidissement

La MVA (moyenne de trois mesures) a été déterminée à l’aide du gammadensimètre en dix points de mesure sur chacune des dix sections, après l’achèvement du compactage. Les points de mesure étaient plus ou moins répartis uniformément sur chaque planche, en tenant éventuellement compte des différences d’aspect du revêtement (p.ex. gras ou hétérogène: cf. § 3.8.9.1). Les trois points de mesures ayant donné les valeurs les plus basses (ainsi que trois ayant donné les plus hautes) de MVA ont été sélectionnés, en vue d’y réaliser un carottage (100 cm2). Ces six points de mesure ont été utilisés pour déterminer les régressions MVAsonde/MVAcarottes (cf. annexe 3). Outre la détermination de la teneur en vides (et de la compacité relative), les carottes ont subi un examen visuel et ont servi à la détermination des épaisseurs des couches (cf. § 3.9.3). Complémentairement, trois carottes de 400 cm2 ont été prélevées dans chaque section afin de déterminer la résistance à l’orniérage (essai au simulateur de trafic) de chaque couche (EME et couches sous-jacentes) des carottes (cf. § 3.9.3.6) Chapitre 3 Le chantier expérimental

93

3.8.9.5

Mesures aux déflectomètres à masse tombante

Des mesures ont été effectuées simultanément à l’aide de deux déflectomètres à masse tombante (CRR et AWV) en vue de comparer leurs résultats de mesure. Les mesures effectuées montrent que les deux appareils fournissent des résultats comparables (cf. doc. AVS748)

3.8.10 Pose de la couche d’accrochage au niveau -3 (cf. doc. AVS715) De l’Emuclean, une émulsion spéciale qui n’adhère pas aux pneus, a été appliquée le 18/04/2006 sur une surface propre et sèche. Le taux d’épandage n’a pas été mesuré; l’entrepreneur avait demandé d’appliquer 400 g/m2 (normalement: 300 g/m2) Lors de l’exécution, il a été constaté qu’un des gicleurs de l’épandeuse était bouché. On s’est penché sur le problème, mais il n’a pas été possible de le résoudre totalement. L’émulsion a donc été moins bien appliquée à certains endroits. Ces défauts linéaires ont par la suite été corrigés.

3.8.11 Fabrication de l’enrobé pour la couche de roulement (SMA) On a constaté que la température du SMA-D2 (mélange M7425) dépassait de 2 °C la valeur limite supérieure prévue, ceci sur une production totale de 1 300 t d’enrobé et pour une température moyenne des granulats qui tend vers la limite inférieure, à la sortie du tambour sécheur. La température moyenne du liant se situe, elle, près de la limite supérieure prévue. Le tableau 3.18 donne un aperçu des températures.

Mélange 7425

Granulats à la sortie du tambour sécheur

Bitume

Mélange

179

181

182

8

5

7

170 - 230

165 - 185

155 - 180

Température moyenne (°C) Ecart-type (°C) Producteur

Tableau 3.18

Aperçu des températures du SMA

3.8.12 Pose de la couche de roulement (cf. doc. AVS709) La couche de roulement a été posée sur toute la largeur des deux bandes à l’aide de deux finisseurs travaillant en parallèle. Seule la pose de la première bande (voie de droite) a été suivie de manière systématique.

3.8.12.1 Engins utilisés

Photo 3.11 Pose de la couche de roulement

94

- Finisseurs: - Vögele 1900: a été utilisé sur la planche 11(bande d’arrêt d’urgence) et sur la deuxième voie de circulation; - Vögele super 2100: utilisé sur la première voie de circulation. - Rouleau tandem: - Bomag BW174AD; avec oscillation horizontale: utilisé sur la planche 11 (BAU) et sur la deuxième voie de circulation; - Bomag BW184AD; avec vibrations verticales: utilisé sur la première voie de circulation. - Rouleau Tridem: - Hamm HW90: utilisé sur la planche 11 (BAU) et sur la deuxième voie de circulation; - Hamm HW90: utilisé sur la première voie de circulation.

3 Une brève description de ces engins est donnée en annexe 2.

3.8.12.2 Etat du support avant la pose de la couche de roulement Il n’y a rien de particulier à faire remarquer, sauf le fait qu’à certains endroits, la couche d’accrochage a collé aux pneus. Ceux-ci ont alors été aspergés d’un produit anti-adhérent.

3.8.12.3 Epandage (cf. doc. AVS708) Pour chaque camion, on a contrôlé ou mesuré les points suivants: - les bons de livraison; - les températures (cf. § 3.8.12.4); - l’heure et la localisation; - l’épaisseur de la couche non compactée. Aucune interruption n’a été constatée lors de l’épandage, sauf à deux reprises (12 minutes et 19 minutes). La vitesse d’épandage était d’environ 5m/min (selon l’entrepreneur).

3.8.12.4 Températures Les températures suivantes ont été mesurées: - température de l’air: entre 7 et 12 °C ; - lors du déversement: entre 161 et 183 °C (moyenne: 172 °C); - après épandage: entre 155 et 183 °C (moyenne: 165 °C); - au début du compactage: entre 120 et 170 °C.

3.8.12.5 Echantillonnage (cf. doc. AVS705) L’échantillonnag du SMA a exclusivement eu lieu sur la planche 11 (au total dix échantillons d’environ 5 kg). Ces échantillons ont été mis de côté pour d’éventuels essais complémentaires.

3.8.12.6 Compactage (cf. doc. AVS730) Selon les informations obtenues (auprès des personnes en charge du compactage) et les véhicules utilisés (cf. ci-avant): - les vibrations éffectuées sur la première voie de circulation étaient principalement verticales; - les vibrations éffectuées sur la deuxième voie de circulation étaient principalement horizontales.

3.8.12.7 Mesures au gammadensimètre lors du compactage La MVA a été mesurée une fois par planche à l’aide du gammadensimètre, en fonction du nombre de passes de compactage. Pour le principe de ces mesures, nous renvoyons au paragraphe relatif aux mesures réalisées sur les couches de liaison (cf. § 3.8.8). Les mesures ont ici été réalisées en mode AC (cf. réf. 30), mieux adapté aux couches fines. Par conséquent, la valeur de biais est devenue négligeable pour les deux sondes (sonde 1: -0,008 g/cm3; sonde 2: 0,007 g/cm3) (cf. doc. AVS293). Sur le chantier, on a utilisé la corrélation MVAcarotte = 0,6649 MVAsonde + 0,7451, établie pour un mélange semblable (pas exactement le même, mais relativement proche) utilisé sur le ring d’Anvers (cf. doc. AVS286). La MVM mesurée sur des échantillons en vrac (2,411 g/cm3) correspondait également bien à celle de la note justificative (2,419 g/cm3) (cf. doc. AVS713). Il est donc normal que l’on ait constaté une bonne correspondance entre les vides estimés sur le chantier (sans biais, MVM de la note justificative, régression du ring d’Anvers) et les vides évalués par la suite (avec biais, MVM Chapitre 3 Le chantier expérimental

95

Vides (%) estimés sur chantier (cf. doc. AVS730)

Estimation corrigée des vides (%) (cf. doc. AVS730)

1

9,4

10,8

2

8,7

9,8

3

7,9

8,8

4

6,7

7,0

5

7,5

8,2

6

8,2

9,2

7

8,6

9,7

8

7,2

7,7

9

6,0

6,1

10

6,5

6,8

11

9,6

11,0

Section

mesurées et régression déterminée sur la section 11: cf. annexe 3). Ceci est démontré dans le tableau 3.19, établi sur base des dernières mesures (fin du compactage) réalisées avec le gammadensimètre.

3.8.13 Observations et mesures après achèvement de la couche de roulement (SMA) Après achèvement du compactage, on a procédé aux observations et mesures suivantes: examen visuel, uni (ARAN), adhérence (SCRIM), orniérage (ARAN), portance (déflectomètre à masse tombante), densité in situ (gammadensimètre) et carottages.

3.8.13.1 Aspect de la couche de roulement

L’aspect général était bon et homogène. La zone d’environ 75 cm de large situé le long du bord droit de la première voie de circulation était, visuellement, plus fermée que la zone adjacente. Ceci était plus prononcé dans les deux premières planches en EME. Selon l’entrepreneur, cela est dû à un mauvais réglage (précompactage) des extensions du finisseur. Tableau 3.19

Estimation des teneurs en vides du SMA

3.8.13.2 Mesures à la sonde gamma après refroidissement et carottages Comme il était convenu de ne pas carotter dans la couche de roulement au niveau de l’autoroute (et donc des sections 1 à 10), toutes les mesures en relation avec les carottages ont été effectuées sur la section 11 (dans la bande d’arrêt d’urgence). Sur la section 11, on a déterminé, après finalisation du compactage, la MVA en dix points (trois mesures par point), et ce à l’aide du gammadensimètre. Les points étaient répartis de manière plus ou moins uniforme sur la section. Les trois points de mesures ayant donné les valeurs les plus basses (ainsi que trois ayant donné les plus hautes) de MVA ont été sélectionnés en vue d’y réaliser un carottage. Ces six points de mesure ont été utiliséss pour déterminer les régressions MVAsonde/MVAcarottes (cf. annexe 3). Sur toutes les autres sections (1 à 10), la MVA a été mesurée en trois points de mesure par section (une dans la frayée de gauche, une au milieu et une dans la frayée de droite de la première voie de circulation). Ces mesures ont permis d’évaluer la teneur en vides sur base de la corrélation mentionnée ci-avant. Les valeurs obtenues figurent dans la dernière colonne du tableau 3.19.

3.8.13.3 Mesures d’uni, d’adhérence, d’orniérage et de portance Nous renvoyons au § 3.10.4.

3.9 Détermination des caractéristiques des nouvelles couches de liaison (EME et référence) 3.9.1 Liants Les liants utilisés pour les planches expérimentales ont été échantillonnés à la centrale. Leurs caractéristiques ont été déterminées et, le cas échéant, comparées à celles des litants utilisés dans le cadre de l’étude en laboratoire (cf. § 2.3.2). Les caractéristiques des liants extraits des échantillons en vrac prélevés sur chantier ont également été déterminées. 96

3 3.9.1.1

Caractéristiques classsiques

Le tableau 3.20 présente les résultats de ces mesures. Ce tableau reprend également les données présentées au niveau de l’étude en laboratoire (cf. tableau 2.12) afin de permettre une comparaison plus aisée.

Avant vieillissement

Bitume 1

Produit

Origine

N° CRR

°C Pen déversement (1/10 mm)

Bitume 2

Type

Pen (1/10 mm)

A&B (°C)

2842/1

175 à 180

22

71,2

RCAT

17

81,3

étude

2842/2

165

18

74,8

RCAT

14

82,5

étude

3485

165

23

66,4

chantier

3897

163,2

17

75,8

extraction

11

77,6

RTFOT

17 (12 à 22)

72 (< +8)

RCAT

18

71,8

extraction

11

77,4

RTFOT

15

70 (<+6)

RCAT

13

78,4

extraction

10

77,6

RTFOT

13

76

RCAT

14

80,9

extraction

14

77,1

RTFOT

19

75,5

21 (15 à 25) 66 (64 à 72)

SB250

15 à 25

55 à 72

étude

2843/1

175 à 180

22

64,8

étude

2843/2

175

21

67

étude

3484

175

18

66

chantier

3898

173,5

16

66,2

fournisseur

18 (10 à 20) 67 (59 à 72)

SB250

Bitume 3

A&B (°C)

étude

fournisseur

10 à 20

58 à 78

étude

3233

175 à 180

16

70,2

étude

3476

170

17

69,8

chantier

3899

168,2

16

70,6

fournisseur

15 (10 à 20) 71 (60 à 76)

SB250

Bitume 4

Après vieillissement

10 à 20

58 à 78

étude

2862

175 à 180

16

70,3

étude

3516

165

23

68,6

chantier

3900

162,7

22

68,2

fournisseur SB250

Tableau 3.20

26 (20 à 30) 68 (64 à 72) 20 à 30

64 à 72

Caractéristiques des liants

Les commentaires qui suivent ne concernent que les résultats obtenus sur les liants prélevés lors du chantier et sur les liants extraits des mélanges de chantier (les commentaires concernant les liants utilisés lors de l’étude se trouvent au § 2.3.2.1). 3.9.1.1.1 Avant vieillissement Toutes les caractéristiques classiques (pénétration et température A&B) mesurées sur les liants échantillonnés au chantier respectent les valeurs exigées par les fournisseurs, sauf la température A&B du bitume 1. De manière plus détaillée:


97

Bitume 1

L’analyse sur chantier correspond bien à la deuxième analyse de l’étude en laboratoire (où la température A&B était déjà en dehors des limites), mais pas avec les autres. Il semble évident qu’il s’agit d’un problème de constance de la température A&B de ce produit. Bitume 2

L’analyse sur chantier correspond bien à la troisième analyse de l’étude en laboratoire. La pénétration est un peu plus basse que celle des deux premières analyses de cette étude, mais correspond mieux aux valeurs fixées par le fournisseur. Bitume 3

C’est le liant le plus constant: aucune différence entre l’étude en laboratoire et le chantier. Bitume 4

L’analyse sur chantier correspond bien à la deuxième analyse de l’étude en laboratoire. Les résultats de la première analyse de cette étude ont pu être influencés par une température de réchauffage trop élevée lors de la préparation de l’échantillon. 3.9.1.1.2 Après vieillissement Rappelons que le liant dont il est question a été obtenu après extraction à partir des mélanges prélevés sur chantier. La procédure d’extraction et notamment le solvant utilisé ont probablement affecté les caractéristiques de ce liant (notamment dans le sens du durcissement). Les commentaires qui suivent doivent donc être relativés pour tenir compte de ce fait. 3.9.1.1.2.1 Valeurs absolues

Il y a peu de différences entre les différents produits: la valeur de pénétration se situe entre 10 et 14 1/10 mm; la température A&B est située autour des 77 °C. 3.9.1.1.2.2 Comparaison avec les valeurs avant vieillissement

- La valeur de pénétration passe de 5 à 8 (1/10 mm). - La température A&B passe de 7 à 11 °C; exception: celle du bitume 1 n’augmente que de 1,8 °C, mais était déjà assez élevée avant vieillissement. 3.9.1.1.2.3 Comparaison avec les valeurs données par le fournisseur (après RTFOT)

- La pénétration mesurée est systématiquement (3 à 6 1/10 mm) plus basse que celle annoncée par les fournisseurs. - La température A&B mesurée est systématiquement plus élevée que celle annoncéee par les fournisseurs (légèrement pour les bitumes 3 et 4 (+ 1,6 °C); de manière plus importante pour le bitume 2 (+ 6,6 °C) et le bitume 1 (+ 5,6 °C)). 3.9.1.1.2.4 Comparaison avec les valeurs obtenues dans le cadre de l’étude en laboratoire (RCAT)

- La pénétration mesurée après extraction est systématiquement plus basse que celle mesurée lors de l’étude en laboratoire (après RCAT) (trois à sept points de différence, sauf pour le bitume 4, dont la valeur n’a pas varié). - La température A&B après extraction est plus élevée qu’après RCAT pour le bitume 2. Elle est plus basse pour les bitumes 1, 3 et 4. Attention: les mesures n’ont pas été réaliséees sur les mêmes lots!

98

3 3.9.1.2

Caractéristiques rhéologiques

3.9.1.2.1 Aperçu des essais réalisés et des méthodes d’essai Les essais rhéologiques suivants ont été réalisés sur les quatre liants qui ont été utilisés dans les planches expérimentales en EME. Les liants ont été échantillonnés par le CRR à la centrale d’enrobage. Mesures DSR

Il s’agit de mesures du module de cisaillement [G*] et de l’angle de phase du liant. Ces mesures ont été réalisées à 52 °C et à 1,6 Hz selon la méthode de la plaque parallèle de la EN 14770 [réf. 31]. Les mesures DSR sur les quatre liants des planches expérimentales ont été réalisées avant vieillissement par le CRR. Après récupération sur les carottes prélevées sur les planches elles ont été réalisées par l’Afdeling Wegenbouwkunde du AWV. Le CRR et l’AWV travaillent avec un appareil différent, mais appliquent la même méthode de mesure. Mesures ZSV

Sur base des mesures DSR, on a déterminé la viscosité à 60 °C et à une fréquence très basse. La ZSV permet d’évaluer la sensibilité à l’orniérage du liant. Ces mesures ont été réalisées par l’Afdeling Wegenbouwkunde de l’AWV sur le liant récupéré. Mesures BBR

Pour ces mesures, on soumet un barreau de bitume à une charge à basse température, comme présenté à la figure 3.4. L’essai consiste à déterminer la déflexion des éprouvettes en fonction du temps de charge, à une température constante. Sur base de l’allongement et de la contrainte, on détermine le module de rigidité en fonction du temps. Ces mesures ont été réalisées selon la NBN EN 14771 [réf. 32]. Les paramètres suivants ont été déterminés et déduits: - le module de rigidité après 60 s de temps de charge: S(60s); - la pente après 60 s de la courbe log(S) / log (t = temps de chargement). - la température critique à laquelle le module de rigidité S(60s) est de 300 MPa; - la température critique à laquelle l’inclinaison m = 0,300. Ces mesures sont une indication de la résistance à la fissuration à basses températures.

P (100 g) 0,6

Déflexion (mm)

Rigidité (MPa) 1000

0,5

Pente m à 60 s

0,4 0,3 0,2 0,1 0 0

60

Figure 3.4

120 180 Temps (s)

240

300

100

1

10

60s 100 Temps (s)

1000

Principe de la mesure BBR et paramètres S(60s) et m(60s)


99

Dans les lignes qui suivent figure un résumé des résultats par type de mesures. Ils sont comparés quand cela est possible aux résultats des mesures rhéologiques sur les liants de l’étude en laboratoire du § 2.3.2.2. 3.9.1.2.2 Résultats des mesures DSR Les résultats des mesures DSR à 52 °C et à 1,6 Hz sur les liants des planches expérimentales sont donnés dans les tableaux 3.21 et 3.23 pour G* et l’angle de phase. Deux éprouvettes ont chaque fois été testées. La discussion des résultats se trouve dans le doc. AVS505. Les tableaux établissent également une comparaison avec les mesures DSR des liants de l’étude en laboratoire, avant et après vieillissement RCAT à court terme (pour plus de détails, cf. § 2.3.2.2). Le tableau 3.22 présente l’augmentation relative de G* après vieillissement. Il est bon de noter que le rhéomètre et la méthode d’essai utilisés sur les liants des planches expérimentales et dans l’étude en laboratoire étaient différents: respectivement Bohlin et Metravib. Etant donné qu’on a constaté des différences entre les lots pour trois des quatre liants (cf. § 2.3.2), il est important de mentionner que les mesures DSR ont chaque fois été réalisées sur le premier lot. Valeur de rigidité (G*) Les tableaux 3.21 et 3.22 permettent de conclure ce qui suit concernant les valeurs G*: Avant vieillissement: - Avant vieillissement, la rigidité à haute température de tous les liants est assez comparable, surtout lorsqu’on tient compte de la précision des mesures. Parmi les liants de l’étude en laboratoire, c’est le bitume 2 qui avait la valeur G* la plus basse, parmi les liants des planches expérimentales, c’était le bitume 4. Mais il faut noter que le premièr lot du bitume 2 de l’étude en laboratoire était également trop mou par rapport aux spécifications du fournisseur. Le bitume 3 de l’étude était le plus rigide; c’est aussi le cas du liant des planches expérimentales. - Les valeurs G* des liants des planches expérimentales sont comparables, mais souvent légèrement plus basses que les valeurs de l’étude en laboratoire, sauf le bitume 2 qui a une valeur G* plus élevée dans les planches expérimentales. Pour ce dernier, nous renvoyons à l’explication ci-avant. Il est toutefois dangereux de tirer des conclusions pour les autres liants, vu que l’appareil DSR utilisé sur les liants de l’étude en laboratoire n’est pas le même que celui utilisé sur les liants des planches expérimentales. De petites différences entre les appareils (de l’ordre de 15 % environ), combinées à des différences entre les lots, peuvent expliquer ces différences. Après vieillissement: - Les valeurs G* des liants récupérés ont augmenté. Cette augmentation est logique vu la production et la mise en œuvre (première étape de vieillissement). Après récupération, on peut établir deux groupes: les bitumes 3 et 1 d’une part, les 2 et 4 d’autre part. - L’augmentation des valeurs G* après le vieillissement consécutif à la fabrication est comparable pour les quatre liants, mais plus importante que celle obtenue après vieillissement RCAT à court terme. La valeur G* augmente, après le vieillissement dû à la production et la récupération du liant, d’un facteur moyen de 3,6 (2,7 à 4,7, selon le liant, cf. tableau 3.22). Dans le cas du vieillissement RCAT à court terme, ce facteur est en moyenne de 2,3 (cf. tableau 2.15). Ce vieillissement plus important peut probablement être attribué aux températures de production plus élevées des EME et à la nature du bitume, ce qui fait que dans le cas des EME, le vieillissement à court terme en laboratoire donne peut-être une sous-estimation du vieillissement dû à la production. Une autre possibilité est qu’un durcissement supplémentaire soit dû au solvant utilisé. Une étude réalisée par le CRR dans le cadre du projet européen NR2C sur les EME et le vieillissement RTFOT (équivalent au RCAT à court terme), confirme les résultats obtenus ici et démontre que l’effet du solvant est négligeable [réf. 2]. - Le tableau 3.22 indique que le liant 3 vieillit plus que les autres en cours de production. Les bitumes 2 et 4 vieillissement le moins à haute température. De telles différences n’ont pas été notées avec le vieillissement en laboratoire: dans les limites de la précision, aucune réelle différence n’a été constatée entre les liants, bien que le liant 4 présente le vieillissement le plus important (cf. tableau 2.13 ainsi que tableau 2.15). Aucune explication ne peut être trouvée, ni au niveau des températures de production des mélanges, ni au niveau des températures des liants.

100

3 - Il est également important de faire remarquer que ce vieillissement plus conséquent à haute température ne signifie pas nécessairement que c’est le cas pour le domaine complet de températures (cf. § 2.3.2.2.2, plus la température est élevée, plus le durcissement est important). De plus, nous devons être prudents avec ces différences, étant donné l’incertitude de mesure. Type

Bitume 1

Bitume 2

Bitume 3

Bitume 4

0,18 (CRR 2842)

0,09 (CRR 2843)

0,19 (CRR 3233)

0,14 (CRR 2862)

Liant non vieilli planche expérimentale (CRR)

0,13

0,11

0,13

0,08

Liant vieilli RCAT à court terme étude laboratoire (CRR)

0,45

0,25

0,49

0,41

Liant récupéré planche expérimentale (AWV)

0,49

0,30

0,59

0,27

Bitume 1

Bitume 2

Bitume 3

Bitume 4

Etude laboratoire (vieilli à court terme/non vieilli)

2,5

2,7

2,6

2,9

Planche expérimentale (récupéré/non vieilli)

3,9

2,7

4,7

3,4

Liant non vieilli étude laboratoire (CRR)

Tableau 3.21

Valeurs G* à 52 °C et 1,6 Hz

Type

Tableau 3.22

Augmentation de G* (G*vieilli / G*non vieilli) à 52°C et 1,6 Hz

Angle de phase Type

Bitume 1

Bitume 2

Bitume 3

Bitume 4

Liant non vieilli étude laboratoire (CRR)

57,4

66,5

61,9

62,5

Liant non vieilli planche expérimentale (CRR)

57,8

66,9

61,4

63,2

Liant vieilli RCAT à court terme étude laboratoire (CRR)

48,9 (-8,5)

59,6 (-6,9)

54,1 (-7,8)

53,7 (-8,8)

Liant récupéré planche expérimentale (AWV)

47,5 (-10,3)

58,4 (-8,5)

47,1 (-14,3)

55,2 (-8,0)

Tableau 3.23

Valeurs des angles de phase à 52 °C et 1,6 Hz

Le tableau 3.23, qui présente les résultats des angles de phase à 52°C et 1,6 Hz permet de constater ce qui suit: Sur les liants non vieillis: - De tous les liants, c’est le liant 2 qui a l’angle de phase le plus grand à 52 °C, et ce aussi bien pour les planches expérimentales que dans l’étude en laboratoire. Les autres liants sont fortement comparables dans les limites de précision des mesures. - Les angles de phase des liants de l’étude en laboratoire sont fortement comparables à ceux des liants des planches expérimentales. Après vieillissement/récupération: - Après récupération (production et mise en œuvre), l’angle de phase est devenu plus petit. Cela correspond aux résultats obtenus après vieillissement RCAT à court terme. Les différences après récupération sont toutefois un peu plus importantes qu’après vieillissement RCAT à court terme. Ici aussi, on peut l’attribuer aux températures de production plus élevées des EME, ce qui fait que le vieillissement en laboratoire donne une sous-estimation du procédé de vieillissement de production réel. Chapitre 3 Le chantier expérimental

101

- Parmi les liants provenant des planches expérimentales, c’est le liant 3 qui a subi les plus grandes modifications à haute température suite au vieillissement de production. Ce sont les liants 2 et 4 qui ont changé le moins. Cette classification des liants ne correspond pas à celle du vieillissement RCAT à court terme, où aucune différence significative n’a été notée. 3.9.1.2.3 Résultats des mesures ZSV Les résultats ZSV sur les liants récupérés des planches expérimentales obtenus à 60 °C par l’AWV sont repris dans le tableau 3.24. Plus les valeurs ZSV sont élevées, plus la résistance à l’orniérage est bonne. Les résultats de l’AWV figurent dans le doc. AVS760. Les résultats ZSV sur les liants récupurés des planches expérimentales ne peuvent pas être comparés directement à ceux des mesures ZSV de l’étude en laboratoire (cf. § 2.3.2.2.3). Nous ne disposons pas de données qui ont été obtenues dans les mêmes conditions d’essai: - les résultats sur les liants originels (avant vieillisement) obtenus par le CRR ont été exprimés en température d’équiviscosité (selon la pr CEN/TS 15324) [réf. 15]; - les résultats sur les liants récupérés des planches expérimentales de l’Afdeling Wegenbouwkunde ont été déterminés à une température de 60 °C. Il apparaît cependant que nous obtenons des conclusions comparables. Le tableau 3.24 permet de constater ce qui suit: Liant récupéré des planches expérimentales

ZSV ( à 60 °) (kPa.s)

Bit. 1

418

Bit. 2

44,7

Bit. 3

423

Bit. 4

99,8

B50/70 + 40 % de GDB

1,81

Bit. 1 + 25 % de GDB

597

Tableau 3.24

ZSV à 60 °C des liants récupérés

- le liant 2 a la valeur ZSV la plus basse et serait donc le plus sensible à l’orniérage. Ceci correspond aux constatations du § 2.3.2.2.3; - les liants 1 et 3 des planches expérimentales sont fortement comparables. Ceci correspond aussi assez bien avec les résultats ZSV de l’étude en laboratoire; - le liant 4 des planches expérimentales a une ZSV plus basse que celle obtenue dans l’étude en laboratoire. Pour ce liant, nous savons toutefois que le premier lot (sur lequel on a déterminé la ZSV) était plus dur que les autres. Ce résultat est donc cohérent; - il faut noter que la ZSV du liant récupéré sur le BB-3 – section avec 50/70 et 40 % de GDB – présente une valeur bien plus basse. Ce liant devrait donc être plus sensible à l’orniérage.

3.9.1.2.4 Résultats des mesures BBR Le tableau 3.25 donne les résultats des mesures BBR, présentés comme températures critiques auxquelles S(60s) = 300 MPa et m(60s) = 0,3. Les liants des planches expérimentales ont été testés à trois stades différents: - avant vieillissement: les liants ont été testés par le CRR; - après vieillissement RCAT à court terme: ces liants ont été testés par le CRR; - après récupération: les liants des carottes prélevées sur les planches expérimentales ont été testés par l’Afdeling Wegenbouwkunde du AWV. Le liant 1 a également été testé par le CRR. Les résultats figurent respectivement dans les documents doc. AVS502, doc. AVS505 et doc. AVS760. Il faut noter que le CRR et l’AWV ont utilisé le même type d’appareil.

102

3 Le tableau 3.25 permet de constater ce qui suit: - les températures critiques sont devenues moins négatives après récupération. Les liants sont donc plus sensibles à la fissuration à basse température; - les liants originels sont fortement comparables en matière de performances mais c’est le liant 4 qui est le plus performant. Ceci reste valable après vieillissement RCAT à court terme. Après récupération (après vieillissement de production), les performances diffèrent fortement. C’est le liant 3 qui a le moins vieilli à basse température et le liant 1 qui a le plus vieilli. Le liant 3 devrait donc être le plus résistant à la fissuration à basse température; - nous constatons en outre que les modifications des liants sont plus importantes après vieillissement de production qu’après vieillissement RCAT à court terme. Il est possible d’attribuer ce vieillissement supplémentaire aux températures de production plus élevées et à la nature des liants; - ce qui ressort fortement du tableau 3.25, pour les liants récupérés, ce sont les très fortes différences entre les températures critiques déduites de S et de m. Des différences entre les deux températures critiques avaient déjà été constatées auparavant, mais étaient tout au plus de 5 °C. Vu que ces différences importantes ne sont observées que sur les liants récupérés, cet effet peut probablement être attribué au solvant; - lorsque nous nous basons sur les résultats après vieillissement RCAT à court terme, les performances des liants les moins performants (1 et 2) satisfont toutefois encore à ce qui est acceptable pour les couches de liaison sous notre climat. Il est certainement intéressant de suivre de près les résultats des planches expérimentales sur ce point; - il est important d’établir des exigences BBR pour les liants; - les résultats du fournisseur ne sont disponibles que pour le bitume 3. La température la plus critique après vieillissement RTFOT est de -9 °C. Celle-ci correspond bien aux résultats du liant ayant subi le vieillissement RCAT à court terme.

Remarque:

Température critique BBR (°C) Liant

Liant originel CRR

RCAT court terme CRR

Liant récupéré AWV

de S

de m

de S

de m

de S

de m

Bitume 1

-16,3

-13,6

-15,9

-10,2

-12,3 -14 (CRR)

-0,5 -3,6 (CRR)

Bitume 2

-13,1

-12,5

-11,6

-9,3

-8,2

-2,8

Bitume 3

-14,1

-14,4

-13,2

-10,9

-12,0

-9,0

Bitume 4

-16,9

-16,2

-15,4

-12,2

-13,6

-5,5

Température la plus critique

Tableau 3.25

Résultats BBR sur les liants originels et sur les liants récupérés

- L’Afdeling Wegenbouwkunde a également déterminé la valeur BBR du liant récupéré de la planche expérimentale en EME avec le bitume 1 comprenant 25 % de GDB. Il est ici impossible d’établir une comparaison avec la valeur déterminée sur le bitume originel. On mesure cependant, comme on pouvait s’y attendre, une température critique BBR plus négative pour le bitume récupéré que pour le bitume dur 1.

Il n’est pas possible d’établir une comparaison avec les caractéristiques des liants de l’étude en laboratoire, étant donné que les caractéristiques BBR n’y ont pas été déterminées. Nous remarquons que les essais DTT présentent également des performances à basse température comparables pour les liants (cf. § 2.3.2.2.4).


103

3.9.1.3

Conclusions relatives aux liants utilisés dans les planches expérimentales

3.9.1.3.1 Pour les caractéristiques classiques Les caractéristiques classiques (pénétration et température A&B) mesurées sur les quatre liants échantillonnés sur le chantier se situent dans les valeurs fixées par le fournisseur, sauf la valeur de la température A&B du bitume 1. Selon les mesures réalisées, il semble que cela soit dû à un problème de constance de la température A&B de ce produit. Après vieillissement (liant extrait des EME), les valeurs de pénétration diminuent de cinq à huit points; elles se situent dès lors trois à sept points plus bas que ce qui était attendu après un vieillissement RTFOT (valeurs déclarées par les fournisseurs) ou après un vieillissement RCAT à court terme (valeurs mesurées au CRR). On constate les mêmes tendances pour la température A&B: après vieillissement (liant extrait des mélanges EME) la température A&B augmente de 7 à 11 °C (sauf pour le bitume 1); ces températures sont systématiquement plus élevées que celles obtenues après un vieillissement RTFOT (valeurs annoncées par les fournisseurs). Deux explications peuvent être données à ces différences entre modes de vieillissement: soit le vieillissement occasionné par la mise en oeuvre des EME est réellement plus important que celui occasionné par le RTFOT ou le RCAT, suite par exemple à des températures plus élevées de fabrication et de mise en oeuvre, soit les caractéristiques des liants ont été altérées par la procédure d’extraction du liant (effet du solvant par exemple). Une étude réalisée par le CRR dans le cadre du projet européen NR2C sur les EME et le vieillissement RTFOT (équivalent au RCAT à court terme), démontre que l’effet du solvant est négligeable [réf. 2]. 3.9.1.3.2 Pour les mesures rhéologiques - Avant vieillissement, les caractéristiques étudiées des liants correspondent assez bien à celles de l’étude en laboratoire. - DSR: La rigidité à haute température de l’ensemble des liants des planches expérimentales est assez comparable, surtout lorsqu’on tient compte de la précision des mesures. C’est le bitume 3 qui avait la rigidité la plus élevée, aussi bien pour les planches expérimentales que dans le cadre de l’étude en laboratoire. Parmi les liants de l’étude en laboratoire, c’est le bitume 2 qui avait la valeur G* la plus basse, parmi les liants des planches expérimentales c’était le bitume 4. Mais il faut noter que le premier lot de bitume 2 de l’étude en laboratoire était trop mou (sur base de la valeur de pénétration) pour satisfaire aux spécifications du fournisseur. - ZSV: Le liant 2 a la valeur ZSV la plus basse, et devrait donc être le plus sensible à l’orniérage, aussi bien sur les planches expérimentales que dans l’étude en laboratoire. Les liants 1 et 3 des planches expérimentales sont fortement comparables. Le liant 4 des planches expérimentales a une ZSV plus basse que dans l’étude en laboratoire. Pour le bitume 4, nous savons que le premier lot (sur lequel la ZSV a aussi été déterminée) était plus dur (sur base de la valeur de pénétration) que les autres. Ce résultat est donc également cohérent. - Le vieillissement de production qui est normalement simulé avec le vieillissement RCAT à court terme (équivalent au RTFOT) est sous-estimé dans le cas des EME. Ceci est confirmé aussi bien par les résultats DSR que BBR. Ce vieillissement plus important peut probablement être attribué aux températures de production plus élevées des EME et à la nature des bitumes. - Les résultats DSR indiquent que le liant 3 vieillit plus en cours de production à haute température; ce sont les liants 2 et 4 qui vieillissent le moins à haute température. Des différences de ce type n’ont pas été notées avec le vieillissement en laboratoire. Aucune explication n’a pu être trouvée au niveau des températures de production. - Les températures critiques BBR sont devenues moins négatives après récupération. Les liants sont donc plus sensibles à la fissuration à basse température suite au vieillissement de production.

104

3 - Il est important d’établir pour les liants des exigences au niveau du DSR et du BBR. En se basant sur la présente étude, il est proposé d’exiger: - que la valeur G* à 52 °C et 1,6 Hz soit au minimum de 100 kPa (ou 0,1 MPa); - que la température BBR la plus critique (la plus élevée des températures critiques pour S et m) soit inférieure ou égale à -10 °C.

3.9.2 Mélanges 3.9.2.1

Composition des mélanges

Trois analyses de chaque mélange ont été effectuées, une première fois par l’entrepreneur (sur des échantillons chauds lors de la préparation des mélanges), une deuxième fois par le CRR (après le chantier). Les analyses se limitaient à la détermination de la teneur en bitume et de la granularité de la fraction minérale. Le tableau 3.26 (p. 106) à la page suivante donne un aperçu des compositions mesurées. Il est bon de noter que les échantillons destinés au CRR et à l’entrepreneur ont été échantillonnés séparément. Il ne faut donc pas les considérer comme des échantillons partiels du même échantillon global. 3.9.2.1.1 Teneur en bitume - Les écarts de teneur moyenne en liant observés par rapport à la valeur de la note justificative (NJ) restent, pour l’ensemble des mélanges, dans les limites acceptables (± 0,50 %) valables pour trois à sept analyses. En écartant la section 9, les écarts vont de moins 0,20 % (section 7) à plus 0,21 % (section 4). - A une exception près (section 5), le CRR obtient chaque fois une teneur en bitume plus élevée (en moyenne, 0,27 % de plus) que celle déterminée par l’entrepreneur. La plus grande différence est notée pour un mélange contenant des GDB (section 3), à savoir 0,5 %. Le fait que les teneurs en bitume déterminées par l’entrepreneur sont systématiquement plus basses que celles du CRR peut simplement être dû au hasard. Lors des analyses des GDB effectuées dans le cadre de la préparation du chantier, rien de tel n’a été constaté. C’est pourquoi il a été décidé de réaliser l’interprétation des résultats en se basant sur les valeurs moyennes des six analyses. Complémentairement, nous pouvons signaler que, sauf dans le cas du mélange 3173 (section 3), la valeur R de 0,35 % (valeur de reproductibilité établie lors d’une analyse croisée organisée par le CRR entre quinze laboratoires avec une teneur en bitume de 6,2 %) n’a pas été dépassée, malgré le fait qu’on n’ait pas travaillé dans de vraies conditions de reproductibilité. - La section 9 a plus de bitume que ce qui était prévu dans l’étude (0,25 % en plus), mais cela est dû à un dosage plus élevé. Dans le cas du bitume 1, on a constaté qu’il a fallu demander plus de bitume (0,1 à 0,2%) pour obtenir la quantité correcte (5,5 % sur 100 % de granulats) lors du pesage. Cette règle a également été appliquée initialement pour le bitume 2 (deuxième jour de production). Le suivi des pesages (pas d’enregistrement) a amené à diminuer le dosage de 0,1 % au milieu de la production. Le résultat d’analyse de l’entrepreneur a toutefois fait apparaître un manque de 0,34 % de bitume (le résultat du CRR n’était alors pas encore connu). Pour le bitume 3 (troisième jour de production), on a également augmenté le dosage. Le suivi des pesages (pas d’enregistrement) a démontré que cela a résulté en une valeur trop élevée (environ 0,4 %) mais l’expérience du bitume 2, pour lequel les analyses avaient démontré un manque de 0,34 %, a fait que le dosage n’a pas été modifié. Pour le bitume 4, il a également été décidé d’augmenter le dosage afin d’obtenir une teneur suffisante à l’analyse. La moyenne des analyses indique ici un manque de 0,17 % par rapport à la teneur en bitume souhaitée. 3.9.2.1.2 Teneur en filler - Tous les EME ont une teneur en filler égale ou supérieure à celle prévue dans la NJ (jusqu’à 1,6 % en plus), ce qui fait que cette teneur reste dans les limites acceptable de ± 2,5 %, pour trois à sept analyses. - De manière générale, les valeurs obtenues par VBG et par le CRR correspondent bien. - Sur trois des dix mélanges, le CRR trouve moins de filler que VBG (de -0,3 à -0,6 %), sur trois mélanges les résultats sont identiques, et sur le reste des mélanges, il trouve plus de filler (de 0,2 à 0,5 %).


105

Echantillon n°

Bit. (1) (%)

Granularité: Passant en % Ouverture des mailles du tamis en mm 25

20

14

10

7,1

6,3

4

2

1

0,5

0,25

0,125

0,063

73,8 75,9 75,4

65,3 64,4 65,3

58,1 59,2 58,0

57,8

47,9 53,6 52,5

40,8 46,5 45,3

35,4 38,2 37,6

31,4 31,2 31,4

23,5 23,2 22,9

10,0 10,8 10,8

6,1 6,6 6,6 6,6

80,1 76,9 76,0

63,8

60,0 60,6 59,6

51,2 55,5 53,2

45,1 44,0 43,8

37,1 34,5 34,0

29,7 27,0 26,4

21,6 18,6 21,1

10,5 8,6 8,6

5,2 5,1 5,4 5,2

SECTION 3 EME Squelette sableux Bit. 1 + 25 % de GDB (3173) NJ 5,5 100,0 98,3 81,1 CRR3904 5,93 100,0 99,1 83,0 70,6 VBG 5,42 100,0 98,9 79,9 totale 5,68

61,5 67,4 64,0

52,5 58,7 55,2

45,6 49,1 45,4

37,7 40,3 36,5

30,1 32,5 29,3

21,0 22,8 20,8

10,0 10,2 9,4

5,2 6,2 6,1 6,1

SECTION 4 EME Squelette sableux sensible à l’orniérage Bit. 1 (3179) NJ 6,1 100,0 98,1 80,1 CRR3908 6,43 100,0 96,1 76,4 65,0 VBG 6,19 99,5 94,7 76,9 totale 6,31

60,0 62,4 62,3

51,2 55,7 55,6

45,1 47,1 46,3

37,1 38,2 36,1

29,7 30,6 28,3

21,6 21,3 19,3

10,5 9,5 8,6

5,2 5,6 5,6 5,6

SECTION 5 EME Squelette pierreux Bit. 1 (3174) NJ 5,5 100,0 97,6 CRR3905 5,33 100,0 99,3 VBG 5,47 100,0 98,8 totale 5,40

59,9

52,6 55,7 57,8

44,5 47,2 47,7

31,4 33,2 32,4

21,3 23,1 21,7

15,2 16,7 15,4

11,3 12,7 11,9

8,3 10,1 9,6

6,4 8,2 7,7 8,0

SECTION 6 EME Squelette pierreux Bit. 1 + 25 % de GDB (3175) NJ 5,5 100,0 97,6 74,1 CRR3906 5,67 100,0 97,8 78,0 59,6 VBG 5,35 100,0 97,9 74,8 totale 5,51

49,3 55,4 52,6

39,2 45,4 42,4

28,7 32,5 29,6

22,1 25,4 22,8

17,2 20,2 18,0

12,4 15,1 13,7

8,2 9,1 8,6

6,2 6,7 6,4 6,6


52,6 52,9 53,9

44,5 44,8 46,0

31,4 32,3 31,7

21,3 21,8 21,4

15,2 15,4 15,2

11,3 11,4 11,6

8,3 8,6 9,2

6,4 6,9 7,3 7,1

SECTION 8 EME Squelette sableux sensible à la fissuration Bit. 1 3171) NJ 4,9 100,0 98,1 80,1 60,0 CRR3909 4,90 100,0 99,6 78,5 62,8 60,1 VBG 4,81 100,0 99,2 81,0 63,1 totale 4,86

51,1 52,5 54,9

45,1 44,2 46,2

37,1 35,1 36,3

29,7 27,9 28,6

21,6 19,5 20,2

10,5 9,4 9,9

5,2 5,8 6,4 6,1


75,0 77,3 76,5

59,8

52,6 54,7 53,2

44,5 45,5 44,6

31,4 33,2 31,3

21,3 22,3 21,1

15,2 15,8 14,9

11,3 11,7 11,1

8,3 8,6 8,4

6,4 6,5 6,5 6,5


75,0 75,3 76,2

57,3

52,6 53,5 53,2

44,5 46,1 46,0

31,4 32,3 31,7

21,3 21,5 20,9

15,2 15,2 14,4

11,3 11,2 10,8

8,3 8,6 8,3

6,4 6,8 6,3 6,6

SECTION 1 BB-3A + 40 % de GDB (31114) moyenne

NJ CRR3902 VBG totale

4,6 5,00 4,64 4,82

100,0 100,0 100,0

95,6 97,0 97,5

SECTION 2 EME Squelette sableux Bit. 1 (3172) CRR3903 VBG totale

5,5 5,60 5,30 5,45

100,0 100,0 100,0

98,1 98,3 96,8

75,0 76,4 78,4

75,0 73,7 73,5

56,9

moyenne

moyenne

moyenne

moyenne

moyenne

moyenne

moyenne

moyenne

moyenne

NJ

(1)

Teneur en bitume par rapport à 100 % de granulats secs.

Tableau 3.26

106

Aperçu de la composition des couches de liaison

3 3.9.2.1.3 Granularité - A l’exception du mélange de référence, tous les mélanges présentent une bonne correspondance avec les valeurs NJ. Aucun refus (ou passant) ne se situe en dehors des écarts autorisés. - De manière générale, on constate une bonne correspondance entre les valeurs trouvées par VBG et celles déterminées au CRR. 3.9.2.1.4 Conclusions relatives au contrôle de la composition des EME destinés aux planches expérimentales Il y a une assez bonne correspondance entre la composition des EME mis en œuvre au chantier sur les planches expérimentales et la composition présentée dans les notes justificatives établies par l’entrepreneur. Les différences constatées, en teneur en bitume ainsi qu’en teneur en filler et en granularité, restent totalement dans les tolérances du SB250. Etant donné que les mélanges mis en œuvre dans les planches expérimentales correspondent assez bien à ceux qui avaient été étudiés au chapitre 2, il a été décidé de ne pas étudier de mélanges supplémentaires dans une phase ultérieure du projet.

3.9.2.2

Essais au compacteur giratoire

Lors de la mise en oeuvre des planches expérimentales, des essais au compacteur giratoire ont également été réalisés sur des matériaux en vrac des différentes variantes, échantillonnés à la centrale d’enrobage. Les matériaux chauds ont été transportés aussi vite que possible vers le laboratoire, où, après avoir été réchauffés jusqu’à la température souhaitée, ils ont été compactés selon la norme NBN EN 12697-31 [réf. 7]. On a confectionné cinq carottes par mélange, au départ desquelles une moyenne et un écart-type des teneurs en vides ont été établis. Ces essais étaient en premier lieu destinés à s’assurer que l’essai au compacteur giratoire, réalisé sur des mélanges de laboratoire lors de l’étude était suffisamment indicatif de la compactabilité des mélanges préparés en centrale d’enrobage. 3.9.2.2.1 Comparaison de la teneur en vides des mélanges de l’étude en laboratoire et des mélanges du chantier Le tableau 3.27 compare les résultats des essais au compacteur giratoire (teneur en vides à 100 girations) effectués sur les matériaux en vrac échantillonnés à la centrale avec ceux des mélanges correspondants de laboratoire lors de l’étude préliminaire. La figure 3.5 présente la corrélation sous forme d’un graphique.

Mélanges laboratoire étude préliminaire

Mélanges vrac centrale

Ecart absolu

GDB (%)

Vides (%)

Ecart-type (%)

Vides (%)

Ecart-type (%)

%

5,5 % Bit. 1

-

2,5

0,3

4,7

0,5

2,2

EME sable

5,5 % Bit. 1

25

2,6

0,3

3,9

0,3

1,3

4

EME sable

6,1 % Bit. 1

-

1,8

0,4

2,9

0,5

1,2

5

EME pierre

5,5 % Bit. 1

-

3,6

1,5

3,2

0,5

-0,4

6

EME pierre

5,5 % Bit. 1

25

3,2

0,4

3,1

0,3

-0,1

7

EME pierre

5,5 % Bit. 2

-

3,6

1,0

4,6

0,6

1,0

8

EME sable

4,9 % Bit. 1

-

4,4

0,3

5,8

0,5

1,4

9

EME pierre

5,5 % Bit. 3 10/20

-

4,0

0,8

4,1

0,9

0,1

10

EME pierre

5,5 % Bit. 4

-

3,6

1,0

4,8

0,3

1,2

Section

Type

Liant

2

EME sable

3

Tableau 3.27

Teneur en vides lors de l’essai au compacteur giratoire après 100 girations


107

Teneur en vides compacteur giratoire matériaux en vrac centrale (%)

7 6 5 4 3 2 1 0 0

1 2 3 4 5 6 Teneur en vides compacteur giratoire étude préliminaire (%)

7

(marges d’erreur indiquées: ± écart-type sur les résultats d’essai).

Figure 3.5

Teneur en vides à 100 girations

Nous pouvons en conclure ce qui suit: - la teneur en vides des mélanges échantillonnés à la centrale est en moyenne plus élevée que la teneur en vides des mélanges préparés dans le cadre de l’étude en laboratoire. Il est possible qu’il s’agisse d’une conséquence du refroidissement partiel et du réchauffage des mélanges; - la corrélation de la figure 3.5 est plutôt faible, mais acceptable, étant donné le domaine limité des vides des variantes considérées, l’incertitude de mesure et les quelques écarts de composition des mélanges des planches expérimentales par rapport à ceux de l’étude en laboratoire. 3.9.2.2.2 Comparaison des MVA: compacteur giratoire, éprouvettes Marshall et carottes Les carottes compactées à l’aide du compacteur giratoire (100 girations) ont pu être comparées aux carottes compactées à l’aide de la dame Marshall selon la NBN EN 12697-30 [réf. 28] (dans les deux cas, matériaux en vrac provenant de la centrale d’enrobage), ainsi qu’avec des carottes prélevées après compactage sur le chantier (cf. § 3.9.3). Les résultats des MVA moyennes des carottes extraites du chantier se retrouvent dans le doc.AVS714. Le tableau 3.28 présente également le rapport de la MVA des carottes du chantier et de la MVA des éprouvettes compactées respectivement avec le compacteur giratoire et avec la dame Marshall. Ceci donne une sorte de «compacité relative», une indication du degré de compactage réalisé sur le chantier. Il faut noter qu’il ne s’agit pas ici de la compacité relative usuelle, que l’on mesure en recompactant des carottes prélevées sur chantier. On constate que la «compacité relative» fluctue légèrement autour des 100 %. Ces fluctuations s’expliquent par l’incertitude de mesure, mais surtout par les paramètres qui influencent le compactage sur chantier (température de la couche, température ambiante et vent, nombre de passes de compactage, fréquence des passes, etc.). Lors du compactage au compacteur giratoire et au compacteur Marshall, les températures de compactage (160 à 165 °C) et l’énergie de compactage doivent être considérées comme constantes, ce qui est moins le cas dans des conditions de chantier.

108

3

MVA carottes (cf. doc. AVS714)

Section

Type

Liant

MVA carottes/ MVA carottes comp. girat.

MVA carottes/ MVA carottes Marshall

GDB

(g/cm³)

(%)

(%)

40

2,444

100,7

100,8

1

BB-3A

4,6 % B50/70

2

EME sable

5,5 % Bit. 1

-

2,431

100,9

99,4

3

EME sable

5,5 % Bit. 1

25

2,418

101,1

100,7

4

EME sable

6,1 % Bit. 1

-

2,404

99,5

98,8

5

EME pierre

5,5 % Bit. 1

-

2,441

99,3

98,2

6

EME pierre

5,5 % Bit. 1

25

2,441

100,3

99,3

7

EME pierre

5,5 % Bit. 2

-

2,456

101,5

98,9

8

EME sable

4,9 % Bit. 1

-

2,422

101,1

99,5

9

EME pierre

5,5 % Bit. 3 10/20

-

2,441

101,1

99,0

10D

EME pierre

5,5 % Bit. 4

-

2,403

99,4

97,2

10G

EME pierre

5,5 % Bit. 4

-

2,418

100,0

97,8

Tableau 3.28

Compacité relative des carottes de chantier, par rapport aux éprouvettes compactées à l’aide du compacteur giratoire et de la dame Marshall

3.9.3 Mesures sur des carottes provenant de la couche de liaison (EME et référence) Sur chaque section, on a prélevé, avant la pose du SMA, six carottes de 100 cm2 (plus trois dans la partie gauche de la section 10) et trois carottes de 400 cm2 (cf. § 3.8.9.4). Les carottes de 100 cm2 ont été soumises aux actions suivantes: - mesure de l’épaisseur cumulée des couches; - inspection visuelle; - détermination, après sciage des couches de liaison inférieures, de la MVA (hydrostatique) de la couche supérieure (EME); - les carottes sur lesquelles on a noté une différence entre la partie inférieure et la partie supérieure de la couche d’EME ont été sciées en leur milieu. On a ensuite a nouveau déterminé la MVA de manière hydrostatique sur les deux parties; - sur le reste des carottes, on a déterminé la compacité relative.

Couche supérieure (EME)

Ensemble du revêtement bitumineux (sauf SMA)

1

98

263

2

99

246

3

94

238

4

95

241

5

94

241

6

90

245

7

91

247

8

93

239

9

91

240

10

76

264

Section

Tableau 3.29

Les carottes de 400 cm2 ont servi pour les essais au simulateur de trafic.

3.9.3.1 Epaisseur des couches (cf. doc. AVS704) Le tableau 3.29 présente la synthèse des résultats de mesure. Commentaires concernant l’épaisseur de la couche supérieure: - l’épaisseur des EME des sections 3 à 9 est constante et conforme aux prévisions; - l’épaisseur de la couche supérieure des sections 1 et 2 est légèrement supérieure à celle des sections 3 à 9; ceci est

Epaisseur moyenne (mm) Chapitre 3 Le chantier expérimental

109

conforme aux attentes du fait que la profondeur de fraisage y était plus importante à cause de la présence d’écailles (cf. § 3.8.3.2.1); - l’épaisseur de l’EME de la section 10 est anormalement faible. Nous ne pouvons fournir d’explication à cela: en effet, rien d’anormal n’a été constaté au niveau de la profondeur du fraisage (cf. doc. AVS294 à doc. AVS296). Faute de carottes extraites, nous en sommes réduit aux hypothèses: soit le manque d’épaisseur de l’EME a été compensé par une surépaisseur du SMA, soit le niveau de la chaussée a été légèrement abaissé, soit on a combiné les deux. Commentaires concernant l’épaisseur totale du revêtement bitumineux: - rappelons qu’il faut ajouter 30 mm (SMA encore à poser) aux valeurs du tableau 3.29 pour obtenir l’épaisseur totale du revêtement (à l’état final); - dans ce cas, les épaisseurs totales correspondent à celles mesurées lors de l’auscultation effectuée peu avant l’ouverture du chantier (cf. tableau 3.5) à l’exception de la section 1 (en légère surépaisseur) et de la section 10 (en léger déficit: cf. ci-avant).

3.9.3.2

Inspection visuelle des faces latérales des carottes (cf. doc. AVS704)

3.9.3.2.1 Compacité - Tous les mélanges à squelette sableux ont été considérés comme étant fermés. - Les mélanges à squelette pierreux ont été évalués comme suit: - section 5: semi-ouvert à fermé; - section 6: fermé avec très peu de vides; - section 7: semi-ouvert avec très peu de vides à fermé; - section 9: semi-ouvert à fermé; - section 10D: semi-ouvert à fermé avec très peu de vides; - Section 10G: fermé avec très peu de vides. 3.9.3.2.2 Homogénéité - Toutes les carottes provenant des sections 3, 4 et 6 sont totalement homogènes sur toute leur hauteur. - Quelques carottes provenant des autres sections ont parfois un aspect hétérogène. Il s’agit la plupart du temps de quelques vides présents dans les cm supérieurs et/ou inférieures de la couche en EME (cf. doc. AVS704 et doc. AVS728). 3.9.3.2.3 Pierres cassées Dans presque toutes les carottes, on a observé la présence de quelques pierres cassées. Leur nombre est toutefois réduit: en moyenne une à deux pierres, quelle que soit la section d’EME considérée; seule la section 1 (enrobé de référence) sort du lot: en moyenne cinq pierres cassées. Pour les EME, le nombre de pierres cassées ne semble pas être influencé ni par le type de mélange (squelette sableux ou pierreux), ni par l’intensité du compactage (nombre de passes en vibration). De ce point de vue les EME se comportent donc aussi bien, voire mieux, qu’un BB-3. 3.9.3.2.4 Couches non adhérentes - L’EME adhère partout aux couches de liaison inférieures (63 carottes). - Sur deux carottes (sur soixante-trois), on a constaté une rupture entre les couches de liaison 2 et 3.

3.9.3.3

Teneurs en vides mesurées sur les carottes entières

Le doc. AVS714 donne toutes les valeurs de MVA mesurées (de manière hydrostatique) sur les carottes. Le tableau 3.30 présente une synthèse des teneurs en vides qui en ont été déduites, ainsi que quelques autres paramètres des sections.

110

3

Section

Type

Surface grasse (cf. doc. AVS702)

Moyenne

Ecart-type

2à4

2,8

0,8

3

3,6

0,7

Vides hydro (%) (cf. doc. AVS714)

1

BB-3A + GDB

2

EME-sable Bit. 1

3

EME-sable Bit. 1 + GDB

Taches grasses

4

1,9

0,4

4

EME-sable (Bit. 1) sensible à l’orniérage

Très grasse

4

3,3

0,3

5

EME-pierres (Bit. 1)

16% de la surface est grasse

2

4,2

1,6

6

EME-pierres (Bit. 1) + GDB

Très grasse

2

3,1

0,6

7


Quelques zones grasses

4

2,9

1,1

8

EME-sable (Bit. 1) sensible à la fisssuration

6

4,6

0,8

9


0

3,1

0,5

10D


0

5,2

1,3 (1,1)

10G


2

4,6

0,3 (1,1)

Tableau 3.30

Relativement grasse

Passes de compactage vibrantes (cf. doc. AVS702)

Quelques zones grasses

Teneurs en vides mesurées sur les carottes proventant des planches expérimentales

Ci-dessous les commentaires relatifs à l’examen du tableau 3.30. - A l’exception du mélange à squelette sableux contenant des GDB (section 3), les teneurs en vides moyennes se situent dans les limites autorisées pour un BB-3A, mais plutôt dans la partie inférieure de ces limites; - le mélange de référence (section 1) a une teneur en vides assez faible. Celle-ci se situe juste au dessus de la limite inférieure du SB250 pour six carottes. Si l’on avait prélevé dix carottes, il est probable qu’elle se serait située en dehors des limites; - EME à squelette sableux: - l’augmentation de la teneur en bitume semble avoir peu d’influence sur la teneur en vides (sections 2 et 4); - la diminution de la teneur en bitume semble avoir plus d’impact sur la teneur en vides (sections 2 et 8), d’autant plus que le nombre de passes de compactage vibrantes aurait pu être plus élevé; - l’influence de l’ajout de GDB n’est certainement pas négligeable et est assez négatif dans le cas présent (section 3); - EME à squelette pierreux: - le type de liant semble avoir un impact sur la teneur en vides: la section 7 (Bit. 2) et la section 9 (Bit. 3) ont des teneurs en vides assez basses. Pour la section 7, il se peut que le nombre élevé de passes de compactage vibrantes ait eu une influence, mais ce n’est certainement pas le cas pour la section 9 (pas de compactage vibrant). La section 10 (Bit. 4) présente la teneur en vides la plus élevée, même avec deux passes de compactage vibrantes; - l’ajout de GDB diminue la teneur en vides (sections 5 et 6), mais dans une moindre mesure que pour les EME à squelette sableux. - la présence de zones ou de taches grasses pourrait être liée à la teneur en vides. Pour les mélanges à squelette pierreux, cette limite semble être située autour des 4,5 % de vides; pour les mélanges à squelette sableux, cette limite est un peu plus basse (autour des 3,5 %); - un lien ne peut être établi entre le nombre de passes de compactage vibrantes et la teneur en vides que dans le cas de la section 10: 0,6 % de vides en moins pour deux passes vibrantes en plus. Chapitre 3 Le chantier expérimental

111

3.9.3.4

Teneurs en vides mesurées sur des demi-carottes

Les carottes sur lesquelles on a observé une différence entre les parties supérieure et inférieure (cf. § 3.9.3.2.2) ont été sciées en leur milieu. Sur les deux parties, la MVA a de nouveau été déterminée, de manière hydrostatique. Le doc. AVS728 donne un aperçu des teneurs en vides mesurées, sur les carottes complètes ainsi que sur les demi-carottes. La synthèse de ces résultats est la suivante: - la différence de teneur en vides entre la moitié supérieure et la moitié inférieure est inférieure à 1 % pour vingt-trois carottes sur vingt-sept; - cette différence est de 1 à 1,5 % pour trois carottes; deux d’entre elles proviennent des sections 9 et 10, qui n’ont pas été soumises à un compactage vibrant; - cette différence s’élève à 3,2 % pour une carotte (provenant de la section 1); - l’orientation de ces différences correspond assez bien aux observations de l’inspection visuelle (homogénéité); - les teneurs en vides moyennes mesurées sur les carottes entières correspondent assez bien avec les teneurs en vides moyennes mesurées sur les demi-carottes. On peut donc conclure que les EME, même en forte épaisseur, se laissent compacter d’une manière homogène sur toute la hauteur de la couche pour autant que l’énergie de compactage appliquée ait été suffisante. Le BB-3 de référence semble être plus sensible de ce point de vue.

3.9.3.5

Compacité relative

La compacité relative a été déterminée au laboratoire de l’entreprise sur trois carottes par section. Les détails figurent au doc. AVS750. Le tableau 3.31 en présente la synthèse. Section CR (%)

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10D

10G

101

99,7

100,1

99

99

99,6

99,4

99,3

99

98,7

97,4

Tableau 3.31

Compacités relatives (CR) (moyenne de 3 mesures, sauf section 10)

Nous constatons que les résultats satisfont tous aux exigences du SB250 (VI.2.5.2.5) [réf. 3]: 98 % sauf pour la section 10G malgré que cette section ait bénéficié d’un compactage plus intensif que la section 10 D (cf. tableau 3.30)

3.9.3.6

Essais au simulateur de trafic

Les résultats complets des mesures de simulateur de trafic (selon la EN 12697-22 à 50°C) [réf. 8] effectuées au départ des carottes extraites des sections expérimentales figurent au doc. AVS737. Le tableau 3.32 présente la synthèse des résultats des essais au simulateur de trafic effectués sur la nouvelle couche supérieure de liaison (EME et référence en BB-3A). Nous constatons à l’examen du tableau 3.32 que: - tous les EME sans GDB et avec une teneur normale en liant se trouvent en B1 & B2 sauf la section 10G qui se situe en B3, à la limite cependant de la B1 & B2 (5 %); - l’EME à teneur élevée en liant (section 4) confirme sa susceptibilité à l’orniérage; - l’adjonction de GDB augmente la susceptibilité à l’orniérage: comparer les sections 3 et 2 et les sections 6 et 5; - les EME (sans GDB et avec une teneur normale en liant) se comportent mieux que l’enrobé de référence (section 1); - le meilleur comportement à l’orniérage est obtenu par l’EME qui présente un déficit en liant (section 8); - les squelettes pierreux (section 5) et sableux (section 2) ont le même comportement vis-à-vis de l’orniérage;

112

3

Section

Type

Pi (%)

Classe de trafic *

1

Référence: BB-3A + 40 % de GDB (50/70)

5,1

B3

2

EME squelette sableux (Bit. 1)

3,6

B1 & B2

3

EME squelette sableux + 25 % de GDB (Bit. 1)

4,2

B1 & B2

4

EME sensible à l’orniérage: squelette sableux (Bit. 1)

6,2

B3

5


3,5

B1 & B2

6

EME squelette pierreux + 25 % de GDB (Bit. 1)

5 (5,03)

B3

7


3,9

B1 & B2

8

EME sensible à la fissuration: squelette sableux (Bit. 1)

2,3

B1 & B2

9


3,5

B1 & B2

10D


5 (4,96)

B1 & B2

10G


5,1

B3

- on ne constate (presque) aucune influence du liant (sections 5, 7 et 9) à l’exception de l’enrobé à base du bitume 4 qui présente une moindre résistance à l’orniérage (section 10). En conclusion de ces essais, il apparaît que parmi les paramètres analysés c’est la teneur en liant qui est le facteur prépondérant influençant la sensibilité à l’orniérage des EME. Des essais de simulateur de trafic ont également été effectués sur les couches inférieures des carottes extraites; celles-ci correspondent aux anciennes couches du revêtement restées en place. Les résultats figurent également au doc. AVS737. Ils indiquent que la plupart de ces couches sont sensibles à l’orniérage et confirment donc les constatations faites lors de la première auscultation du site (cf. § 3.4.5). Il conviendra de tenir compte de ceci lors d’interprétations ultérieures concernant le comportement des sections expérimentales.

* cf. SB250 [réf. 3]

Tableau 3.32

Résultats des essais au simulateur de trafic effectués sur les carottes extraites des sections expérimentales

3.10 Caractéristiques de la couche de roulement (SMA-D2) 3.10.1 Composition du SMA Le mélange destiné à la couche de roulement a également été échantillonné en vue de déterminer la teneur en liant et la granularité de la fraction minérale. En raison du tonnage plus important (1 300 t), l’entrepreneur a réalisé les analyses à cinq reprises. Après le chantier, le CRR a également réalisé les analyses à trois reprises sur des éprouvettes individuelles. Le résultat de ces analyses se trouve dans le tableau 3.33.

Echantillon n°

Bit. (1) (%)

Granularité: Passant en % Ouverture des mailles du tamis en mm 25

20

14

10

7,1

6,3

4

2

1

0,5

0,25

0,125

0,063

100,0

100,0 100,0 99,8

93,2 87,1 88,4

73,0

41,8 43,5 41,8

29,9 27,4 27,7

20,3 19,4 19,3

15,6 14,7 15,2

12,8 12,1 11,7

10,6 10,1 9,4

7,8 7,8 7,1 7,5

Couche de roulement SMA - D2 (7425) moyenne

NJ

(1)

CRR3926 VBG totale

6,90 6,70 6,87 6,79

100,0

Teneur en bitume par rapport à 100 % de granulats secs.

Tableau 3.33

Composition du SMA


113

Ci-après quelques commentaires:

3.10.1.1 Teneur en liant - Les écarts observés sur le mélange de la couche de roulement restent également dans les limites acceptables: ± 0,25 %, pour dix analyses (huit analyses ont été réalisées). - La valeur moyenne des analyses du CRR et de VBG est inférieure de 0,11 % par rapport à celle de la NJ. - Contrairement à ce qui avait été constaté sur les EME, à savoir que le CRR obtenait chaque fois des teneurs en bitume plus élevées que l’entrepreneur, ce n’est pas le cas en ce qui concerne le SMA-D2: le CRR a mesuré 0,17 % de liant en moins.

3.10.1.2 Teneur en filler - Le SMA-D2 contient 0,3 % de filler en moins que ce qui était prescrit, ce qui fait qu’il reste largement dans les limites de ± 1,5 % (pour dix analyses). - De manière générale, il y a une bonne correspondance entre les valeurs obtenues par l’entrepreneur et celles obtenues au CRR.

3.10.1.3 Granularité - Aucun refus (ou passant) ne se situe en dehors des écarts autorisés. - De manière générale, il y a une bonne correspondance entre les valeurs obtenues par l’entrepreneur et celles obtenues au CRR.

3.10.2 Caractéristiques de la couche déterminées sur carottes Etant donné qu’aucune carotte ne pouvait être extraite de la couche de roulement sur l’autoroute, donc au droit des sections expérimentales, ces caractéristiques ont été déterminées sur des carottes extraites de la section 11 (cf. § 3.7.4), construite dans la bande d’arrêt d’urgence. Les informations disponibles sont rassemblées aux doc. AVS706 et doc. AVS742. Voici la synthèse des observations et mesures effectuées sur ces carottes: -

face latérale: aspect fermé et homogène; quelques vides (deux carottes sur six); pierres cassées: quatre à cinq en moyenne; épaisseur moyenne: 36 mm (34 à 40 mm); teneur en vides moyenne (mesure hydrostatique après rectification de la face supérieure): 6,9 % (4,7 à 9,6 %); ces valeurs sont conformes aux exigences du SB250 (individuel < 10 %; moyenne < 8 %) [réf. 3].

3.10.3 Teneur en vides de la couche de roulement au droit des sections expérimentales Les MVA mesurées sur les carottes prélevées ans la section 11 (cf. § 3.10.2) ont servi à établir les corrélations avec les MVA mesurées aux mêmes points à l’aide du gammadensimètre (cf. annexe 3 + doc. AVS722). Grâce à ces corrélations, il a été possible de calculer les vides au droit des points des sections expérimentales où avaient été effectuées des mesures à la sonde nucléaire. Les résultats sont rassemblés au doc. AVS729. On les a classés suivant la position transversale des points de mesure dans les sections. Le tableau 3.34 en présente la synthèse.

Gauche

Milieu

Droite

En général

Moyenne

5,9

5,6

6,8

6,1

Maximum

9,7

11,9

11,4

Minimum

2,3

3,6

2,5

Ecart-type

2,4

2,6

2,8

Tableau 3.34

114

2,5

Teneurs en vides de la couche de roulement en SMA (%) au droit des sections expérimentales (estimation au départ des mesures au gammadensimètre)

3 A l’examen du tableau 3.34, on constate: -

une forte dispersion des résultats; la moyenne des teneurs en vides répond aux exigences du SB250 (< 8 %); trois valeurs individuelles (sur vingt-neuf ) dépassent les exigences du SB250 (< 10 %); la partie droite de la couche présente une teneur en vides plus élevée que celle du reste de la voie de roulement, ce qui est contradictoire aux observations faites sur place (cf. 3.8.13.1).

3.10.4 Caractéristiques de la couches déterminées à partir de la surface 3.10.4.1 Uni, orniérage et adhérence Ces caractéristiques sont mesurées tous les six mois; elles seront évaluées au § 4.1.

3.10.4.2 Portance Les mesures effectuées sont discutées au § 5.2.


115

4

Chapitre 4 Suivi des planches experimentales

On a vu au chapitre 3 qu’il a été possible de réaliser avec succès des sections expérimentales en EME dont les caractéristiques initiales sont conformes aux objectifs visés. Pour parachever l’opération, il faut encore s’assurer de la durabilité de ces sections. Le suivi de leur comportement est donc une étape indispensable du présent projet. Le présent chapitre décrit les dispositions prises pour assurer ce suivi: - une auscultation semestrielle non destructive à partir de la surface du revêtement; - un relevé permanent des températures du revêtement; - des mesures en continu du trafic.

4.1 Evolution des caractéristiques de surface Le comportement des planches expérimentales est suivi depuis leur réalisation. Il a été décidé de contrôler semestriellement les caractéristiques de surface. Ces mesures sont réalisées chaque fois au printemps (en avril ou en mai) et à l’automne (en septembre ou en octobre).

4.1.1 Caractéristiques et appareils de mesure Les caractéristiques mesurées sont celles qui sont traditionnellement contrôlées une fois par an sur la plupart des autoroutes. Il s’agit de l’orniérage, de la planéité et d’une inspection visuelle. Bien que la présente expérience concerne les couches de liaison en EME, on a également mesuré la rugosité, par souci d’exhaustivité. Pour chacune des caractéristiques mesurées (à l’exception de l’inspection visuelle), c’est la valeur moyenne du tronçon central de 100 m de chaque section qui a été prise comme résultat représentatif de la section.

4.1.1.1

Inspection visuelle

L’inspection visuelle est réalisée afin de déterminer les diverses dégradations telles que les fissures, le plumage, les affaissements, les trous, etc. Elle peut être réalisée en marchant, à l’aide de formulaires. Il est également possible de filmer le revêtement et d’analyser ces images par la suite. Pour cela, on peut utiliser l’ARAN et le logiciel qui y est associé. Les deux méthodes sont utilisées.

4.1.1.2

Orniérage

L’orniérage est une déformation systématique des revêtements bitumineux. Il est caractérisé par la formation d’un affaissement longitudinal au droit des deux frayées. On a mesuré l’orniérage des planches expérimentales à l’aide de l’ARAN. Tous les cinq mètres, on mesure le profil transversal, à l’aide de deux lasers.

Photo 4.1

Le véhicule de mesure ARAN

Pour chaque profil, on calcule la profondeur d’ornière de chaque frayée. La profondeur d’ornière est la distance maximale entre une règle droite (moitié de la voie de circulation) et la surface du revêtement. Elle est exprimée en mm.

Chapitre 4 Suivi des planches expérimentales

117

4.1.1.3

Planéité longitudinale (Uni)

Le profil longitudinal de chaque frayée de la chaussée est mesuré à l’aide de l’ARAN ou de l’APL. Sur base de ce profil, on calcule des profils moyens pour différentes longueurs de base. Celles-ci sont traditionnellement de 2,5 m, 10 m et 30 ou 40 m. Les coefficients de planéité CP2,5, CP10 et CP30 sont égaux à la moitié de la surface située entre le profil mesuré et le profil moyen établi par calcul. Ils sont exprimés en 1 000 mm2/hm. Ces coefficients sont explicités à l’annexe A.5.3 de la réf. 36. Etant donné que la chaussée n’a été renouvelée que sur une profondeur de 12 cm, les irrégularités de grande longueur d’onde ne peuvent pas entièrement disparaître. En conséquence, le CP30 n’est dans le cas présent d’aucune utilité pour évaluer le comportement des différentes sections expérimentales. Nous nous limiterons dès lors aux CP2,5 et CP10.

4.1.1.4

Rugosité

La rugosité d’un revêtement est exprimée sous la forme d’un coefficient de frottement. En Belgique, c’est le coefficient de frottement transversal qui est utilisé. Celui-ci est égal au rapport entre la force horizontale mesurée et la charge verticale de la roue de mesure. L’adhérence est mesurée à l’aide du SCRIM.

4.1.2 Résultats jusqu’en octobre 2007 Les caractéristiques de surface ont été mesurées le 20/04/2006, le 20/09/2006 (14/09 pour la rugosité), le 19/04/2007 (le 15/05 pour la rugosité) et le 18/10/2007. Les mesures du 20/04/2006 ont été réalisées avant la réouverture de la chaussée au trafic. Les mesures donnent donc l’état initial du nouveau revêtement. Les résultats de chaque section sont présentés dans les différents graphiques.

4.1.2.1

Inspection visuelle

Les trois inspections visuelles qui ont été réalisées jusqu’à présent (automne 2007), aussi bien en marchant le long de la chaussée qu’avec l’ARAN, n’ont mis en évidence aucune dégradation significative pouvant être liée au comportement des couches sous-jacentes en EME. Pour plus de détails concernant l’inspection à pied d’octobre 2007, nous renvoyons au doc. AVS131. A l’exception de quelques petits trous et de petites taches de bitume de quelques cm2, qui sont répartis sur toute la surface, on observe sur presque chaque section une série de trois petits affaissements circulaires rapprochés en ligne.

118

4 Orniérage

Section expérimentale de Kontich Profondeur d’ornière frayée de droite 8

20/04/2006 20/09/2006 19/04/2007 18/10/2007

Profondeur d’ornière (mm)

6

4

2

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Section

Mesure de l’orniérage: frayée de droite

Figure 4.1

Section expérimentale de Kontich Profondeur d’ornière frayée de gauche 8 20/04/2006 20/09/2006 19/04/2007 18/10/2007 6

Profondeur d’ornière (mm)

4.1.2.2

4

2

0

Figure 4.2

1

2

3

4

5 Section

6

7

8

9

10

Mesure de l’orniérage: frayée de gauche


119

4.1.2.3

Planéité

Section expérimentale de Kontich Planéité onde courte frayée de droite 40 20/04/2006 20/09/2006 16/04/2007 (APL) 19/04/2007 18/10/2007 (APL) 18/10/2007

35

CP2,5D (1 000 mm2/hm)

30 25 20 15 10 5 0

1

2

3

4

5 Section

6

7

8

9

10

Section expérimentale de Kontich Planéité onde courte frayée de gauche 40 20/04/2006 20/09/2006 16/04/2007 (APL) 19/04/2007 18/10/2007 (APL) 18/10/2007

35

CP2,5G (1 000 mm2/hm)

30 25 20 15 10 5 0

Figure 4.3

120

1

2

3

4

Mesure de la planéité: onde courte CP2,5

5 Section

6

7

8

9

10

4

Section expérimentale de Kontich Planéité onde moyenne frayée de droite 80 20/04/2006 20/09/2006 16/04/2007 (APL) 19/04/2007 18/10/2007 (APL) 18/10/2007

70

CP10D (1 000 mm2/hm)

60 50 40 30 20 10 0

1

2

3

4

5 Section

6

7

8

9

10

Section expérimentale de Kontich Planéité onde moyenne frayée de gauche 80 20/04/2006 20/09/2006 16/04/2007 (APL) 19/04/2007 18/10/2007 (APL)

70

CP10G (1 000 mm2/hm)

60 50 40 30 20 10 0

Figure 4.4

1

2

3

4

5 Section

6

7

8

9

10

Mesure de la planéité: onde moyenne CP10


121

4.1.2.4 Rugosité

Section expérimentale de Kontich Rugosité de la frayée de droite

20/04/2006 20/09/2006 19/04/2007 18/10/2007

100 90 80 70

Valeur CFT

60 50 40 30 20 10 0

Figure 4.5

1

2

3

4

5 Section

6

7

8

9

10

Mesure de la rugosité: frayée de droite

4.1.3 Discussion 4.1.3.1

Inspection visuelle

A l’exception de ce qui est mentionné au § 4.1.2.1, aucune dégradation n’a encore été constatée. La situation est conforme aux prévisions. Les petits trous et les taches de bitume sont d’origine inconnue (attaque mécanique, salissures). Les affaissements circulaires correspondent clairement aux trous de forage des carottes de 400 cm2, qui ont été prélevées après la mise en œuvre des couches en EME en vue de réaliser les essais au simulateur de trafic.

4.1.3.2

Orniérage

A la fin de la mise en œuvre et avant la réouverture au trafic, l’orniérage prévisible est de 0 mm. La méthode de mesure, sous une règle droite, donne toutefois toujours des petits écarts de 1 à 3 mm. Il ne s’agit cependant pas d’orniérage. Cette erreur s’applique aussi à la deuxième mesure (20/09/2006). Celle-ci a indiqué un léger orniérage, surtout dans la frayée de droite et sur la section 1, la planche de référence. Des analyses complémentaires ont démontré que le marquage latéral (d’une épaisseur de plusieurs mm), a perturbé les mesures lorsque le véhicule de mesure s’écarte latéralement de sa trajectoire. Il n’a pas été possible d’appliquer une correction générale aux mesures effectuées. Les écarts sont plus importants dans la frayée de droite que dans celle de gauche. Ceci est logique puisque le marquage central discontinu, moins épais, a moins perturbé les mesures. Lors des mesures ultérieures, on a veillé à ce que le véhicule de mesure s’écarte le moins possible de sa trajectoire. Ces résultats sont donc plus fiables que ceux de la première série, mais surtout bien plus fiables que ceux de la deuxième série. Nous pouvons par conséquent exclure les résultats de la deuxième série pour établir les prévisions d’orniérage futur. De manière globale, on peut déclarer qu’aucun orniérage prématuré ne devrait se produire, sauf dans la section de référence. Enfin, il est bon de rappeler que le SB250 [réf. 3] ne fixe aucune limite. Un écart de 4 mm sous une règle de 3 m n’est pas considéré comme de l’orniérage.

122

4 4.1.3.3

Planéité

La comparaison des résultats de mesure a mis en évidence les éléments suivants: - pour le CP2,5, on ne constate quasiment aucune différence entre les différentes sections, aussi bien à gauche qu’à droite. La valeur diminue au fil des mesures successives et la planéité devient donc meilleure. Il se produit apparemment un post-compactage supplémentaire après la mise en œuvre. Le revêtement devient plus plan dans le domaine des courtes longueurs d’onde. La valeur limite qui figure dans le SB250 pour le CP2,5 des autoroutes neuves est de 35. On y satisfait donc largement; - pour le CP10, on constate également qu’il n’y a pas encore d’évolution de la planéité. Il y a néanmoins des différences entre les planches. Elles existaient déjà à la pose et sont plus que probablement dues à la planéité de l’ancienne chaussée. Un inlay de 12 cm ne peut pas supprimer des défauts importants de planéité. La valeur limite qui figure dans le SB250 pour le CP10 des autoroutes totalement neuves est de 70. On satisfait donc à cette exigence. Les mesures du 16/04/2007 et du 18/10/2007 ont été réalisées à l’aide de l’APL et de l’ARAN. Elles confirment la bonne correspondance des mesures APL/ARAN.

4.1.3.4

Rugosité

La rugosité dépend uniquement de la couche de roulement en SMA. Lors de la première mesure (avril 2006) ainsi que lors des suivantes on n’a observé aucune différence notable entre les différentes sections. Ceci était prévisible, étant donné que toutes les planches ont la même couche de roulement, posée en une fois. La différence entre la première mesure et les suivantes est cependant particulière. Il y a lieu de remarquer que: - la mesure d’avril 2006 a été réalisée sur un revêtement neuf, non encore soumis au trafic. Normalement, on attend quelques semaines avant d’effectuer les mesures. La mesure a été effectuée à 50 km/h, comme le prescrit le SB250; - les mesures de septembre 2006 et les deux mesures de 2007 ont été réalisées à 70 - 75 km/h, pour des raisons de sécurité. Les résultats ont été rapportés à 50 km/h, mais la correction utilisée est une moyenne générale qui vaut pour tous les types de revêtements [qui n’est appliquée contractuellement que dans un domaine de vitesses moins élevé]. Cette correction est dans le cas présent probablement insuffisante. La diminution de la rugosité aux vitesses élevées est une caractéristique des revêtements. Les troisième et quatrième mesures se rapprochent de la deuxième. Nous pouvons considérer que ces valeurs sont correctes; - un effet saisonnier peut aussi être partiellement responsable de cette différence. Les mesures réalisées en automne donnent habituellement une rugosité plus basse qu’au printemps. Un recroissement de rugosité en hiver, causé par les produits de déverglaçage, n’y est certainement pas étranger. C’est ce qui ressort de la comparaison printemps / automne des mesures. Quoi qu’il en soit, l’adhérence est suffisamment élevée et répond largement à l’exigence minimale de 0,48 du SB250.

4.1.4 Conclusions relatives à l’évolution des caractéristiques de surface Après un an et demi d’observations, on peut conclure que: - le revêtement est en parfait état. En particulier, aucune dégradation ne peut être mise en relation avec une quelconque défaillance des sous-couches (EME ou référence); - aucun orniérage ne peut être décelé sur les sections EME. Tout au plus constate-t-on une très légère tendance à l’orniérage de la section de référence; - la planéité n’a guère évolué et se situe largement en deçà des exigences du SB250.


123

4.2 Mesures de température Les caractéristiques des matériaux bitumineux étant fortement influencées par leur température, il était indispensable de disposer de données suffisamment précises concernant le régime thermique auquel allaient être soumis les EME des planches expérimentales.

4.2.1 Descriptif de l’installation de mesures Dans le but d’acquérir les données nécessaires, deux séries (entredistantes de 1 m) de trois sondes thermiques ont été installées aux niveaux -12 cm, -3 cm et juste sous la surface dans le revêtement de la bande d’arrêt d’urgence, à 2 m du bord extérieur à hauteur du point kilométrique 28.832 (section 9). En vue de l’installation des sondes, le revêtement de la bande d’arrêt d’urgence a été traité localement (sur environ 10 m) d’une manière identique aux planches expérimentales voisines, c'est-à-dire fraisage du revêtement existant Photo 4.2 Installation des sondes de température jusqu’au niveau -12 cm, pose d’un EME de 9 cm et d’un SMA de 3 cm. Pour chaque capteur, on a réalisé une saignée d’une profondeur de 1 cm dans la couche adéquate afin d’y placer l’élément de mesure et une saignée d’une profondeur de 2 cm pour le câble qui relie le capteur à la station d’acquisition. Après avoir placé le capteur dans la saignée, celle-ci a été rebouchée à l’aide de bitume. Les sondes sont des résistances en platine de type PT100. Elles fonctionnent dans un domaine de températures compris entre -50 et 600 °C et ont une précision de 0,2 ° C, une longueur de 65 mm et un diamètre de 3 mm. La station d’acquisition automatique des données est également située à hauteur du point kilométrique 28.832, sur l’enrobé de la sortie en cul de sac.

4.2.2 Processus de mesure Une mesure est réalisée toutes les secondes. Une moyenne est calculée et enregistrée toutes les cinq minutes, séparément pour chaque sonde. Les données de mesure sont envoyées sur demande (en principe quotidiennement) via un modem GSM vers un ordinateur situé au CRR. Dans une étape ultérieure du traitement des données, on calcule pour chaque mesure la moyenne de deux points de mesure situés au même niveau. Ces valeurs sont alors utilisées pour le traitement final.

4.2.3 Exemples de résultats Un aperçu des minima et des maxima de températures ainsi que les températures moyennes, par mois et par profondeur, est donné dans les figures 4.6, 4.7 et 4.8. Les températures les plus basses à la surface, à 3 cm et à 12 cm de profondeur, ont été enregistrées en janvier 2007. Les minima étaient respectivement de -2,6 °C, -1,6 °C et 1°C. Les températures les plus élevées à la surface, à 3 et à 12 cm de profondeur ont été enregistrées en juillet 2006. Elles étaient respectivement de 53,2 °C, 47,8 °C et 39,2 °C. La figure 4.9 donne l’histogramme des températures pour la période de novembre 2006 à octobre 2007.

124

4

25

-12 cm -3 cm Surface

Température (°C)

20 15 10 5 0 -5

M

J

J

A

S

O

N

D

J

F

M

A

M J 2007

J

A

S

O

M

A

M J 2007

J

A

S

O

M

A

M J 2007

J

A

S

O

2006

Figure 4.6

Minima de températures par mois et par profondeur

60


Température (°C)

50 40 30 20 10 0

M

J

J

A

S

O

N

D

J

F

2006

Figure 4.7

Maxima de températures par mois et par profondeur

60


Température (°C)

50 40 30 20 10 0

M

J

J

A

S

O

N

D

J

2006

Figure 4.8

F

Température moyenne par mois et par profondeur


125

14


12 10

%

8 6 4 2 0 -4

0

4

8

12

16

20

24

28

32

36

40

44

48

52

56

Température (°C)

Figure 4.9

Histogramme des températures pour la période de novembre 2006 à octobre 2007

4.2.4 Utilisation des mesures Les résultats des mesures de températures, combinées au comptage du trafic et à d’autres investigations éventuelles (carottages par exemple) pourront servir, si besoin en est, à expliquer le comportement ultérieur des sections expérimentales. Ces données pourront également être utilisées pour valider les modèles prévisionnels développés par le CRR, notamment en ce qui concerne l’orniérage, la résistance à la fissuration et le dimensionnement des structures (cf. réf 34). Complémentairement, les mesures de températures serviront à valider le modèle prévisionnel de températures développé à la réf. 37.

4.3 Comptage du trafic Des données relatives au trafic sont naturellement nécessaires pour pouvoir évaluer le comportement des planches expérimentales en EME.

4.3.1 Description des installations Le Verkeerscentrum d’Anvers a installé sur les planches expérimentales de Kontich deux systèmes de comptage du trafic à hauteur du point kilométrique 28.840. Boucle simple

Il s’agit de l’ancien système. Il fournit des données sur l’heure de la mesure, le nombre de véhicules et la vitesse. Boucle double

Il est identique au système précédent, mais la boucle distingue mieux les catégories de véhicule. La vitesse est également mesurée avec plus de précision. La longueur du véhicule est calculée sur base de la distorsion du champ magnétique. On distingue cinq classes de véhicules, selon leur longueur. Ces classes sont présentées dans le tableau 4.1.

126

4 On peut supposer que: - toutes les voitures personnelles se situent dans la classe 2; - le trafic lourd est réparti sur les classes 3, 4 et 5.

Limites de longueur: classes Classe 1: moins de 1 m Classe 2: entre 1 m et 4,9 m Classe 3: entre 4,9 m et 6,9 m Classe 4: entre 6,9 m et 12 m Classe 5: plus de 12 m

Tableau 4.1 Classes pour le comptage du trafic

4.3.2 Premiers résultats Les tableaux 4.2 et 4.3 résument les comptages de janvier 2007 au 24 octobre 2007, pour les deux voies de circulation de droite. Le nombre moyen quotidien de véhicules d’une longueur de plus de 5 m est de 7 001 pour la voie de circulation de droite (où se situent les planches expérimentales en EME). Les tableaux 4.2 et 4.3 montrent également que pour les mois considérés les fluctuations mensuelles du trafic restent limitées. Les poids lourds d’une longueur supérieure à 5 m constituent 53 % du trafic total sur cette voie de circulation. Le nombre total est d’environ 13 000 véhicules par jour. Sur la deuxième voie de circulation, seuls 10 % des véhicules ont une longueur supérieure à 5 m. Environ 11 500 véhicules passent en moyenne quotidiennement sur cette voie. Les mesures réalisées indiquent également que la vitesse moyenne est de 115 km/h sur la deuxième voie, et de 105 km/h sur la première. Les véhicules d’une longueur supérieure à 5 m soulent en moyenne à 99 km/h sur la deuxième voie et à 85 km/h sur la première.

Moyenne par jour Classe 1

Classe 2

Classe 3

Classe 4

Classe 5

Janvier

0

6 386

1 025

1 449

4 232

Février

0

6 286

1 070

1 603

4 593

Mars

0

6 776

1 196

1 701

4 606

Avril

0

6 373

1 126

1 648

4 253

Mai

0

5 817

1 070

1 565

3 898

Juin

0

6 357

1 226

1 902

4 451

Juillet

0

5 646

1 012

1 532

3 712

Août

0

5 874

1 146

1 823

3 552

Septembre

0

5 924

1 147

1 760

4 149

Octobre (partiel)

0

6 345

1 222

1 837

4 502

Moyenne

0

6 178

1 124

1 682

4 195

Tableau 4.2

Nombre total et moyen de véhicules par jour sur la première voie de circulation (avec couche de liaison en EME)


127

Moyenne par jour Classe 1

Classe 2

Classe 3

Classe 4

Classe 5

Janvier

0

10 726

511

185

393

Février

0

11 119

538

188

383

Mars

0

11 335

553

219

451

Avril

0

10 740

541

246

476

Mai

0

9 798

510

215

381

Juin

0

11 195

601

270

473

Juillet

0

8 659

443

204

333

Août

0

9 214

531

268

336

Septembre

0

11 231

597

247

429

Octobre (partiel)

0

11 797

634

247

474

Moyenne

0

10 581

546

229

413

Tableau 4.3

Nombre total et moyen de véhicules par jour sur la deuxième voie de circulation

4.3.3 Utilisation des mesures Les résultats des mesures de trafic, combinées aux mesures de températures et à d’autres investigations éventuelles (carottages par exemple) pourront servir, si besoin en est, à expliquer le comportement ultérieur des sections expérimentales. Ces données pourront également être utilisées pour valider les modèles prévisionnels développés par le CRR, notamment en ce qui concerne l’orniérage, la résistance à la fissuration et le dimensionnement des structures (cf. réf 34).

128

5

Chapitre 5 Impact de l’EME sur le dimensionnement structurel d’une chaussée La rigidité et les propriétés de fatigue des enrobés jouent un rôle important dans le dimensionnement structurel d’une chaussée. Dans les chapitres précédents, nous avons constaté que les EME avaient des caractéristiques différentes de celles des enrobés classiques destinés aux couches de liaison. Comme le nom du mélange l’indique, l’EME a une rigidité plus élevée qu’un béton bitumineux classique utilisé pour couches de liaison. Ceci est illustré pour l’EME M473 dans la figure 5.1 (les détails de formulation figurent dans le tableau 2.19). Dans cette figure, la rigidité en fonction de la température d’un mélange BB-3B, (avec un bitume 50/70), pris comme référence, est comparée à celle d’un EME. A basse température, les deux mélanges ont une rigidité comparable. A partir de 5 °C environ, se produit une différence de rigidité qui devient plus prononcée à mesure que la température augmente. Aux températures plus élevées, un EME a une rigidité plus élevée qu’un enrobé classique (cf. § 2.4.4). Ceci implique qu’une chaussée réalisée avec un EME a une portance plus importante qu’une chaussée identique constituée d’un enrobé classique. En plus de la différence de rigidité, il y a également une différence de comportement à la fatigue. Un EME a une résistance à la fatigue plus élevée qu’un mélange contenant un bitume classique (cf. § 2.4.5).

Mélange avec liant classique (B 50/70) Enrobé à module élevé (EME M473) 40 000 35 000

Rigidité (MPa)

30 000 25 000 20 000 15 000 10 000 5 000 0 -25

-15

-5

5

15

25

35

45

Température (°C)

Figure 5.1

Comparaison de la rigidité d’un BB-3B classique et d’un EME. Les rigidités ont été calculées à l’aide de la méthode de Van der Poel

La combinaison de ces deux propriétés devrait donc offrir une chaussée ayant une portance plus élevée et une durée de vie plus longue (du point de vue de la résistance à la fatigue). Cette durée de vie accrue peut éventuellement se traduire par des épaisseurs de couches moins importantes, afin d’obtenir une durée de vie égale à celle d’un enrobé classique. Dans le présent chapitre, nous étudierons en détail l’influence de l’utilisation d’EME sur le dimensionnement structurel de la chaussée. Ce chapitre contient une première partie dans laquelle des simulations sont utilisées pour étudier l’influence des EME sur le dimensionnement structurel. Dans la deuxième partie, on étudiera le dimensionnement structurel des planches expérimentales au moyen de mesures au déflectomètre à masse tombante. La dernière partie présente des mesures d’allongement qui ont été effectuées sur les planches expérimentales à l’aide de jauges de contraintes.

Chapitre 5 Impact de l’EME sur le dimensionnement structurel d’une chaussée

129

5.1 Dimensionnement structurel à l’aide de simulations Dans le présent paragraphe on utilise un logiciel de dimensionnement pour étudier l’influence de l’emploi d’EME sur le dimensionnement structurel d’une chaussée. La méthode employée dans le logiciel de dimensionnement est brièvement présentée au § 5.1.1. Le § 5.1.2 donne les résultats de l’influence des EME sur le dimensionnement structurel. Les détails de ces calculs se retrouvent dans la réf. 33.

5.1.1 Méthode L’impact des EME sur le dimensionnemeent structurel d’une chaussée a été étudié à l’aide du logiciel DimMet. Ce logiciel de dimensionnement des chaussées bitumineuses et en béton a été développé par le CRR et par FEBELCEM, à la demande du MET [réf. 34]. Pour les chaussées souples (respectivement semi-rigides), c’est-à-dire les routes bitumineuses posées sur une fondation non liée (respectivement liée), c’est le modèle multicouches de Burmister qui est utilisé. Le modèle multicouches de Burmister est basé sur la théorie de l’élasticité et postule que chaque couche est caractérisée par un module d’élasticité de Young, un coefficient Poisson, et éventuellement, pour le sol, un degré d’anisotropie. La loi de fatigue détermine, pour une déformation donnée ε, le nombre de chargements N nécessaire pour provoquer la rupture du matériau. La loi de fatigue pour un enrobé classique avec un bitume routier ordinaire est [réf. 44]: N = 0,0016 ε ε

4,76

déformation à la base de la couche bitumineuse.

Les paramètres de cette loi peuvent être adaptés à ceux des EME. La déformation est calculée sur base du module de rigidité du mélange. Dans DimMet, le module de rigidité de l’enrobé est déterminé à partir de la relation de Van der Poel et de la composition du mélange; on calcule un module différent en fonction de la saison, ce qui veut dire en fonction de la température. Il faut noter que le facteur N est multiplié par un facteur 7 qui prend en compte la faculté de récupération de l’enrobé. Pour les chaussées semi-rigides, on utilise la loi de fatigue du béton maigre [réf. 45]: + σ th σbr σ 1 – 0,75 σth br

1– log N = 14

σfl

σfl contrainte de flexion; σth contrainte thermique; σbr contrainte à la rupture.

Le calcul des contraintes et des allongements dans DimMet a été validé . Les structures de chaussée établies avec DimMet ont en outre été comparées à celles proposées dans les «Standaardstructuren» de l’AWV [réf.38]. La charge du trafic a pour cela été adaptée dans DimMet en fonction de la classe de trafic correspondante des «Standaardstructuren». Pour la comparaison, on a supposé un revêtement bitumineux avec un ensemble de couches de liaison constituées de BB-3B d’une épaisseur variable en fonction de la classe de trafic. Comme couche de roulement, c’est un BB-1B classique qui a été considéré. L’épaisseur de la couche de roulement était de 5 cm pour les classes de trafic les plus élevées (à partir de B3), et de 4 cm pour les classes inférieures. La comparaison des structures de chaussées calculées par DimMet et par les «Standaardstructuren» a permis de constater que les deux méthodes offrent des résultats comparables (les détails de cette comparaison figurent dans la réf. 33). Ces résultats sont utilisés pour établir une comparaison avec des structures dont l’ensemble ou une partie des couches de liaison ont été remplacées par de l’EME.

130

5 5.1.2 Influence de l’EME sur le dimensionnement d’une chaussée On a considéré deux types de chaussées dans lesquelles de l’EME a été utilisé au lieu des couches de liaison classiques en BB-3B. La figure 5.2 présente les différentes couches qui composent la structure classique d’une chaussée. Dans le premier cas, du BB-3B est conservé pour la couche de liaison 2; seule la couche de liaison 1 est remplacée par une couche d’EME. Dans le deuxième cas, l’ensemble des couches de liaison, les couches de liaison 1 et 2, est remplacé par de l’EME. Le premier cas est un cas typique qui peut être rencontré lors de la rénovation d’une chaussée existante, tandis que le deuxième cas a principalement lieu lors de la pose d’une chaussée neuve. Couche de roulement Couche de liaison 1

Revêtement bitumineux

Couche de liaison 2 Fondation

Sous-fondation

Les différentes couches ont une épaisseur spécifique qui dépend de la classe de construction et des matériaux utilisés.

Sol

Couches constituant la chaussée

Figure 5.2

On considère deux types de matériaux de fondation, à savoir une fondation en béton maigre (E = 15 000 MPa, Efissuré = 3 000 MPa), et une fondation en empierrement (E = 650 MPa). Dans le cas du béton maigre, l’épaisseur est de 200 mm pour les différentes classes de trafic, tandis que l’empierrement a une épaisseur qui varie de 280 mm à 210 mm selon la classe de trafic (B1 à B8). La sous-fondation (épaisseur de 200 mm, E = 350 MPa) et le sol (CBR = 5) restent constants. Pour plus de détails, nous renvoyons à la réf. 33. Il faut noter que la rigidité de tous les matériaux, à l’exception de l’enrobé, est indépendante de la température. A la réf. 39, il a été démontré que l’approche de Van der Poel qui est utilisée dans DimMet pour l’évaluation de la rigidité de l’enrobé peut également être utilisée pour les EME. Dans DimMet, les paramètres de fatigue ont en outre été adaptés dans le cas où la partie inférieure du revêtement bitumineux est constitué d’EME. La figure 5.3 présente l’épaisseur du revêtement bitumineux en fonction de la classe de trafic pour les deux combinaisons de fondation et les trois différents cas de couches de liaison. Couche de liaison: constituée d’un BB-3B classique Couche de liaison inférieure: constituée de BB-3B; couche supérieure: constituée d’EME Toutes les couches de liaison sont en EME

Epaisseur du revêtement bitumineux (mm)

300

Fondation en béton maigre

Fondation en empierrement

250 200 150 100 50 0

B1

B2

B3

B4

Classe de trafic

Figure 5.3

B5

B1

B2

B3

B4

B5

B6

B7

B8

Classe de trafic

Epaisseur d’un revêtement bitumineux en fonction de la classe de trafic Chapitre 5 Impact de l’EME sur le dimensionnement structurel d’une chaussée

131

Lorsque seule la couche de liaison 1 est remplacée par de l’EME, le gain de durée de vie est minime. L’épaisseur de la couche bitumineuse ne peut être réduite que de quelques pour cents (3 à 5 %) pour obtenir une durée de vie comparable à celle de la structure de référence. Ce résultat est logique, car la fatigue est dans ce cas toujours déterminée par le mélange BB-3B classique qui se situe au bas de la couche de liaison. L’EME situé à la partie supérieure de la couche de liaison a, en raison de sa rigidité plus élevée, pour seul effet de diminuer les déformations à l’origine de la fatique. Lorsque les deux couches de liaison sont remplacées par de l’EME, la durée de vie du revêtement bitumineux augmente de manière drastique. La déformation de la couche de liaison inférieure n’est pas seulement plus basse en raison de la rigidité plus élevée de la couche de liaison, mais la résistance à la fatigue est maintenant également déterminée par l’EME. Dans le cas d’une fondation en béton maigre, l’épaisseur du revêtement bitumineux peut ainsi être réduite de 20 à 25 % pour obtenir une durée de vie comparable à celle du mélange de référence. Le gain d’épaisseur le plus important (30 %) a été obtenu avec une fondation en empierrement. Il est bon de noter que pour une fondation en empierrement, le gain d’épaisseur est plus grand pour les classes de trafic les plus élevées (intensité du trafic moindre). Des diminutions d’épaisseur allant jusqu’à 40 % sont même ici possibles.

5.2 Mesures au déflectomètre à masse tombante sur la E19 avant et après la pose des EME Pour étudier la portance de la chaussée, on a réalisé des mesures au déflectomètre à masse tombante sur le tronçon expérimental, aussi bien avant qu’après la pose des différentes planches expérimentales. Le présent paragraphe donne les résultats de ces mesures et utilise le calcul inverse pour estimer la rigidité des différentes couches de la chaussée ainsi que l’impact des EME sur celle-ci.

5.2.1 Mesures au déflectomètre à masse tombante Le déflectomètre à masse tombante («Falling Weight Deflectometer», ou plus brièvement FWD) donne, en neuf points d’une structure, la déflexion sous une charge donnée (pour les revêtements bitumineux, généralement 65 ± 5 kN) [réf. 42]. Ces points de mesure se situent à 0, 300, 600, 900, 1 200, 1 500, 1 800, 2 100 et 2 400 mm du point de chargement; les résultats de mesure constituent la «courbe de déflexion» de la structure sous la charge donnée. La courbe de déflexion est déterminée par la structure de la chaussée, plus particulièrement par l’épaisseur et le module de rigidité des différentes couches constituantes. En avril 2006, des mesures ont été réalisées avec deux déflectomètres à masse tombante, à savoir celui de l’AWV et celui du CRR. Les mesures ont été réalisées avec un impact de 50 kN et de 65 kN, et tous les résultats ont ensuite été transposés pour un impact de 65 kN. La distance entre deux points de mesure successifs était d’environ 25 m. Une comparaison entre les deux déflectomètres a indiquée qu’ils fournissaient des résultats similaires (cf. doc. AVS748).

Photo 5.1

132

Mesures au déflectomètre à masse tombante à hauteur des planches expérimentales

Les mesures sur la chaussée d’origine, avec une couche de liaison en BB-3 classique, ont été réalisées le 23/04/2003 par l’AWV, à une température de 25 °C. Les mesures sur la chaussée renouvelée (couche de liaison supérieure remplacée par les différents EME et par le mélange de référence + nouvelle couche de roulement) ont été réalisées le 20/04/2006 avec le déflectomètre à masse tombante du CRR, à une température de 20 °C. Les déflexions maximales mesurées (les déflexions en position 0, c.-à-d. directement en dessous de la charge) des deux campagnes de mesure sont présentées dans la figure 5.4. Cette figure montre clairement une discontinuité dans les déflexions mesurées à hauteur du point kilométrique 27.960. Si nous comparons cela avec les inspections visuelles de la

5 structure, nous constatons que cette transition correspond à un changement de granulats dans la couche de liaison (cf. § 3.7.1.2). Dans la première partie du tronçon, la couche de liaison est constituée d’un mélange de porphyre et de gravier, (jusqu’àu point kilométrique 27.960); à partir de là, ce sont des granulats calcaires qui ont été utilisés. Il est possible que cette transition soit également associée à une différence dans les caractéristiques de la fondation. 300

Déflexion maximale (μm)

2003 250 200 150 100 50

Résultats des mesures en 2003 sur la chaussée d’origine avec couche de liaison en BB-3 0 27.400

27.600

27.800

28.000

28.200

28.400

28.600

28.800

29.000

29.200

29.400

29.000

29.200

29.400

Point kilométrique (m) 300

Déflexion maximale (μm)

2006 250 200 150 100 50 0 27.400

Figure 5.4

Résultats des mesures en 2006 sur la chaussée renouvelée, dont la couche de liaison supérieure est constituée des différents EME 27.600

27.800

28.000

28.200 28.400 28.600 Point kilométrique (m)

28.800

Déflexion maximale mesurée sous le déflectomètre à masse tombante (65 kN), en fonction du point kilométrique

5.2.2 Calcul inverse de la rigidité des différentes couches constituantes Si on connaît les épaisseurs, l’adhérence, le coefficient de Poisson, la valeur estimée du module de Young des diverses couches ainsi que les caractéristiques de chargement , il est possible d’établir par «calcul inverse» la courbe de déflexion et les modules d’élasticité des différentes couches de la chaussée [réf. 43]. Ce calcul inverse se fait avec les courbes de déflexion moyenne estimée, minimale et maximale dans un intervalle de confiance de 90 %. La courbe de déflexion moyenne estimée (qui ne correspond pas à une réalité physique) est la courbe de déflexion qui se rapproche le plus de la valeur moyenne des courbes de déflexion mesurées. Le calcul inverse vers la structure de la chaussée se fait selon une méthode itérative, telle que l’écart entre la courbe de déflexion moyenne mesurée et la courbe de déflexion calculée est minimisé. Le calcul inverse a été réalisé à l’aide de DimMet. Pour plus de détails concernant la méthode de calcul inverse, nous renvoyons à la réf. 43. On a considéré un système trois couches constitué comme suit: - première couche: revêtement bitumineux d’une épaisseur allant de 270 mm à 290 mm; - deuxième couche: empierrement mélangé à du sable, d’une épaisseur de 260 mm; - troisième couche: sol. On est parti d’une adhérence de 0,1 (c.-à-d. pas ou peu d’adhérence) entre le revêtement bitumineux et la fondation et de 1 (c-.à-d. une adhérence parfaite) entre la fondation et le sol. Il faut noter que les données relatives aux épaisseurs de couches et aux matériaux qui ont été utilisées pour ce calcul, reposent sur des Chapitre 5 Impact de l’EME sur le dimensionnement structurel d’une chaussée

133

mesures réalisées lors de l’auscultation des planches expérimentales (cf. § 3.4.2 et § 3.4.6). Dans le calcul inverse, les modules des trois couches sont calculés, à savoir E1 pour le revêtement bitumineux, E2 pour la fondation et E3 pour le sol. Les documents doc. AVS604, doc. AVS605 et doc. AVS606 contiennent les détails concernant ce calcul inverse. Les résultats du calcul inverse sur base des mesures de déflexion de 2003 et de 2006 sont présentés dans la figure 5.5. Celle-ci donne les rigidités des trois couches. Si nous comparons les rigidités de la couche 2 et de la couche 3 de 2003 et de 2006, nous ne constatons aucune différence significative entre les deux séries de valeurs. Ceci est logique, car ces couches n’ont pas été modifiées lors de la pose des planches expérimentales. La rigidité du sol, E3, est constante pour les différentes sections et est d’environ 200 MPa. Pour la fondation, on a calculé une rigidité qui varie entre 100 et 2 500 MPa. Nous voyons donc que la rigidité de la fondation, E2, est fonction de la localisation. Il n’a pas été possible de donner une explication unique à cette constatation. Il se peut que, selon la localisation, un matériau différent ait été utilisé dans la fondation. Il est aussi possible qu’une infiltration d’eau à certains endroits ait réduit la portance de la fondation. De plus amples détails sont donnés à ce sujet dans le doc. AVS606.

E1 - 2003

10 000

E1 - 2006 9 000

E2 - 2003 E2 - 2006

8 000

E3 - 2003

7 000

E3 - 2006

Module (MPa)

6 000 5 000 4 000 3 000 2 000 1 000 0 27.400

27.600

27.800

28.000

28.200

28.400

28.600

28.800

29.000

29.200

29.400

Point kilométrique (m)

Figuur 5.5

Modules E, établis par calcul inverse à partir des mesures de déflexion réalisées en 2003 sur la chaussée d’origine et en 2006 sur la chaussée renouvelée

Ce sont surtout les modules du revêtement bitumineux qui nous intéressent, parce qu’une comparaison est possible entre une structure sans et avec couche de liaison en EME. Le module de l’ensemble des couches bitumineuses est représenté par E1 dans la figure 5.5. Pour permettre une meilleure comparaison, on a repris dans la figure 5.6 le module moyen de l’ensemble du revêtement bitumineux par planche expérimentale. Il faut noter que bien que les deux mesures aient été réalisées à une température différente, on a appliqué une correction de sorte que les deux séries de modules ont été ramenées à une température de 25 °C. Dans la figure 5.6, nous voyons que le module de l’ensemble des couches d’enrobés varie entre 5 000 et 8 000 MPa. Ce graphique montre également que la différence de module avant et après la pose des EME est limitée. Pour présenter cela de manière plus claire, la figure 5.7 donne la différence relative de module avant et après renouvellement de la chaussée. On voit clairement que les différences sont au maximum d’environ 12 %. Les différences observées ne sont que peu significatives, car elles sont du même ordre de grandeur que des écarts sur les valeurs calculées.

134

5

9 000 8 000

Module (MPa)

7 000

Résultats des mesures du 23/04/2003 sur la chaussée d’origine avec couche de liaison en BB-3

6 000 5 000

Résultats des mesures du 20/04/2006 sur la chaussée renouvelée, dont la couche de liaison supérieure est constituée des différents EME

4 000 3 000 2 000 1 000 0

Figuur 5.6

1

2

3

4

5

6 Section

7

8

9

10

Module calculé E1 du revêtement bitumineux total, pour chaque planche expérimentale

Au vu de la figure 5.1, on s’attendait toutefois, à 25 °C, à un gain de rigidité d’environ 20 % pour l’EME par rapport à un béton bitumineux classique. Différentes raisons peuvent être invoquées pour expliquer cette faible différence de rigidité avant et après la pose des EME. Une première explication est que la rigidité calculée ici est celle de l’ensemble du revêtement et pas de l’EME seul; or celui-ci ne constitue qu’un pourcentage limité du revêtement total. De plus, l’ancien enrobé a une rigidité plus élevée qu’un enrobé neuf en raison du processus de vieillissement, ce qui fait qu’il n’y a qu’une différence limitée entre les modules du BB-3 originel vieilli et celui de l’EME neuf. De plus, la température de 25 °C est la température mesurée à la surface du revêtement; celle-ci diffère de la température au cœur de l’enrobé. Pour une même température à la surface, il se peut donc qu’il y ait eu une évolution différente des températures en 2003 et en 2006 au sein du revêtement. On peut donc conclure, sur base des mesures au déflectomètre à masse tombante et des calculs inverses qui s’y rapportent, qu’aucune différence significative de rigidité et donc de portance du revêtement n’a été observée entre la chaussée d’origine avec une couche de liaison en BB-3 classique et la chaussée renouvelée, dont la couche de liaison supérieure a été remplacée par de l’EME. Ceci correspond aux calculs de dimensionnement du § 5.1.2.

Différence relative de module (%)

14 12 10 8 6 4 2 0 -2 -4

Figuur 5.7

1

2

3

4

5 6 Section

7

8

9

10

Différence relative de module du revêtement bitumineux total avant et après la pose des planches expérimentales


135

5.3 Mesures d’allongement sur les planches expérimentales en EME Pour acquérir de l’expérience dans l’installation des jauges de contrainte dans un revêtement et dans la mesure des allongements sous trafic, il a été décidé d’intégrer dix capteurs dans les planches expérimentales en EME. Connaître les allongements dans les couches bitumineuses permet d’obtenir des informations sur la rigidité du revêtement à différentes températures. Ces allongements sont aussi associés, via les lois de fatigue, à la durée de vie structurelle de la route. Nous avons obtenu des informations sur l’installation de jauges de contrainte dans un revêtement auprès du LAVOC (le Laboratoire des voies de circulation) à Lausanne , qui jouit d’une longue expérience en la matière. En mars 2006, l’installation du même type de jauges de contraintes a également été suivie dans une installation ALT du LAVOC. L’objectif est de venir régulièrement sur place et de réaliser, avec le système d’acquisition, des mesures d’allongement dans les planches expérimentales lors du passage de trafic. Les allongements sont comparés avec ceux qui sont calculés au moyen du modèle multicouches de Burmister.

5.3.1 Installation

Photo 5.2

Collage des supports transversaux sur l’enrobé

Les jauges de contrainte ont été placées transversalement les unes à côté des autres à hauteur de la station de température (cf. § 4.2.1) – plus précisément dans la première voie de circulation à l’endroit où doit normalement se situer la roue de droite. Elles ont été placées au niveau -12 cm (partie inférieure de la couche en EME) (cinq jauges de contrainte) et au niveau -3 cm (partie inférieure du SMA) (cinq jauges de contrainte). Les jauges de contrainte ont une longueur de 120 mm et les mesures d’allongement interne sont possibles jusqu’à 70 °C. Chaque jauge est encastrée dans une résine qui a l’élasticité adéquate pour permettre cet encastrement (cf. photo 5.2).

Les mesures prises sur le chantier pour protéger les jauges de contrainte lors de la pose des planches expérimentales ont bien été suivies et aucune jauge n’a été endommagée lors du passage de l’asphalteuse et du train de compactage.

5.3.2 Simulation Sur base d’un modèle multicouches de Burmister, une estimation des allongements attendus a été réalisée. Les données d’entrée sont la composition de la chaussée (SMA-D2, EME, ancien enrobé existant, sous-fondation et sol) et les rigidités des diverses couches. La rigidité des nouvelles couches bitumineuses a été évaluée à partir de leur composition et de leurs caractéristiques rhéologiques. Pour les couches existantes, on a utilisé une estimation (cf. doc. AVS603). Les allongements sont calculés pour une charge d’essieu de 10 t. Les allongements calculés à la partie supérieure du revêtement bitumineux sont de l’ordre de 100 à 130 μstrain (en compression), en fonction de ce qui est pris comme rigidité pour l’ancien enrobé. Les allongements calculés sur la partie inférieure de la couche de roulement en SMA sont de l’ordre de 60 à 70 μstrain (de nouveau la compression). La couche en SMA est donc, sous l’axe de la charge, totalement en compression. A la face inférieure de l’EME, nous calculons des allongements (traction) de 15 à 60 μstrain.

136

5 Cette importante variation est due au fait que l’axe neutre se déplace vers le bas à mesure que l’ancienne couche bitumineuse devient plus rigide. L’axe neutre se situe quelque part entre 100 mm et 120 mm de profondeur, donc dans la couche d’EME, et assez proche de la face inférieure de l’EME. Les allongements les plus importants (en traction) se produisent sur la face inférieure de l’ancienne couche bitumineuse: 100 à 150 μstrain. Plus de détails dans le doc. AVS603.

5.3.3 Mesures Le 01/06/2006, des mesures ont été réalisées à une température d’environ 12 °C. On a échantillonné à une fréquence de 1 000 Hz, ce qui correspond à une mesure tous les 2,8 cm au passage d’un camion roulant à la vitesse de 100 km/h. La mesure commence lorsqu’un certain niveau d’activation est atteint. Cela implique donc que l’on mesure en continu, mais que les mesures ne sont transférées en fichier que si le niveau d’activation est dépassé. On mesure pendant 1 s lors de chaque passage, ce qui est suffisant pour enregistrer l’entièreté du passage (si la vitesse du véhicule est normale).

5.3.3.1

Jauges de contrainte au niveau -3 cm

La quatrième jauge parmi celles situées au niveau -3 cm (face inférieure du SMA; les jauges de contrainte se situent en fait à une profondeur de -5 cm en raison du fraisage, de 2 cm de la couche de liaison, nécessaire pour la pose des jauges de contrainte) ne fonctionne pas. A la figure 5.8, nous observons d’abord un faible allongement positif (traction) juste avant l’arrivée du premier essieu, ensuite un allongement négatif lors du passage de l’essieu même, et enfin un faible allongement positif lorsque l’essieu s’en va. Il y a beaucoup de bruit de fond (ordre de grandeur: 5 μstrain) dans les signaux non filtrés. Il y en a beaucoup moins dans les signaux filtrés. Nous devons toutefois veiller à ce que le filtrage n’élimine pas totalement le signal. La grandeur des signaux se situe autour de 15-20 μstrain; c’est nettement moins que ce qui a été calculé.

Allongement (μstrain)

Les allongements (μstrain) sont présentés en fonction du temps (1 s) – les deux essieux simples donnent ici des allongements plus grands que l’essieu tandem.

Temps (sec)

Figure 5.8

Passage d’un camion avec deux essieux simples et un essieu tandem (niveau -3 cm) (fs = 1 000 Hz – filtré)


137

5.3.3.2

Jauges de contrainte au niveau -12 cm

La première des jauges de contraintes situées au niveau -12 cm (sous l’EME: les jauges de contrainte se situent en fait à une profondeur de -14 cm en raison du fraisage complémentaire de 2 cm de la couche inférieure de liaison) ne fonctionne pas. Dans la figure 5.9, nous observons un allongement positif (traction) lors du passage d’un essieu, ce qui indique que l’axe neutre se situe dans l’EME lors de ce passage. La grandeur des signaux est d’environ 10-15 μstrain. Selon la rigidité de la troisième couche bitumineuse, les allongements calculés varient fortement à la face inférieure de l’EME. Des mesures réalisées en hiver, à des températures basses de l’enrobé, ont donné des allongements plus petits (environ 7-8 μstrain).

Allongement (μstrain)

Les allongements (μstrain) sont présentés en fonction du temps (1 s) – les deux essieux simples donnent ici des allongements plus grands que l’essieu tridem.

Temps (sec)

Figure 5.8

Passage d’un camion avec deux essieux simples et un essieu tridem (niveau -12 cm) (fs = 1 000 Hz – filtré à 50 Hz)

5.3.4 Recommandations relatives aux mesures d’allongement L’introduction de la rigidité mesurée sur l’ancien revêtement (p.ex. via des mesures de déflexion et calcul inverse) peut permettre d’affiner la prévision de l’allongement. A l’heure actuelle, seules les valeurs estimées ont été utilisées dans le calcul. Le rapport S/B (signal-bruit) des signaux mesurés doit être amélioré. Parmi les possibilités, on peut envisager soit une amélioration de la protection contre l’influence électromagnétique à hauteur du boîtier de mesure vers le système d’acquisition, soit l’intégration d’un hardware de filtrage dans le système d’acquisition, soit un postfiltrage à l’aide de logiciels, etc. Une fois que les signaux et que le calcul auront été affinés, on peut réaliser des mesures avec un véhicule dont on connait la charge d’essieu afin d’en savoir plus sur les caractéristiques réelles de la structure. Il est recommandé de réaliser des mesures régulièrement notamment sous diverses conditions extrêmes de température. Elles peuvent permettre d’en savoir plus sur la position de l’axe neutre et sur la répartition des charges dans la profondeur.

138

5 Une fois que les signaux auront été épurés, on peut déterminer par interpolation l’endroit où l’allongement le plus important se produit dans le sans transversal. Enfin, il reste la question de savoir comment cet allongement varie au cours de la durée de vie du revêtement suite au vieillissement (et à la modification de leur rigidité) des différentes couches bitumineuses. 5.3.5

Conclusions relatives aux mesures d’allongement

L’installation des jauges de contrainte dans les planches expérimentales était la première expérience du CRR dans la pose de capteurs de ce type. L’expérience s’est déroulée comme on l’avait souhaité. Un deuxième aspect concerne la mesure des allongements sur place. Il existe un système de mesure portable avec lequel on peut réaliser régulièrement des mesures d’allongement sur place. Ce système fonctionne comme il se doit. De nouvelles mesures d’allongement seront réalisées à l’avenir. Les allongements mesurés peuvent donner des informations sur la rigidité des différentes couches bitumineuses ; celles-ci peuvent dès lors être utilisées comme données d’entrée lors des calculs de dimensionnement et de durée de vie.


139

6

Chapitre 6 Prescriptions du cahier des charges

6.1 Contexte Dans sa majeure partie, le domaine routier relève du secteur public. L’attribution des marchés y suit des règles très strictes qui s’appuient entre autres sur des prescriptions techniques définies dans des cahiers de charges. La mise au point de telles prescriptions, est donc une étape (quasi) obligée pour tout nouveau produit ou procédé introduit sur le marché belge de la construction routière. Les résultats obtenus lors des étapes précédentes du présent projet de recherches étant jugées positives, le moment paraissait venu de passer à la rédaction de ces prescriptions. Les propositions qui suivent ont été mises au point par le CRR sur base des résultats acquis lors des phases antérieures (chapitre 2 à chapitre 5). Elles ont ensuite été discutées au sein du groupe de travail qui suivait depuis le départ l’évolution du projet. Pour rappel, ce groupe de travail regroupe, outre le CRR, des représentants de l’AWV et du MET en charge notamment de la mise au point des cahiers de charge type dans les régions flamandes et wallonnes. Dans un premier temps, ces prescriptions ont été rédigées de manière à être intégrées dans le SB250, les responsables techniques de la région flamande s’étant montrés particulièrement intéressés par une application rapide des EME. Il suffira ultérieurement de quelques adaptations mineures pour les adapter au RW99. En accord avec nos partenaires, nous avons pris l’option de concevoir ces prescriptions sur un mode résolument performantiel (à l’inverse des prescriptions classiques du type «recette») conformément aux vœux de la commission européenne. Ceci entraîne une diminution des exigences concernant le descriptif des matériaux, des compositions des mélanges et des procédés de mise en œuvre. Par contre, une série d’exigences a été mise au point concernant les prestations (maniabilité, orniérage, rigidité, fatigue, sensibilité à l’eau) auxquelles les mélanges doivent satisfaire. Les exigences concernant entre autres les liants n’ont toutefois pas totalement disparu: ces exigences, basées sur les résultats de nos études, permettent de cerner les produits les plus aptes à être utilisés pour réaliser les performances des mélanges. En résumé, l’entrepreneur reçoit davantage de liberté quant au choix de ses produits et de la composition des mélanges, mais doit pouvoir prouver sur base d’une étude préalable plus poussée qu’à l’ordinaire, que le produit qu’il propose satisfait aux performances imposées. Il est clair que l’étude préalable dont question ci-dessus présente un (sur)coût, mais sachant que les EME n’ont d’intérêt que pour une part limitée du réseau routier (à savoir les routes très lourdement et fortement chargées), l’administration estime que cette situation particulière justifie pleinement ces coûts supplémentaires. Signalons enfin que le projet de prescriptions intègre les nouvelles normes européennes concernant les enrobés [réf. 40] et les méthodes d’essais associées (normes de la série EN-12697). Un certain nombre de compléments ont néanmoins été introduits là où celles-ci s’avéraient nécessaires pour caractériser certains aspects indispensables non couverts par les normes européennes.

6.2 Composition des EME 6.2.1 Emploi de GDB Dans un premier temps, il a été décidé d’interdire l’emploi de GDB dans la fabrication des EME. Cette décision, qui pourra être revue ultérieurement, repose sur les arguments suivants: - dans la plupart des cas, les GDB à incorporer contiennent un liant plus mou que le liant de base des EME. L’adjonction de GDB diminue donc les performances, notamment la résistance à l’orniérage, du mélange. Ceci a du reste été mis en évidence tant au niveau des études (cf. § 2.4.3.5) que lors de la réalisation des planches expérimentales (cf. § 3.9.3.6); Chapitre 6 Prescriptions du cahier des charges

141

- complémentairement, les études ont montré que l’ajout de GDB n’améliorait ni la rigidité, ni la résistance à la fissuration par fatigue des EME; - lorsque des GDB sont utilisés dans des mélanges pour lesquelles des exigences performantielles ont été fixées, il faut non seulement contrôler l’homogénéité de ces GDB, mais également établir des exigences concernant leurs caractéristiques qualitatives (par exemple la pénétration du liant). Nous devons en effet être sûrs que les GDB qui seront utilisés lors de l’exécution ont les mêmes caractéristiques que ceux utilisés dans le cadre de l’étude préliminaire. Ces possibilités de contrôle ne sont pas encore disponibles. Quelques idées à développer pour rendre cela possible: - constituer une base de données GDB; - les GDB doivent être traités de la même manière que toute autre matière première (pierres, sable, etc.) et doivent donc répondre à des exigences précises.

6.2.2 Choix des constituants L’entrepreneur est libre de choisir les granulats qu’il souhaite utiliser pour autant que le mélange et le revêtement satisfassent aux exigences imposées (cf. tableau 6.3). Les granulats doivent bien sûr satisfaire aux exigences classiques communes à tous les granulats pour mélanges de couches de liaison. Le liant est obligatoirement un bitume routier dur de la classe 10/20 ou 15/25 ou un bitume à indice de pénétration positif de classe 20/30. Les exigences actuelles du SB250 concernant ces liants sont d’application sauf que le point de fragilité Fraass est remplacé par une température critique mesurée par l’essai BBR. Une exigence concernant le module complexe du liant mesurée par l’essai DSR a également été ajoutée. Le tableau 6.1 résume ces nouvelles exigences. Bitume dur 10/20 ou 15/25

Bitume PI+

BBR (température critique maximale)(1)

NBN-EN 14771 [réf. 32]

-10 °C

-10 °C

G* (DSR 52 °C, 1,6 Hz)

NBN-EN 14770 [réf. 31]

> 100 kPa

> 70 kPa

(1)

Température à laquelle le module «S» (après 60 s) est égal à 300 MPa ou la pente «m» (après 60 s) est égale à 0,3

Tableau 6.1

Exigences complémentaires concernant les liants (cf. § 3.9.1.3.2)

6.2.3 Composition Un calibre maximal de 14 mm est prescrit. L’objectif est de limiter, dans un premier temps tout au moins, les mélanges à ceux pour lesquels une certaine expérience a été acquise. Seuls les mélanges 0/14 ont été testés dans le cadre du présent projet. Ce sont aussi les mélanges les plus utilisés en France, pays ayant une grande expérience avec les EME. L’entrepreneur a le choix entre un enrobé à squelette sableux ou un enrobé à squelette pierreux. Cette latitude résulte du fait Tamis (mm) % que de bonnes performances peuvent être obtenues avec les 20 100 deux types de mélanges. Ceci a été démontré tant par les études que par les planches expérimentales. 14 90 – 100 6,3

40 – 70

2

25 – 50

0,25

10 – 25

0,063

5 – 7,5

Tableau 6.2 Granularité des EME: passant aux tamis

142

La granulométrie du mélange doit s’inscrire dans le fuseau (assez large) défini ci-après; ce fuseau est conforme à la norme EN 13108-1 [réf. 40]. Une teneur minimale en liant de 5,2 % en masse du mélange (c.-à-.d. 5,5 % en masse des granulats) est imposée. Si la masse volumique des granulats est différente de la valeur de 2,65 g/cm3, la teneur minimale est corrigée en multipliant par un facteur α, où α = 2,65/masse volumique.

6 Cette exigence trouve sa justification dans les résultats des études effectuées (cf. chapitre 2). Bien que la norme française NFP-98-140 [réf. 1] n’impose pas de teneur minimale en liant, mais une valeur minimale du module de richesse, on constate que la teneur en liant qui suit de cette méthode pour les EME de classe 2 correspond approximativement à la limite proposée ci-dessus.

6.3 Etudes préliminaires et informations à fournir 6.3.1 Etudes préliminaires En Flandre, le mélange doit préalablement être enregistré. La procédure actuellement prévue au SB250 est complétée par ce qui suit. Outre les informations classiques relatives au mélange et à ces constituants, l’entrepreneur devra fournir une étude théorique de composition du mélange (par exemple d’après le logiciel PradoWin [réf. 5]) ainsi que les résultats des essais suivants: -

résistance à l’orniérage; sensibilité à l’eau; teneur en vides (compacteur giratoire); module de rigidité; résistance à la fissuration par fatigue.

Les résultats fournis doivent prouver que le mélange proposé satisfait aux exigences de performances ci-après.

Caractéristique

Exigence

Norme

Sensibilité à l’eau

≥ 60 %

cf. § 2.4.6.2.4

NBN-EN 12697-12 [réf. 25]

Teneur en vides (après 100 girations)

≥2% ≤6%

cf. § 2.4.2.4

NBN-EN 12697-31 [réf. 7]

Résistance à l’orniérage

≤5%

cf. § 2.4.3.5

NBN-EN 12697-22 [réf. 8] ***

Module de rigidité (30 °C, 10 Hz)

≥ 4 000 MPa

cf. § 2.4.4.4

EN 12697-26, annexe A * [réf. 19]

Résistance à la fatigue (ε6)

≥ 100 μ

cf. § 2.4.5.4

EN 12697-24, Annexe A ** [réf. 21]

* L’essai est effectué à 30 °C car l’essai à 15 °C n’est pas suffisamment discriminant pour les EME. ** Cet essai de flexion deux points est réalisé selon la norme, à l’exception de ce qui suit: - les dimensions de l’éprouvette sont modifiées: B = 90 mm ; b = 30 mm ; e = 30 mm ; h = 350 mm; - l’essai se fait à contrainte imposée et non à déplacement imposé; - dix éprouvettes au minimum sont testées. L’essai est réalisé à une température de 15 °C et à une fréquence de 30 Hz. La valeur ε6 est la déformation initiale (déformation de l’éprouvette au début de l’essai de fatigue) qui mène à une rupture à 1 million de cycles. Cette valeur est déduite de la courbe de fatigue. *** L’essai est réalisé avec le dispositif de grandes dimensions à une température de 50 °C. La résistance à l’orniérage est caractérisée par la valeur de P3LD (en %), à savoir l’orniérage proportionnel après 30 000 cycles avec le dispositif de grandes dimensions.

Tableau 6.3

Performances des EME

Les exigences du tableau ci-dessus reposent sur les résultats obtenus dans la phase «études» de ce projet (cf. chapitre 2), sauf en ce qui concerne la sensibilité à l’eau, pour laquelle on utilise l’exigence actuelle pour les couches de liaison.

Chapitre 6 Prescriptions du cahier des charges

143

6.3.2 Autres informations à fournir En vue d’élargir les informations disponibles concernant l’influence de l’extraction sur les caractéristiques du liant, l’entrepreneur doit fournir les informations suivantes: – la teneur en liant après extraction. La méthode d’extraction employée et le solvant utilisé doivent être mentionnés; – la pénétration (5 s) et la température de ramollissement A&B du liant extrait. Ces valeurs doivent être comparées à celles déclarées par le fournisseur.

6.4 Le revêtement Les épaisseurs nominales du revêtement (à choisir par le CSC) sont de 70, 80, 90, 100 ou 110 mm. Ceci diverge fortement des habitudes belges où, selon les prescriptions actuelles, l’épaisseur maximale des BB-3A ne dépasse pas 80 mm. Toutefois la facilité avec laquelle les EME se sont laissés compacter sur nos planches expérimentales (dont l’épaisseur variait entre 90 et 100 mm) ainsi que les bons résultats obtenus du point de vue de la compacité (cf. § 3.9.3.3 et § 3.9.3.5), relayant ainsi l’expérience française, nous confortent dans la faisabilité de cette proposition.

6.5 Fabrication et pose Les EME sont assimilés aux BB en ce qui concerne les durées de malaxage. On se réfère aux fiches techniques des liants en ce qui concerne les températures à respecter au plant (stockage, enrobage) et au chantier (compactage). Les épaisseurs importantes des EME les font assimiler aux BB-3A: le refroidissement lent qui résulte de l’épaisseur des couches fait qu’ils peuvent être posés jusqu’à des températures assez basses (> 2 °C). Par contre un minimum de deux compacteurs par finisseur est nécessaire pour assurer une énergie de compactage suffisante eu égard à l’épaisseur de la couche.

6.6 Contrôles Tous les contrôles (et exigences subordonnées) prévus au SB250 restent d’application, les EME étant assimilés aux BB et plus particulièrement aux BB-3A. Les planches expérimentales ont en effet montré que les EME pouvaient satisfaire pleinement aux exigences en vigueur pour les BB-3A, notamment en matière de teneurs en vides (cf. § 3.9.3.3).

144

7

Chapitre 7 Conclusions et recommandations

L’étude de laboratoire et les planches expérimentales ont montré l’applicabilité de la technologie des EME au niveau belge. Ces mélanges, lorsqu’ils sont correctement formulés et bien mis en œuvre réalisent un excellent compromis entre les propriétés essentielles exigées pour une couche de liaison, à savoir: une rigidité élevée, une faible teneur en vides, une faible sensibilité à l’eau ainsi qu’une bonne résistance à l’orniérage et à la fissuration par fatigue. Pour réaliser l’opération avec succès, nous recommandons le respect des points suivants.

7.1 Domaine d’utilisation 7.1.1 Trafic Les EME sont à utiliser sur les routes à trafic lourd et important (par exemple classes B1 et B2 en Flandre ou réseau I en Wallonie). Etant donné leur coût plus élevé, l’emploi des EME ne se justifie pas pour des conditions de trafic moins exigeantes.

7.1.2 Les EME en tant qu’élément de la structure de la chaussée Au niveau de la structure de la chaussée, les EME remplacent l’ensemble des couches de liaison ou sont utilisés comme couche supérieure de cet ensemble (donc immédiatement sous la couche de roulement). C’est à ce niveau de la structure que les caractéristiques des EME sont les plus utiles. L’étude structurelle effectuée (cf. § 5.1.2) montre que le remplacement d’un ensemble de couches de liaison de type classique (BB-3) par des EME permet un gain de 20 à 40 % d’épaisseur de ces couches de liaison en fonction du type de fondation et de trafic. Si l’on remplace la seule couche supérieure de l’ensemble des couches de liaison par un EME, ce gain ne dépasse pas 5 %. Ceci est du reste confirmé par les mesures effectuées à l’aide du déflectomètre à masse tombante sur les planches expérimentales (cf. § 5.2.2).

7.1.3 Epaisseurs des couches d’EME Les EME sont destinées aux couches de forte épaisseur. Sur base de l’expérience acquise au niveau des planches expérimentales (facilité de compactage et bons résultats au niveau de la compacité), nous pouvons recommander la mise en œuvre de couches en épaisseur nominale de 70, 80, 90, 100 ou 110 mm.

7.2 Constituants Le choix des constituants repose davantage sur les performances des EME plutôt que sur des exigences propres aux constituants. Les recommandations ci-dessous concernant les constituants, contribuent à la réalisation de ces performances.

7.2.1 Liants Les liants à utiliser sont des liants spéciaux dont l’emploi est indispensable à l’obtention des performances attendues pour les EME. Actuellement, nous recommandons un bitume routier dur de la classe 10/20 ou 15/25 ou un bitume à indice de pénétration positif de la classe 20/30. Complémentairement, il est recommandé de vérifier la température critique BBR de ces liants (celle-ci est un indice du risque de fissuration à froid des EME) ainsi que le module complexe DSR (celui-ci donne une estimation de la sensibilité thermique de la rigidité des liants). Des valeurs concrètes de ces paramètres sont proposées au tableau 6.1.

Chapitre 7 Conclusions et recommandations

145

7.2.2 Pierres Les essais à «l’eau bouillante» ont montré qu’il y a une excellente adhésivité entre le calcaire et les liants utilisés. Ceci a pour conséquence que, pour les mélanges étudiés, les EME à base de pierres calcaires ont de meilleures performances en matière de fissuration par fatigue que les EME à base de porphyre. Il convient toutefois de signaler qu’en matière de rigidité, ces performances varient dans l’ordre inverse. Lorsqu’on veut privilégier l’adhésivité et la résistance à la fatigue, il y a donc lieu de préférer l’emploi de granulats calcaires. Ce choix ne comporte aucun risque significatif de perte de rigidité, car les différences de rigidité sont généralement faibles et la rigidité des EME (quelles que soient les pierres qui les constituent) est en tout cas supérieure à celle de mélanges classiques du type BB-3, notamment aux températures élevées.

7.2.3 GDB Les études ont montré que les prestations telles la rigidité et les résistances à l’orniérage et à la fissuration par fatigue des EME sont influencées par la qualité des GDB (notamment la pénétration du liant et le type de granulats). Il a été démontré que, pour les mélanges testés dans le cadre de la présente étude, l’adjonction de GDB, n’améliore généralement pas les prestations précitées des EME. Quoique les mélanges testés satisfont aux recommandations concernant les performances des EME (cf. § 7.4.2), il n’y a pas lieu de recommander, dans la situation actuelle, l’emploi de GDB dans les EME. Un argumentaire détaillé à ce sujet est donné au § 6.2.1. La situation est toutefois susceptible de se modifier bientôt lorsque les résultats de recherches en cours [réf. 47] auront été validés.

7.3 Composition des mélanges 7.3.1 Type de mélange Les études et les planches expérimentales ont montré qu’il était possible de réaliser des EME de qualité aussi bien avec des mélanges à squelette sableux qu’avec des mélanges à squelettes pierreux. Notons toutefois que la résistance à la fissuration par fatigue des mélanges à squelette sableux est légèrement plus élevée que celle des mélanges à squelette pierreux; c’est l’inverse en ce qui concerne la rigidité.

7.3.2 Calibre maximal Tant les études et les réalisations expérimentales effectuées dans le cadre de ce projet que l’expérience française montrent qu’il est possible de réaliser d’excellents EME avec un calibre 0/14. Ces mélanges permettent de réaliser une large gamme d’épaisseurs de couches (entre 70 et 110 mm).

7.3.3 Granularité Le type de granularité (continue ou discontinue) sera choisi en fonction du mélange à réaliser (squelette sableux ou pierreux). Les courbes granulométriques seront déterminées dans le cadre de l’étude de formulation (cf. § 7.4.1) de manière à satisfaire aux exigences relatives aux prestations à atteindre par le mélange. Un fuseau granulométrique est donné à titre indicatif au tableau 6.2.

7.3.4 Teneur en liant Un EME est (comparativement aux BB-3 classiques), par essence, un mélange riche en liant. Quoique la teneur exacte en liant se détermine lors de l’étude de formulation, il est bon de vérifier que celle-ci ne tombe pas en deçà d’une valeur de 5,2 % (en masse du mélange). Cette valeur limite est équivalente, pour les squelettes pierreux, à celle obtenue par la méthode du module de richesse [réf. 6] préconisée en France pour les EME de classe 2. Il a été démontré dans ce pays, que l’emploi de plus faibles valeurs de liant (EME de classe 1) aboutissait à des EME de faible durabilité. Il va de soi qu’il existe aussi une limite supérieure à la teneur en liant, sans quoi les vides risquent d’être surremplis, aboutissant ainsi à une instabilité du mélange (principalement pour les squelettes sableux). Cette limite devra, le cas échéant, être établie lors de la vérification des prestations de l’EME effectué dans le cadre de l’étude de formulation (§ 7.4.2).

146

7 7.4 Etudes pour la mise au point des mélanges Les EME étant d’application récente en Belgique, nous recommandons instamment d’effectuer une étude préliminaire approfondie de ces mélanges. Cette étude concerne la mise au point de la composition des mélanges et leur optimisation par le contrôle de leurs performances. Cette démarche s’inscrit dans le nouveau contexte de spécifications performantielles (par opposition aux prescriptions du type «recette», couramment appliquée jusqu’à présent) en voie d’application par les futurs CCT belges (cf. chapitre 6), répondant ainsi au souhait de la commission européenne.

7.4.1 Mise au point de la composition La méthode volumétrique de formulation des mélanges du CRR, reposant sur le logiciel PradoWin, est bien adaptée à la formulation des EME. Pour ces mélanges, il est en effet particulièrement important de tendre vers une faible teneur en vides, sans pour autant courir le risque d’un surremplissage des vides par le liant. Pour les mélanges à squelette pierreux, le calcul à l’aide de la méthode du «module de richesse» [réf. 6] peut être utilisé à titre de contrôle. Cette méthode ne peut toutefois pas être utilisée pour les mélanges à squelette sableux.

7.4.2 Contrôle des performances Comme expliqué ci-dessus, les compositions mises au point doivent être optimisées par le contrôle des performances des mélanges. Il convient d’adapter la composition des mélanges, en s’appuyant sur les résultats des essais performantiels, jusqu’à l’obtention de mélanges satisfaisants.

7.4.2.1

Teneur en vides et compactabilité

Etant donné l’importance de la teneur en vides pour les performances des EME, il est recommandé d’étudier cette caractéristique lors de la phase de formulation. L’essai au compacteur giratoire convient à la vérification de la compactabilité et de la teneur en vides. Des valeurs de références à ce sujet sont données dans le tableau 6.3.

7.4.2.2

Résistance à l’orniérage

Quoique la plupart des EME présentent une résistance à l’orniérage nettement plus élevée que celles des mélanges classiques du type BB-3, il est quand même nécessaire de contrôler cette caractéristique à l’aide d’essais à l’orniéreur. On trouvera au tableau 6.3 les valeurs maximales recommandées pour la profondeur d’ornières. Le cas échéant, la composition du mélange devra être modifiée pour satisfaire à ces recommandations. Notons que la teneur en liant et en filler ainsi que l’ajout de GDB influence les performances en matière d’orniérage. On trouvera plus de détail à ce sujet au § 2.4.3.5.

7.4.2.3

Module de rigidité

Le module de rigidité caractérise la contribution de la couche à la portance globale de la structure de la chaussée. Cette caractéristique étant principalement importante aux températures de service élevées et l’étude ayant montré qu’il était plus facile de différencier les variantes sur base de leur rigidité à 30 °C que sur base de celle à 15 °C, nous recommandons de mesurer le module à la température de 30 °C selon la méthode décrite à la réf. 19. Un seuil de valeur à obtenir est proposé au tableau 6.3. Le type de liant ainsi que la teneur en liant influencent le module de rigidité. L’étude a cependant montré qu’à 30 °C, tous les EME testés, même les mélanges sensibles à l’orniérage (riches en liant), ont une rigidité supérieure à celle des mélanges classiques (BB-3). Ce gain de rigidité s’estompe lorsque la température diminue (15 °C), principalement pour les mélanges à squelette sableux. Rappelons que pour les mélanges testés dans le cadre de la présente étude, les modules de rigidité à 30 °C des mélanges à squelettes sableux sont moins élevés que ceux des mélanges à squelette pierreux et que l’ajout de GDB n’améliore pas la rigidité. On trouvera plus de détail à ce sujet au § 2.4.4.4. Chapitre 7 Conclusions et recommandations

147

7.4.2.4

Résistance à la fissuration par fatigue

La résistance à la fatigue conditionne également la durabilité du revêtement, principalement lorsqu’il est soumis à des charges lourdes et fréquentes. Nous recommandons dès lors de contrôler cette caractéristique selon la méthode décrite à la réf. 20. Les valeurs minimales à atteindre sont indiquées au tableau 6.3. Par rapport à un BB-3B classique, la résistance à la fatigue des EME est très élevée, en raison de la teneur plus élevée en liant. On peut donc s’attendre à une durée de vie considérablement plus longue. Les performances de la variante EME sensible à la fissuration font partie des moins bonnes parmi celles des EME étudiés. Cependant, elles restent meilleures que celles d’un BB-3B classique. Rappelons aussi que pour les EME examinés dans le cadre de la présente étude, les mélanges à base de pierres calcaires présentent une meilleure résistance à la fissuration par fatigue, mais que l’ajout de GDB n’améliore pas cette caractéristique. On trouvera plus de détails à ce sujet au § 2.4.5.4.

7.4.2.5

Sensibilité à l’eau

L’essai de traction indirecte («Indirect Tensile Strength», ITS), effectué avant et après conditionnement selon la méthode d’essai décrite à la réf. 25 en combinaison avec la réf. 26 est une méthode qui convient pour estimer la sensibilité à l’eau, et donc de manière indirecte la durabilité des EME. Les teneurs en vides influençant fort le résultat des essais, il est recommandé de les mesurer sur des éprouvettes réalisées à l’aide du compacteur giratoire ou de les mesurer sur des carottes extraites de plaques d’enrobés préparées à l’aide du compacteur de plaques; les éprouvettes préparées à l’aide de la dame Marshall présentent en effet une trop grande dispersion, notamment pour les squelettes pierreux. Les valeurs minimales conseillées pour la sensibilité à l’eau sont renseignées au tableau 6.3. Sur base de l’étude réalisée, on peut conclure que toutes les variantes d’EME sont caractérisées par une faible sensibilité à l’eau et par conséquent, on peut considérer que leur durabilité est excellente. Cependant, la diminution de la teneur en liant (p.ex. variante sensible à la fissuration) se reflète dans un rapport ITS plus bas, et donc dans une sensibilité à l’eau plus élevée. Aucun impact négatif n’a été constaté lors de l’emploi de GDB. On trouvera plus de détails à ce sujet au § 2.4.6.2.4.

7.5 Planches expérimentales L’expérience avec les EME étant relativement récente en Belgique, nous recommandons, de tester expérimentalement en vraie grandeur tout nouveau mélange mis au point sur base d’une étude préliminaire (cf. § 7.4). Cette planche expérimentale (environ 150 m x largeur d’une bande) permettra de se familiariser avec la fabrication et la mise en œuvre de ce nouveau mélange. Elle devrait notamment permettre de cerner les paramètres de la mise en œuvre (températures des mélanges, atelier de compactage) et de contrôler la qualité de la couche réalisée (teneurs en vides, homogénéité, etc.). Il convient de profiter de cette planche expérimentale pour procéder à l’étalonnage des mesures au gammadensimètre au cas où ce type de mesures est envisagé dans les chantiers ultérieurs. Un exemple de ce type de planche expérimentale et de cet étalonnage du gammadensimètre est donné à la réf. 30.

7.6 Fabrication 7.6.1 Contrôle des constituants Il va de soi que comme pour tout enrobé, la qualité des constituants doit être contrôlée. Ceci concerne surtout les liants qui sont un des éléments essentiels à la base des performances des EME mais aussi les GDB dont les caractéristiques peuvent influencer ces performances. On a en effet constaté, pour la plupart des liants étudiés, des variations dans les caractéristiques classiques (pénétration et température A&B) entre les différents lots de fabrication; ces variations peuvent parfois être tellement grandes que les spécifications du producteur n’ont pas toujours été respectées. Il faut être particulièrement attentif à cela.

148

7 7.6.2 Processus de fabrication Le processus de fabrication n’est pas différent de celui utilisé pour les mélanges classiques du type BB-3. Tout au plus un contrôle plus strict des températures (notamment du liant et du mélange) est-il nécessaire. En effet, les liants spéciaux utilisés pour les EME étant parfois plus visqueux, ils nécessitent souvent une température légèrement plus élevée pour en assurer le pompage et le dosage correct. En lien avec cette même caractéristique, les EME sont généralement produits à une température légèrement plus élevée que les mélanges classiques afin de permettre leur mise en œuvre correcte sur chantier. Nous recommandons de prendre contact avec le fournisseur de liant pour obtenir les valeurs de températures à respecter.

7.6.3 Contrôle de la fabrication Nous recommandons de contrôler le plus rapidement possible (sur base d’analyses) le dosage en liant des EME. Des erreurs de dosage peuvent en effet être dus à la viscosité (élevée) du liant ou être influencés par le degré de remplissage de la cuve de liant. Un contrôle rapide permet une intervention immédiate au niveau du dosage.

7.7 Mise en œuvre 7.7.1 Epandage L’épandage des EME se fait de la même manière et avec le même matériel que celui des enrobés classiques de type BB-3, sauf que les températures des enrobés peuvent être plus élevées au moment de l’épandage eu égard à la viscosité éventuellement plus élevée des EME. Les épaisseurs importantes des EME les font assimiler aux BB-3A: le refroidissement lent qui résulte de l’épaisseur des couches fait qu’ils peuvent être posés jusqu’à des températures de l’air assez basses (> 2 °C).

7.7.2 Compactage Un minimum de deux compacteurs par finisseur est nécessaire pour assurer une énergie de compactage suffisante eu égard à l’épaisseur de la couche. L’atelier de compactage comprendra idéalement un rouleau à pneu et un rouleau à jantes lisses permettant une vibration verticale ou une oscillation horizontale. Vu la viscosité probablement plus élevée du mélange, il est possible que les températures de compactage des EME soient plus élevées que celles des enrobés classiques du type BB-3; on consultera à ce sujet les fournisseurs de liants. Sur base des informations disponibles actuellement, le nombre recommandé de passages minimum (à effectuer immédiatement après épandage) s’établit comme suit: trois allers-retours du rouleau à pneu, suivi de deux allers-retours du rouleau lisse (vibrant ou oscillant). Il est très difficile de prévoir une règle générale concernant le nombre de passages à effectuer. Celui-ci dépend en effet des caractéristiques de l’atelier de compactage, de l’évolution de la température de la couche (fonction de sa température initiale, de son épaisseur et des conditions climatiques). Des mesures de densité à l’aide d’un gammadensimètre peuvent être très utiles pour assister le compactage lors de son exécution. Celles-ci seront d’autant plus efficaces qu’une planche d’essai aura préalablement été réalisée en vue d’étalonner le gammadensimètre (cf. § 7.5). Les planches expérimentales ont confirmé la facilité avec laquelle l’ensemble des EME testés s’est laissé compacter.

7.7.3 Caractéristiques de la surface Les EME présentent un aspect visuel qui peut être différent de celui des couches de liaison classiques de type BB-3. Les EME étant riches en liant, il est normal qu’ils présentent parfois superficiellement des zones légèrement grasses. Ces zones ne sont pas forcément l’indice d’une instabilité de la couche. Il a en effet été démontré au niveau des planches expérimentales que, s’il y a effectivement un lien entre les zones grasses et la teneur en vides déterminées sur les carottes extraites aux mêmes emplacements, ces teneurs en vides sont conformes aux exigences actuelles relatives aux BB-3 (à l’exception de la variante en squelette sableux Chapitre 7 Conclusions et recommandations

149

comprenant des GDB). La bonne stabilité de ces mélanges est du reste confirmée par les essais effectués au simulateur de trafic sur les carottes des planches expérimentales (cf. tableau 3.32). Il n’y a aucune difficulté à réaliser une excellente planéité de surface. Les mesures réalisées sur les planches expérimentales à l’aide de la règle de 3 m et avec l’ARAN confirment ce fait.

7.8 Contrôles a posteriori Les planches expérimentales ont montré que les EME correctement réalisés satisfont à toutes les exigences communément admises pour les couches de liaison de type BB-3A ou B, notamment en ce qui concerne les teneurs en vides et les compacités relatives. Nous recommandons donc le contrôle de ces exigences. Au cas où un étalonnage du gammadensimètre a été effectué (cf. § 7.5), la détermination des teneurs en vides sur carottes peut être remplacée par des mesures effectuées à l’aide de cet appareil. La compacité relative peut être évaluée au départ de mesures effectuées au compacteur giratoire. Un compactage insuffisant du chantier, qu’il soit dû à un compactage insuffisant ou à une température de compactage trop basse, peut être constaté en comparant la MVA des carottes de chantier à celle des éprouvettes compactées à l’aide du compacteur giratoire au départ des matériaux en vrac provenant des carottes de chantier. Cette méthode permet de s’affranchir des éprouvettes Marshall, dont la confection est très délicate, principalement dans le cas des mélanges à squelette pierreux. Complémentairement, étant donné les fortes épaisseurs de la couche, il est utile de vérifier visuellement l’homogénéité du compactage sur les carottes.

150

8

Chapitre 8 Conclusions générales et perspectives

Les résultats obtenus dans le cadre de ce projet de recherche permettent de donner le feu vert à l’application à grande échelle des EME sur le réseau routier belge. Pour rappel, ces mélanges concernent uniquement les couches de liaison (ou la couche supérieure de celles-ci) des réseaux lourdement et fortement chargés qui pourront ainsi bénéficier d’une durée de vie améliorée en particulier du point de vue sensibilité à l’eau et résistance à l’orniérage et à la fissuration. Pour permettre l’emploi de ces EME sur le réseau routier public, des prescriptions de type performantiel (une première en Belgique) ont été établies. Il va de soi que, vu le caractère novateur de cette technologie en Belgique, ces nouvelles réalisations se feront avec les précautions nécessaires incluant notamment des études préliminaires poussées et, le cas échéant, des planches expérimentales. Il est en effet vrai que, même si l’acquis suite à cette recherche est considérable, un certain nombre d’aspect restent dans l’ombre, notamment concernant le comportement à long terme de ces enrobés. Les planches expérimentales ayant à peine deux ans, on poursuivra au cours des prochaines années, conjointement aux mesures de températures et de trafic, les mesures et observations relatives au comportement de ces sections: examen visuel, mesures de profondeur d’ornières, relevé de la fissuration et planéité. Par ailleurs, d’autres aspects mériteraient encore quelques investigations ou confirmations. Citons, à titre d’exemple, parmi les points mis en évidence au cours de la recherche, ceux concernant le vieillissement du liant et la caractérisation des liants après récupération: - le vieillissement de production qui est normalement simulé avec le vieillissement RCAT à court terme (équivalent au RFTOT) est, selon les résultats de la présente étude, sous-estimé dans le cas des EME. Ceci est confirmé aussi bien par les résultats DSR que BBR. Ce vieillissement plus important peut probablement être attribué aux températures de production plus élevées des EME et à la nature des bitumes; - les températures critiques BBR des liants des EME sont devenues moins négatives après récupération. Ou bien les liants sont devenus plus sensibles à la fissuration à basse température en raison du vieillissement de production, ou bien les caractéristiques déterminées ont été influencées par la procédure de récupération. L’observation des planches expérimentales devrait nous éclairer sur le bien-fondé des hypothèses évoquées cidessus. Les quelques points qui restent à approfondir ne devraient cependant pas empêcher les EME de prendre prochainement leur essor en Belgique. Conscient des difficultés liées à toute nouvelle technologie, le CRR se propose de mettre les connaissances qu’il a acquises en la matière à la disposition du monde professionnel intéressé et notamment les entrepreneurs, les auteurs de projets, les gestionnaires de voirie et les laboratoires concernés. A leur demande, le CRR peut prodiguer des conseils en matière, de projet, de mise au point des mélanges, des essais à faire dans le cadre de l’étude préliminaire, de réalisation de planches expérimentales, de fabrication, de mise en œuvre et de contrôles des EME.

Chapitre 8 Conclusions générales et perspectives

151


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157

2

Annexes


Lors de la pose des planches expérimentales, les compacteurs suivant ont été utilisés: -

compacteur à pneus Bomag BW24; rouleau tandem Bomag BW174AD; rouleau tandem Bomag BW184AD; rouleau tandem Hamm DV90; petit rouleau tandem Hamm HD10; rouleau tridem Hamm HW90.

Quelques caractéristiques des compacteurs utilisés sont reprises dans le tableau ci-dessous (données fournies par VBG).

Compacteur à pneus

Largeur

Poids

Charge par roue

1,98 m

24 t

3t

8

Largeur

Poids

Charge linéaire

Vibrations verticales

Vibrations horizontales

Bomag BW174AD

1,68 m

9,8 t

29 kg/cm

oui

oui

Bomag BW184AD

1,80 m

13,2 t

37 kg/cm

oui

oui

Hamm DV90

1,68 m

9,4 t

28 kg/cm

oui

oui

Hamm HD10

1,00 m

2,6 t

12 kg/cm

oui

non

Largeur

Poids

Charge linéaire

Vibrations verticales

Vibrations horizontales

2,02 m

12,5 t

-

-

-

- grande roue

1,00 m

-

44 kg/cm

-

-

- petites roues

0,55 m

-

68 kg/cm

-

-

Bomag BW24

Rouleau tandem

Rouleau tridem Hamm HW90

Nombre de roues


159

3

Annexes


Au § 3.8.8, nous avons indiqué qu’une estimation correcte de la teneur en vides repose entre autres sur l’utilisation d’une corrélation entre les MVA mesurées sur carottes et celles mesurées à l’aide de la sonde. Cette corrélation est, en principe, propre à chaque mélange.

Etablissement des régressions entre les MVA mesurées avec le gammadensimètre et les MVA mesurées de manière hydrostatique sur carottes Ces régressions sont déterminées pour chaque section, aux six points où l’on a utilisé à la fois le gammadensimètre et prélevé des carottes (cf. § 3.8.9.4 et § 3.8.13.2). Pour les couches de liaison, d’autres régressions ont été calculées, par familles de mélanges: squelette pierreux, squelette sableux, avec ou sans GDB. Ci-dessous un exemple de ces calculs. Les autres figurent dans les documents doc. AVS717, doc. AVS718 et doc. AVS722.

Section 2 Numéro CRR

Point n°

MVA Sonde (g/cm3) (x)

MVA hydrostatique (g/cm3) (y)

3932/3

2.3

2,505

2,445

3932/4

2.4

2,480

2,433

a

b

R2

3932/6

2.6

2,500

2,458

0,6243

0,8872

0,8754

3932/7

2.7

2,461

2,418

3932/8

2.8

2,447

2,414

Min

Max

3932/9

2.9

2,440

2,416

2,414

2,458

Moyenne

Max - Min = 0,044

2,431

MVA Hydrostatique (g/cm3)

2,470

y = 0,6243x + 0,8872 R2 = 0,8754

2,460 2,450 2,440 2,430 2,420 2,410 2,400 2,430

2,440

2,450

2,460 2,470 2,480 MVA Sonde (g/cm3)

2,490

2,500

2,510


161

Le tableau ci-après (AVS731) donne une synthèse des régressions obtenues. y = ax + b x = MVA sonde y = MVA hydro

(cf. les documents doc. AVS717, doc. AVS718 et doc. AVS722

MVA hydrostatique (g/cm3) (Max - Min)

a

b

R²

Section 1

0,047

0,2633

1,7936

0,7089

Section 2

0,044

0,6243

0,8872

0,8754

Section 3

0,022

0,1617

2,0208

0,1904

Section 4

0,016

0,3420

1,5671

0,3648

Section 5

0,098

0,6032

0,9346

0,7585

Section 6

0,038

0,5079

1,1649

0,8609

Section 7

0,069

0,2552

1,8128

0,2430

Section 8

0,054

0,7375

0,5977

0,7566

Section 9

0,030

0,2790

1,7489

0,6126

Section 10

0,095

0,6500

0,8187

0,7406

Section 11

0,119

1,0483

-0,1511

0,9651

Squelette pierreux

0,135

0,5269

1,1255

0,6832

Squelette pierreux + GDB

0,135

0,5099

1,1663

0,6825

Squelette sableux

0,070

0,7002

0,6933

0,7860

Squelette sableux + GDB

0,070

0,5652

1,0270

0,6392

Il apparaît que les coefficients de corrélation (R2) ne sont pas fameux pour les couches de liaison; certains sont même mauvais (sections 3, 4 et 7) et rendent les régressions peu fiables. Ceci est dû à l’«étendue» des MVA dans laquelle la régression a été calculée. Cette étendue est normalement supérieure à 0,130 g/cm3 (pour les sections 3 et 4, elle se situe respectivement à 0,022 et 0,016 g/cm3).Une deuxième raison pour laquelle ces régressions ne sont pas bonnes, est qu’elles ont été déterminées sur six valeurs seulement (normalement dix , cf. réf. 30). Les coefficients R2 des régressions qui ont été déterminés pour les familles de mélanges sont meilleurs que les précédentes. Concernant la couche de roulement (section 11), le coefficient de corrélation établi est très bon (0,96). L’étendue des MVA y est en effet plus grande (0,119 g/cm3). Prévision de la teneur en vides Les régressions déterminées ci-avant ont été utilisées pour calculer les teneurs en vides sur base des MVA mesurées avec les gammadensimètres (en tenant compte du biais et des MVM mesurées sur les échantillons de vrac).

162

3

Annexes

Les résultats relatifs aux couches de liaison sont rassemblés dans les doc. AVS714 (régressions individuelles) et AVS719 (régressions par famille). Dans ces tableaux figurent également les différences avec les teneurs en vides mesurées sur les carottes entières (quelques valeurs figurent également dans les deux dernières colonnes du tableau 3.13). Nous voyons dans les documents susmentionnés que, bien que les régressions sur lesquelles reposent les prévisions ne soient pas excellentes, les teneurs en vides estimées sont proches des teneurs mesurées: - seules trois (des soixante-trois) valeurs individuelles des teneurs en vides estimées (régressions individuelles) s’écartent de plus de 1 % des teneurs en vides mesurées; deux de ces trois valeurs concernent la section 7, dont la régression est une des plus mauvaises; - la situation est presque identique lorsqu’on utilise les régressions par familles: quatre des soixante-trois valeurs s’écartent de plus de 1 %. Pour le SMA, il a été possible de contrôler la correspondance entre les teneurs en vides mesurées et celles prévues (sur base des régressions) aux six points de mesure de la section 11, où ont été prélevées les carottes. Les résultats de cette comparaison figurent dans le doc. AVS723. La correspondance est très bonne: l’écart le plus important entre ces valeurs est de 0,5 %. La corrélation établie pour la section 11 a dès lors servi pour prédire la teneur en vides du SMA sur les planches expérimentales: voir le doc. AVS729 et la dernière colonne des tableaux 3.19 et 3.34.


163

4

Annexes

Annexe 4 Composition de l’enrobé de référence VAN GORP nv

Contactpersoon

Merksemsebaan 298

Pieter Veulemans

2110 Wijnegem

(03)360 87 63 TECHNISCHE FICHE

Deze code moet op elke leveringsbon worden vermeld :

801/64 / 2003/31114/0

Type : AB-3A

Wijnegem

Volgens bestek SB 250 van 17-07-2000

Type asfaltmengsel :

AB-3A Het bindmiddelmengsel bevat

Samenstelling Massaprocenten

28.5 Kalksteen 6.5 Kalksteen 5.5 Kalksteen

58.19 35.33 6.48 100.00 4.60

bindmiddel

Grondstoffen Soort 14/20 C I 7/14 C I 2/7 C II

%

(rekening houdend met volumemassa's)

steenfractie zandfractie vulstoffractie

39.9% bindmiddel uit asfalt(puin)granulaten.

2.8 7.0 6.4 6.4 1.20 37.5

Kalksteen Kalksteen Grof Scheldezand Fijn Scheldezand aanvoervulstof asfaltpuingranulaten

Keuring BENOR BENOR BENOR

0/2 A 20 II a PB 0/2,5 A 2 II A 0/1 0/1 2A

2.77 B 50/70

BENOR BENOR intern intern BENOR

COPRO

Experimentele studie 4.60 % bindmiddel Resultaat : 2.417 kg/dm³ SVM : 2.522 kg/dm³ MVM : % 4.2 HR : % 71.3 HRAO : Marshallproef N 15012 Stabiliteit : 2.8 mm Vloei : 5361 N/mm Quotiënt :

Productie-eenheden

Dit zijn de resultaten van de originele studie.

801/64

Wijnegem

recept: 31114 Eric Van Gorp (03)360 87 77

Merksemsebaan 298 2110 Wijnegem

Korrelverdeling Zeef (mm) Zeefrest (%)

32 0.0

Vulstof 25 0.0

20 4.4

14 26.2

10 34.7

Aanbevolen temperatuursgebied bij het spreiden : De verantwoordingsnota Stempel registratie :

41.9

4 52.1

120

tot

7

801/64 / 2003/31114

2

59.2

1 64.6

0,5 68.6

0,25 0,125 0,063 76.5

90.0

93.9

% 6.12

160 °C. is verkrijgbaar op aanvraag bij de fabrikant.

Enkel geldig met COPRO-stempel in het juiste vakje : Geldig tot :

blz. 1/1 021022

14/09/2006 Annexe 4 Composition de l’enrobé de référence

165

Liste des abréviations

A&B AWV B BAU BB BBME BBR BBTM CBR CCT CKB CP CSC DSR DTT ED EME EN EPFL FWD GDB IR ITS LAVOC LCPC MET MVA MVM NBN NF NJ NR2C PCG Pen PI RCAT RTFOT SB SMA ZSV

Anneau et Bille Agenschap Wegen en Verkeer (Flandre) Bouwklasse (= classe de trafic) selon SB250 Bande d'arrêt d'urgence Béton bitumineux Béton bitumineux à module élevé Bending Beam Rheometer Béton bitumineux très mince (anciennement RMD) California Bearing Ratio Cahier des charges type Commissie voor de Kwaliteit van Bitumineuze Verhardingen Coefficient de planéité Cahier spécial des charges Dynamic Shear Rheometer Direct Tensile Test Enrobé drainant Enrobé à module élévé Norme européenne Ecole polytechnique fédérale de Lausanne (Suisse) Falling Weight Deflectometer (Déflectomètre à masse tombante) Granulat de débris bitumineux Infra-rouge Indirect Tensile Strength Laboratoire des voies de circulation (Lausanne, Suisse) Laboratoire central des ponts et chaussées (France) Ministère wallon de l'équipement et des transports Masse volumique apparente Masse volumique maximale Norme Belge Norme Française Note justificative New Road Construction Concepts Presse à cisaillement giratoire Pénétration Penetration Index (Indice de pénétration) Rotating Cylinder Ageing Test Rolling Thin-Film Oven Test Standaardbestek Splittmastixasphalt Zero Shear Viscosity

167

Liste des tableaux

1.1 1.2 1.3 1.4

Données concernant les liants transmises pas les fournisseurs Données des fournisseurs: Etudes EME Composition du mélange M400 Composition et caractéristiques de l’EME 0/14 et de l’enrobé classique BB-3B étudiées par la CKB

4 5 7 7

2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7 2.8 2.9 2.10 2.11 2.12

Présélection des variantes expérimentales Choix des matériaux pour l’étude de faisabilité Composition du mélange à squelette pierreux Granularité du mélange à squelette pierreux (passant: % en masse) Composition du mélange à squelette sableux Granularité du mélange à squelette sableux (passant: % en masse) Teneur en vides (%) à 60 et à 100 girations Orniérage proportionnel PiLD (%) en fonction du nombre de cycles Courbes granulométriques types selon la série européenne de tamis, suite à l’étude de faisabilité Caractéristiques des matériaux pour l’étude approfondie Caractéristiques des matériaux pour l’études des variantes expérimentales Pénétration (pen) et température Anneau & Bille (A&B) des liants étudiés avant et après le vieillissement RCAT à court terme et comparaison avec les valeurs du fournisseur Valeurs du module de rigidité G* à différentes températures et fréquences pour les quatre liants avant vieillissement (pour comparaison avec la figure 2.9: E* = 3 G*) Valeurs du module de rigidité G* à différentes températures et fréquences pour les quatre liants après vieillissement RCAT courte durée (pour comparaison avec la figure 2.10: E* = 3 G*) Augmentation relative du module de cisaillement G* suite au vieillissement RCAT à court terme Température d’équiviscosité EVT2 des quatre liants Température à laquelle l’allongement à la rupture est de 1 % lors de l’essai DTT Composition des variantes pour l’étude approfondie Composition pour l’étude des variantes des planches expérimentales Températures et temps de chauffe pour la préparation des enrobés en laboratoire Aperçu des résultats au compacteur giratoire (étude approfondie) Aperçu des résultats au compacteur giratoire (étude des variantes des planches expérimentales) Influence du liant sur l’orniérage Influence de l’utilisation de GDB sur l’orniérage Variantes du mélange à squelette pierreux avec GDB Variantes de teneur en liant pour le mélange à squelette pierreux Variantes de teneur en liant pour le mélange à squelette sableux Variantes de teneur en filler Résultats des modules de rigidité à 15 °C et 30 °C et pour une fréquence de 10 Hz Résultats des mesures de fatigue: inclinaison a, allongement pour 1 million de cycles de chargement (ε6), et durée de vie pour un allongement de 120 microstrains (N) Résultats des essais à l’eau bouillante Aperçu de la sensibilité à l’eau des EME dans le cadre de l’étude approfondie Aperçu de la sensibilité à l’eau des EME dans le cadre de l’étude des mélanges pour planches expérimentales Aperçu de la sensibilité à l’eau des EME correspondant aux planches expérimentales (éprouvettes confectionnées par compactage Marshall) sur du matériau en vrac échantillonné lors de la mise en œuvre des planches expérimentales Aperçu de la sensibilité à l’eau des EME sélectionnés correspondant aux planches expérimentales (éprouvettes obtenues par carottage sur chantier) Choix définitif des variantes pour les planches expérimentales

10 12 13 13 14 14 15 16 17 18 19

2.13 2.14 2.15 2.16 2.17 2.18 2.19 2.20 2.21 2.22 2.23 2.24 2.25 2.26 2.27 2.28 2.29 2.30 2.31 2.32 2.33 2.34

2.35 2.36

21 24 24 25 25 26 30 32 33 35 37 42 43 43 44 44 45 47 51 55 59 62

63 65 66

169

3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.7 3.8 3.9 3.10 3.11 3.12 3.13 3.14 3.15 3.16 3.17 3.18 3.19 3.20 3.21 3.22 3.23 3.24 3.25 3.26 3.27 3.28 3.29 3.30 3.31 3.32 3.33 3.34

4.1 4.2

Epaisseur moyenne (mm) des couches du revêtement bitumineux Orniérage mesuré avec l’ARAN le 26/06/2003. Valeurs moyennes en mm Caractéristiques des liants tels que repris au cahier spécial des charges Fuseau granulométrique des mélanges EME Epaisseur moyenne (extrême) des couches en mm Températures (°C) recommandées par les fournisseurs Etat du revêtement juste avant son fraisage Implantation des sections expérimentales Timing d’exécution des principales phases du chantier Aperçu des données relatives aux températures Températures mesurées (°C) lors de la mise en œuvre des couches de liaison Nombres de passes de compactage lors de la pose des couches de liaison Estimation des teneurs en vides des couches de liaison Comparaison des MVM (g/cm3) Observations de la surface des couches de liaison juste après leur achèvement Planéité mesurée (règle de 3 m) Valeurs moyennes de CP2,3 à la surface des EME Aperçu des températures du SMA Estimation des teneurs en vides du SMA Caractéristiques des liants Valeurs G* à 52 °C et 1,6 Hz Augmentation de G* (G*vieilli/G*non vieilli) à 52°C et 1,6 Hz Valeurs des angles de phase à 52 °C en 1,6 Hz ZSV à 60 °C des liants récupérés Résultats BBR sur les liants originels et sur les liants récupérés Aperçu de la composition des couches de liaison Teneur en vides lors de l’essai au compacteur giratoire après 100 girations Compacité relative des carottes de chantier, par rapport aux éprouvettes compactées à l’aide du compacteur giratoire et de la dame Marshall Epaisseur moyenne (mm) Teneurs en vides mesurées sur les carottes proventant des planches expérimentales Compacités relatives (CR) (moyenne de 3 mesures, sauf section 10) Résultats des essais au simulateur de trafic effectués sur les carottes extraites des sections expérimentales Composition du SMA Teneurs en vides de la couche de roulement en SMA (%) au droit des sections expérimentales (estimation au départ des mesures au gammadensimètre)

70 71 74 75 77 79 79 80 81 86 88 89 90 91 92 93 93 94 96 97 101 101 101 102 103 106 107 109 109 111 112 113 113 114

4.3

Classes pour le comptage du trafic Nombre total et moyen de véhicules par jour sur la première voie de circulation (avec couche de liaison en EME) Nombre total et moyen de véhicules par jour sur la deuxième voie de circulation

127 128

6.1 6.2 6.3

Exigences complémentaires concernant les liants Granularité des EME: passant aux tamis Performances des EME

142 142 143

170

127

Liste des photos

2.1 2.2 2.3 2.4

Orniéreur Effet de l’action de l’eau sur l’adhésivité bitume-granulat, testé avec l’essai à l’eau bouillante Dispositif d’essai pour la détermination de la résistance à la traction indirecte Ruptures observées après la réalisation de l’essai de traction indirecte, respectivement avant (gauche) et après (droite) conditionnement (EME à squelette sableux + 25 % de GDB)

38 56 58

3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.7 3.8 3.9 3.10 3.11

Vue du carottage La fissure est limitée aux 2 couches supérieures Prélèvements de fraisats pour l’étude Inspection visuelle préalable au chantier: fissures longitudinales Fraisage de l’ancien revêtement Restes de la première couche inférieure après fraisage: Section 1 Vue générale de la centrale d’enrobage Epandage de l’EME Compactage Mesures au gammadensimètre Pose de la couche de roulement

70 71 78 80 81 82 84 87 88 90 94

4.1 4.2

Le véhicule de mesure ARAN

117 124

5.1 5.2

Mesures au déflectomètre à masse tombante à hauteur des planches expérimentales Collage des supports transversaux sur l’enrobé

132 136

60

171

Annexes

Liste des figures

2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7 2.8 2.9 2.10 2.11 2.12 2.13 2.14 2.15 2.16 2.17 2.18 2.19 2.20 2.21 2.22 2.23 2.24 2.25 2.26 3.1 3.2

Courbes granulométriques types des variantes EME Situation des variantes EME à squelette pierreux et sableux dans le triangle de Richardson Granularité des granulats utilisés dans l’étude de faisabilité Essais au compacteur giratoire sur le mélange à squelette pierreux Essais au compacteur giratoire sur le mélange à squelette sableux Orniérage proportionnel en fonction du nombre de cycles Granularités des granulats pour l’étude approfondie Granularités des granulats pour l’étude des variantes des planches expérimentales Module de rigidité [E*] en fonction de la température des quatre liants à 10 Hz avant vieillissement Module de rigidité [E*] en fonction de la température des quatre liants à 10 Hz après vieillissement RCAT à court terme Allongement à la rupture en fonction de la température du bitume 4 Teneur en vides en fonction du nombre de girations pour les variantes à squelette pierreux Teneur en vides en fonction du nombre de girations pour les variantes à squelette sableux Courbes du compacteur giratoire des mélanges à squelette pierreux Courbes du compacteur giratoire des mélanges à squelette sableux Profondeur proportionnelle d’ornière des variantes à squelette pierreux Profondeur proportionnelle d’ornière des variantes à squelette sableux Essais d’orniérage sur les mélanges à squelette pierreux Essais d’orniérage sur les mélanges à squelette sableux Corrélation entre l’EVT2 des quatre liants et la profondeur proportionnelle d’ornière des mélanges à squelette pierreux confectionnés avec ces liants Augmentation de l’orniérage en fonction de la teneur en liant (pour un même bitume) pour le mélange à squelette sableux des variantes pour les planches expérimentales Essai de flexion en deux points sur des éprouvettes trapézoïdales, pour la détermination du module de rigidité Module de rigidité des mélanges étudiés en fonction de la température, pour une fréquence de 10 Hz. Courbes de fatigue des EME étudiés Comparaison des pourcentages de désenrobage pour les différentes combinaisons bitume-granulat Influence de la méthode de compactage sur le rapport ITS des EME

11 12 13 15 15 16 20 20 24 25 26 34 35 36 37 39 39 40 41 42 44 46 48 52 55 64

3.3 3.4 3.5

Schéma global du site Coupe de l’ornière au point kilométrique 28.150 déduite des mesures au transversoprofilomètre et des carottes MVA lors du compactage Principe de la mesure BBR et paramètres S(60s) et m(60s) Teneur en vides à 100 girations

68 72 90 99 108

4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 4.6 4.7 4.8 4.9

Mesure de l’orniérage: frayée de droite Mesure de l’orniérage: frayée de gauche Mesure de la planéité: onde courte: CP2,5 Mesure de la planéité: onde moyenne: CP10 Mesure de la rugosité: frayée de droite Minima de températures par mois et par profondeur Maxima de températures par mois et par profondeur Température moyenne par mois et par profondeur Histogramme des températures pour la période de novembre 2006 à octobre 2007

119 119 120 121 122 125 125 125 126

Annexe

173

5.1 5.2 5.3 5.4 5.5 5.6 5.7 5.8 5.9

174

Comparaison de la rigidité d’un BB-3B classique et d’un EME. Les rigidités ont été calculées à l’aide de la méthode de Van der Poel Couches constituant la chaussée Epaisseur d’un revêtement bitumineux en fonction de la classe de trafic Déflexion maximale mesurée sous le déflectomètre à masse tombante (65 kN), en fonction de la cumulée Modules E, établis par calcul inverse à partir des mesures de déflexion réalisées en 2003 sur la chaussée d’origine et en 2006 sur la chaussée renouvelée Module calculé E1 du revêtement bitumineux total, pour chaque planche expérimentale Différence relative de module du revêtement bitumineux total avant et après la pose des planches expérimentales Passage d’un camion avec deux essieux simples et un essieu tandem (niveau -3 cm)(fs = 1 000 Hz – filtré) Passage d’un camion avec deux essieux simples et un essieu tridem (niveau -12 cm) (fs = 1 000 Hz – filtré à 50 Hz)

129 131 131 133 134 135 135 137 138

Liste des références

Note préliminaire: les documents «doc. EMExxx» et «doc. AVSxxx» mentionnés dans le texte sont des documents internes au CRR. Sauf si ces documents sont confidentiels, ils peuvent être obtenus sur demande au CRR (s'adresser à C. De Backer).

1. Enrobés hydrocarbonés – Couches d’assises: enrobés à module élevé (EME). Norme française NF P98-140, novembre 1999. 2. A. Vanelstraete, DSR results on the binders. NR2C Project, Innovation 1A, version of 12/06/2007. 3. Standaardbestek 250 voor de wegenbouw – Versie 2.1. Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, 2006. 4. A. Vanelstraete, Orniérage: un problème résolu (?). Journée du bitume, 19 mars 2003. 5. Centre de recherches routières Code de bonne pratique pour la formulation des enrobés bitumineux. Recommandations CRR, R 69/97, 1997. 6. Manuel LPC d’aide à la formulation des enrobés à chaud. LCPC, CR 39, juillet 2006. 7. Mélanges bitumineux – Méthodes d'essai pour mélange hydrocarboné à chaud – Partie 31: Confection d'éprouvettes à la presse à compactage giratoire. NBN EN 12697-31:2007. 8. Mélanges bitumineux – Méthodes d'essai pour mélange hydrocarboné à chaud – Partie 22: Essai d'orniérage. NBN EN 12697-22:2004/A1:2007. 9. Bitumes et liants bitumineux – Détermination de la pénétrabilité à l'aiguille. NBN EN 1426:2007. 10. Bitumes et liants bitumineux – Détermination du point de ramollissement – Méthode Bille et Anneau. NBN EN 1427:2007. 11. A. Verhasselt, Short- and Long-Term Ageing of Bituminous Binders – Simulation with RCAT Method. 6th International Symposium on Performance Testing and Evaluation of Bituminous Materials ( PTEBM’03), April 2003, Zurich, paper 128. 12. Bitumes et liants bitumineux – Détermination de la résistance au durcissement sous l'effet de la chaleur et de l'air – Partie 1: Méthode RTFOT. NBN EN 12607-1:2007. 13. Détermination de la norme du module complexe en cisaillement (mode «AS») des liants bitumineux. Mode opératoire CRR MM-SPT-01.01.

175

14. Détermination de la norme du module complexe en traction-compression (mode «TC») des liants bitumineux. Mode opératoire CRR MM-SPT-01.02. 15. Bitumes et liants bitumineux – Détermination de la température d'équiviscosité basée sur la mesure de la viscosité à faible taux de cisaillement utilisant un rhéomètre à cisaillement dynamique (DSR) en mode oscillatoire à basse fréquence. prEN-ZSV prCEN/TS 15324, version de novembre 2006. 16. Standard Test Method for Determining the Fracture Properties of Asphalt Binder in Direct Tension (DT). D6723-01 (DTT) ASTM D 6723-01. 17. Mélanges bitumineux – Méthodes d'essai pour mélange hydrocarboné à chaud – Partie 35: Malaxage en laboratoire. NBN EN 12697-35:2004/A1:2007. 18. Mélanges bitumineux – Méthodes d'essai pour mélange hydrocarboné à chaud – Partie 33: Confection d’éprouvettes au compacteur de plaque. NBN EN 12697-33:2004/A1:2007. 19. Mélanges bitumineux – Méthodes d'essai pour mélange hydrocarboné à chaud – Partie 26: Rigidité. NBN EN12697-26:2004. 20. Détermination de la résistance à la fissuration par fatigue. Mode opératoire CRR/OCW IX-02. 21. Mélanges bitumineux – Méthodes d'essai pour mélange hydrocarboné à chaud – Partie 24: Résistance à la fatigue. NBN EN 12697-24:2004/A1:2007. 22. Test de désenrobage à l'eau bouillante de pierres enrobées par un liant hydrocarboné. Mode opératoire CRR – MF 65/91, 1991. 23. Mélanges bitumineux - Essais pour enrobés à chaud - Partie 11: Détermination de l'affinité granulat-bitume, Partie C: Méthode de désenrobage à l’eau bouillante. NBN EN 12697-11:2005. 24. F. Choquet, A.Verhasselt, La mesure objective de l’adhésion bitume-granulat – Test de désenrobage à l’eau bouillante. 5e Congrès Eurobitume, Stockholm, 1993, vol. IA, p. 267-270. 25. Mélanges bitumineux – Méthodes d'essai pour mélange hydrocarboné à chaud – Partie 12: Détermination de la sensibilité à l'eau des éprouvettes bitumineuses. NBN EN 12697-12:2004. 26. Mélanges bitumineux – Méthodes d'essai pour enrobés à chaud – Partie 23: Détermination de la résistance à la traction indirecte des éprouvettes bitumineuses. NBN EN 12697-23:2003. 27. Mélanges bitumineux – Méthodes d'essai pour enrobés à chaud – Partie 8: Détermination de la teneur en vides des éprouvettes bitumineuses. NBN EN 12697-8:2003. 28. Mélanges bitumineux – Méthodes dessai pour mélange hydrocarboné à chaud – Partie 30: Confection d'éprouvettes par compacteur à impact. NBN EN 12697-30:2004/A1:2007. 29. Bestek nr. 16DA/04/62: Uitvoeren van een proefvak in asfalt met verhoogde stijfheid (AVS) op de E19 te Kontich. Administratie Wegen en Verkeer; Afdeling Wegen en Verkeer Antwerpen

176

30. C. De Backer, L. Glorie, Comparaison de quatre appareils pour la mesure in situ de la densité des revêtements bitumineux. Compte rendu de recherche CRR – CR 44/07, 2007. 31. Bitumes et liants bitumineux – Détermination du module complexe en cisaillement et de l'angle de phase – Rhéomètre à cisaillement dynamique (DSR). NBN EN 14770:2006. 32. Bitumes et liants bitumineux – Détermination du module de rigidité en flexion – Rhéomètre à flexion du barreau (BBR). NBN EN 14771:2005. 33. F. Vervaecke, Vergelijking standaardstructuren klassieke mengsels met AVS mengsels door middel van de DimMet-software. OCW, 2007. 34. DimMET, logiciel pour le dimensionnement des chaussées. Développé par CRR et Febelcem pour MET, 2001-2005. 35. A. Vanelstraete, S. Vansteenkiste, J. De Visscher, N. Piérard, F. Vervaecke, J. Maeck, Prestatiegerichte proeven voor bitumineuze materialen: validatie van Europese proefmethodes voor bindmiddelen en ontwikkeling van duurzaamheisproeven. Eindverslag periode 2004-2006. 36. Centre de recherches routières Code de bonne pratique pour le choix du revêtement bitumineux lors de la conception ou de l’entretien des chaussées. Recommandations CRR R78/06. 37. C. De Backer, Les températures dans les structures routières. CRR – La Technique routière – N° 2/1980. 38. Standaardstructuren – Dimensionering en keuze van de verharding. Administratie Wegen en Verkeer, Agentschap Infrastructuur, Ministerie van de Vlaamse Gemeenschap, http://wegen.vlaanderen.be/documenten/bouwklasse/, 2003. 39. F. Vervaecke, J. Maeck, A. Vanelstraete, Comparison of the Modulus of High-Modulus Asphalt Mixtures – Experimental Determination and Calculation. 6th RILEM International Conference on Cracking in Pavements, Chicago, USA, 2008. 40. Mélanges bitumineux – Spécifications des matériaux – Partie 1: Enrobés bitumineux. NBN EN 13108-1:2006. 41. Essais relatifs aux chaussées – Essais statiques sur mélanges hydrocarbonés – Partie 1: essai DURIEZ sur mélanges hydrocarbonés à chaud. Norme française NF P98-251-1, septembre 2002. 42. FWD Project Level Guide. Final Report COST336, Chapter 4, to be published. 43. F. Van Cauwelaert, Pavement Design and Evaluation. Febelcem, 2004. 44. J. Verstraeten, V. Veverka, L. Francken, Rational and Practical Designs of Asphalt Pavements to Avoid Cracking and Rutting. 5th International Conference on the Structural Design of Asphalt Pavements, Ann Arbor (Michigan, USA), 1982.

177

45. VENCON 2.0, dimensioneringsprogramma voor betonwegen. CROW, cd-rom D925, Ede, 2004. 46. Carlbro Intelligent Solutions, User's Manual for RoSy Design Roads,September 2001. 47. Development, Assessment and Application of Innovations for Interurban Infrastructures – Innovation 2.1 A – Technical report « Development of High Performance Underlayers with Low Cost Materials and High Percentage of Re-Use». NR2C Report, Deliverable 2.2, 2007.

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Compte rendu de recherche CRR – CR43/07 – 2007 Enrobés à module élevé (EME) : de la conception à la mise en œuvre / De Backer, C., Denolf, K., De Visscher,J., [et al.] - Bruxelles : Centre de recherches routières, 2007. - 196 p. - (Compte rendu de recherche ; 43). Le présent compte rendu de recherche se situe dans le cadre de la recherche d’une solution au problème de l’orniérage des routes belges fortement chargées. Selon les expériences à l’étranger, les EME (enrobés à module élevé) constituent un excellent compromis pour la durée de vie globale (orniérage, fissuration, etc.) des couches de liaison des chaussées lourdement chargées. L’objectif de la recherche a été de démontrer la faisabilité de cette solution au niveau belge et d’acquérir les connaissances indispensables à une formulation, une fabrication et une mise en ouvre correctes. Une importante étude en laboratoire a permis de sélectionner neuf variantes d’EME à mettre en ouvre sur un chantier expérimental (autoroute E19 à Kontich). Après presque deux ans d’utilisation, ces sections expérimentales se comportent parfaitement. Les résultats engrangés tant au cours de l’étude de laboratoire que lors de la réalisation du chantier expérimental ont permis de mettre au point des prescriptions prêtes à être insérées dans les CCT et ont servi de base à des recommandations destinées aux divers intervenants susceptibles d’utiliser cette technologie : les bureaux d’études, les entrepreneurs, les gestionnaires de voiries et les laboratoires notamment.

Classification ITRD 50 – Construction et contrôle d'exécution Mots-clés ITRD 6136 – MESURE ; 6155 – APPAREIL DE MESURE ; 5908 – MASSE VOLUMIQUE ; 6706 – RAYON GAMMA ; 6726 – RAYONNEMENT (NUCL) ; 6226 – IN SITU ; 6237 – LABORATOIRE ; 5700 – CAROTTE ; 6253 – PRELEVEMENT ; 6216 – NON DESTRUCTIF ; 2778 – ROUTE EXPERIMENTALE ; 2980 – COUCHE DE ROULEMENT ; 2990 – COUCHE DE LIAISON ; 4967 – ENROBE ; 5920 – TENEUR EN EAU ; 6722 – TEMPERATURE Termes additionnels COMPARAISON ; DENSIMETRE ; GAMMADENSIMETRE ; CHAMP ELECTROMAGNETIQUE

Commande Réf.: CR43/07

Prix: 25,00 € (excl. 6 % TVA)

Fax: +32 2 766 17 87 E-mail: [email protected]

Dépôt légal: D/2007/0690/10 ISSN: 1376 - 9359

Centre

de

recherches

routières

Etablissement reconnu par application de l'Arrêté-loi du 30 janvier 1947

boulevard de la Woluwe 42 1200 Bruxelles Tél. : 02 775 82 20 - fax : 02 772 33 74 www.crr.be

enrobé à module élevé (EME)

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