Relation entre propriétés des liants bitumineux et caractéristiques des enrobés

Transcription

1 Relation entre propriétés des liants bitumineux et caractéristiques des enrobés document proposé par Bernard ECKMANN Les liants hydrocarbonés : Des bitumes purs aux liants modifiés et bitumes spéciaux Montréal, 15 au 17 novembre 2005 Session de formation réalisée par Bitume Québec en collaboration avec l Ecole Nationale des Ponts et Chaussées et l Ecole de technologie supérieure

2 Table des matières Page INTRODUCTION 1 I. MODULE DE RIGIDITE 2 I.1 Relations liant le module de l enrobé à la formulation et au module du liant 3 I.2 Quelques limites. 5 II. RESISTANCE A L ORNIERAGE 6 II.1 Evaluation en laboratoire du comportement en fluage des enrobés 6 II.2 Incidence des paramètres de formulation et des caractéristiques conventionnelles des liants sur le comportement en fluage des enrobés 7 II.3 Recherche de corrélations entre le comportement en fluage des enrobés et des caractéristiques rhéologiques du liant 8 II.3.1 G*/sinδ ou η 0? 8 II.3.2 Développements et réflexions récentes 11 III. RESISTANCE A LA FATIGUE 13 III.1 Evaluation en laboratoire du comportement en fatigue des enrobés 13 III.2 Incidence des paramètres de formulation et des caractéristiques conventionnelles des liants sur le comportement en fatigue des enrobés 14 III.3 Recherche de corrélations entre le comportement en fatigue des enrobés et des caractéristiques rhéologiques du liant 16 III.3.1 Corrélations avec le paramètre G*sinδ 16 III.3.2 Corrélations avec δ ou tan δ 17 III.3.3 Corrélations avec un critère rhéologique traduisant la susceptibilité au temps de charge 17 III.3.4 Développements récents concernant l exploitation des essais de fatigue sur enrobés 18 III.3.5 Développements récents concernant la caractérisation en fatigue des liants 20 IV. FISSURATION A BASSE TEMPERATURE 22 IV.1 Essais de laboratoire et relation avec les caractéristiques conventionnelles des liants 22 IV.2 Recherche de corrélations entre le comportement à la fissuration des enrobés et des caractéristiques rhéologiques du liant 23 IV.2.1 Corrélations avec les critères issus de l essai BBR 23 IV.2.2 Corrélations avec des critères caractérisant la rupture 24 V. FISSURATION PAR FATIGUE THERMIQUE 26 VI. LES TROUBLE-FETE 28 VI.1 «Pureté» des essais 28 VI.2 «Représentativité» des essais 28 VI.3 «Représentativité» des conditions de sollicitation 28 VI.4 Répétabilité des essais 28 VI.5 Modification du comportement du liant après enrobage et in-situ 29 VI.6 Modification du comportement du liant en présence des granulats 30 CONCLUSION 31 REFERENCES 32 FIGURES : MODULE / FLUAGE / FATIGUE / FISSURATION

3 INTRODUCTION Même s il ne représente que de l ordre de 5% en poids de l enrobé, le liant hydrocarboné, de par son rôle de «colle» et ses propriétés rhéologiques particulières (comportement visco-élastique), conditionne fortement la performance des enrobés hydrocarbonés. La recherche des liens pouvant exister entre les propriétés du liant et ceux des enrobés a donc toujours constitué un axe de recherche pour les ingénieurs routiers. Les perspectives offertes par de telles recherches sont multiples : a) Optimisation des performances des enrobés. Celle-ci passe par une optimisation de la formulation (choix des constituants, courbe granulométrique, teneur en liant, ) ainsi que des propriétés intrinsèques de chaque constituant (granulats, liant). L obtention du meilleur rapport performance/coût sera d autant plus facile que la contribution respective de chacun de ces facteurs, et donc notamment des propriétés du liant, sera mieux comprise. b) Rationalisation des études de laboratoire. Lorsqu il est possible d établir des modèles reliant la performance de l enrobé aux paramètres de composition et aux propriétés du liant (ou au moins, aux propriétés du liant «toutes choses égales par ailleurs»), l impact d un changement de liant pourra facilement être prévu à partir des propriétés de l enrobé mesurées avec un liant de référence. c) Etablissement de spécifications «performancielles» pour les liants bitumineux. C était l ambition du programme SHRP aux USA et c est également l ambition du Comité de Normalisation Européen (CEN) pour la seconde génération de spécifications harmonisées sur les liants bitumineux en Europe. Il s agit d abord d identifier les propriétés «pertinentes» du liant vis-à-vis des principales qualités attendues des enrobés puis d établir pour chacune d elles des «niveaux de performance» garantissant un comportement satisfaisant compte tenu des sollicitations in-situ (climat, trafic). L entreprise est cependant difficile car, même si nous venons de mettre en avant le rôle nécessairement important du liant, il n est pas le seul et la performance d un enrobé intègre les effets fortement imbriqués d un grand nombre de paramètres : courbe granulométrique du mélange, caractéristiques des granulats, teneur en liant, compacité, propriétés du liant. En outre, l impact respectif de ces divers paramètres est éminemment variable selon le mode de sollicitation et d endommagement du matériau (orniérage, fatigue, désenrobage, fissuration à basse température,..). On conçoit donc que l appréciation de la part strictement dévolue au liant confine à l impossible. Dans le cadre maîtrisé du laboratoire, par comparaison entre des essais sur enrobés et des essais sur liant, on peut cependant espérer gagner une compréhension suffisante du comportement des matériaux pour faire des avancées significatives vis-à-vis des objectifs énoncés plus haut. Il se posera cependant toujours, notamment pour ce qui concerne les spécifications performancielles, le problème de la pertinence des essais sur enrobés eux-mêmes par rapport au comportement réel in-situ! Dans l exposé qui suit, nous nous intéresserons essentiellement aux relations entre propriétés des enrobés et caractéristiques des liants tels qu ils peuvent être mesurés en laboratoire. Les propriétés suivantes sont discutées : - Module de rigidité - Résistance à l orniérage - Résistance à la fatigue - Fissuration à basse température - Fissuration par fatigue thermique 1

4 Le comportement des enrobés in-situ est également conditionné par d autres propriétés non moins importantes telles que la résistance à l usure et à l arrachement des granulats en surface, la résistance au désenrobage sous l action de l eau,. Ces propriétés font notamment appel à des caractéristiques d adhésivité pour lesquelles il est généralement admis que le couple liant/granulat est difficilement dissociable et que le phénomène doit être étudié sur l enrobé (essais comparant des propriétés mécaniques avant et après immersion). Elles ne seront donc pas discutées plus avant dans ce document. L «état de l art» tel qu il est présenté ici s appuie principalement sur les sources bibliographiques suivantes : - Le document et la présentation «Illustration de l influence du liant sur les propriétés des enrobés» préparées par Mrs. J.F. Corte et J. Samanos pour la Session de Formation «Liants Hydrocarbonés» de l Ecole Nationale des Ponts et Chaussées (ENPC) en France. Les Proceedings des conférences et séminaires suivants : - Eurobitume Workshop 99 on Performance Related Properties for Bituminous Binders - 1st Eurasphalt & Eurobitume Congress, Strasbourg, nd Eurasphalt & Eurobitume Congress, Barcelona, th International RILEM Symposium «Perform. Testing and Evaluation of Bituminous Materials» - 3rd Eurasphalt & Eurobitume Congress, Vienna, 2004 Compte tenu du nombre et de la diversité des sources dans ce domaine, ce document n est certainement pas exhaustif et doit avant tout être considéré comme une introduction au sujet et un aperçu de l ampleur des travaux qui lui sont consacrés. I MODULE DE RIGIDITE Les méthodes rationnelles de dimensionnement des chaussées reposent toutes sur le calcul et l analyse des contraintes et déformations générées dans les diverses couches de la structure au passage des charges de trafic. Ces calculs nécessitent la connaissance précise de grandeurs caractérisant le comportement mécanique des matériaux et plus particulièrement de leur module de rigidité. Dans le cas des matériaux bitumineux, il s agit d un module complexe rendant compte de l impact des facteurs température et temps de charge (ou fréquence de la sollicitation). Le module complexe des liants ou des enrobés s obtient par des essais dynamiques dans lesquels on applique en général une sollicitation sinusoïdale (pulsation ω) en cisaillement, flexion ou traction-compression. Dans le cas d un enrobé, par exemple, soumis à une contrainte imposée, le module complexe s obtient en faisant le rapport entre la contrainte imposée σ t) = σ sin ω t ( 0 et la déformation résultante ε ( t) = ε 0 sin ( ω t δ ) qui, à cause du caractère viscoélastique du matériau, accuse un retard sur la contrainte se traduisant par un angle de phase δ. En notation imaginaire, le module complexe s écrit : * E ( iω) = E * e iδ = E ' + i E '' = E * cos δ + i E * sin δ 2

5 où * '2 E = E + E "2 Le module complexe est donc caractérisé par deux grandeurs : - La norme E* ou valeur absolue du module complexe (par abus de langage, on utilise souvent le symbole E* et le terme module complexe pour désigner sa norme!), pour lequel certains auteurs utilisent également le symbole S. La notation E* est utilisée pour les modules en tractioncompression alors que la notation G* est réservée aux modules en cisaillement (liants). - L angle de phase δ (ou φ) caractérisant le caractère plus ou moins élastique du matériau (plus δ se rapproche de 90, plus le comportement du matériau se rapproche de celui d un fluide visqueux). Les deux composantes E (encore noté E 1 ) et E (encore noté E 2 ) sont respectivement la composante élastique (en phase avec le signal de contrainte) et la composante visqueuse (en opposition de phase avec le signal de contrainte) du module complexe. Le module d un enrobé est d autant plus faible que la température est plus élevée et que la fréquence est plus basse. Cette susceptibilité à la température et à la fréquence provient de celle du bitume contenu dans l enrobé. Elle est d autant plus importante que le bitume utilisé est plus susceptible à la température (indice de pénétration plus faible), bien que le squelette minéral de l enrobé joue un rôle modérateur. I.1 Relations liant le module de l enrobé à la formulation et au module du liant Les premiers modèles prédictifs du module de l enrobé à partir du module du bitume sont apparus dès les années soixante et font intervenir le module du bitume (S b ) et un paramètre de composition pouvant être soit la concentration volumique en granulats (C v ) (Heukelom et Klomp), soit la teneur en vides (v) (Saunier), soit encore la teneur volumique en granulats (V G ) et un facteur dépendant de la pénétration du bitume (Verstraeten). La Figure 1 illustre ce dernier modèle [1]. La validité de ces relations est en général restreinte au type de formulations d enrobés ayant servi à les établir. La génération suivante de modèles a cherché à couvrir un domaine plus étendu de formulations, notamment au niveau des paramètres de composition volumique (fractions volumiques des granulats, du bitume et des vides). C est par exemple le cas de l abaque proposée par le laboratoire SHELL de Grand Couronne en France [2]. Les paramètres d entrée du nomogramme donnant le module de rigidité (S m ) de l enrobé sont le module de rigidité du bitume (S b ) tel qu il est présent dans l enrobé (bitume extrait), le volume occupé par le bitume (V b ) ainsi que le volume occupé par le granulat (V g ). Un deuxième monogramme permet d estimer l angle de phase (ou angle de perte φ m ) en fonction de S b et V b (Figure 2). Les recherches expérimentales ont montré que le principe d équivalence temps-température généralement vérifié pour les liants bitumineux pouvait également s appliquer aux enrobés. Ainsi, à partir des résultats obtenus à différentes fréquences et différentes températures, il est possible de construire une courbe maîtresse donnant le module de l enrobé en fonction d une fréquence équivalente, à une température de référence (Ts) choisie arbitrairement. Cette courbe maîtresse se construit en opérant des translations parallèles à l axe des fréquences dont les amplitudes dépendent de la température (T) de chaque point expérimental. Ces translations reviennent à multiplier la fréquence par un «facteur de translation» α T calculable par une équation du type WLF ( William, Landel et Ferry) ou encore une équation du type «loi d Arrhénius» : 3

6 Equation WLF : Log ( α ( T )) T = C1( T TS ) C + ( T T ) 2 S Loi d Arrhénius : α ( T ) T = H 1 1 exp R T TS Avec T et Ts en Kelvin, H étant une énergie d activation et R la constante universelle des gaz parfaits. Le produit de la fréquence d essai par le facteur de translation α T correspondant à la température d essai est appelé fréquence réduite (f R ). Lorsque cette fréquence réduite tend vers l infini (modules à faible température et hautes fréquences), les modules de l enrobé tendent vers une valeur limite E. Ils en va de même pour les liants, pour lesquels la valeur limite est plus ou moins indépendante du type de liant et se situe aux alentours de 1 GPa (en cisaillement, soit ~ 3 GPa en traction-compression). On peut dès lors exprimer le module de l enrobé en fonction de E et d un module réduit R* (variable entre 0 et 1) selon la formule : E * ( f ) = E R * R f R ( ) La même transformation peut bien sûr être effectuée pour le module du liant. Sur cette base, le Centre de Recherches Routières de Belgique a proposé un modèle reliant le module réduit de l enrobé à celui du bitume en fonction du rapport V g /V b des teneurs volumiques en granulat et bitume. La valeur limite E étant elle-même exprimée en fonction de ce rapport et de la teneur en vides de l enrobé [1]. Lorsque la composition de l enrobé est fixée (c est-à-dire lorsque l on cherche simplement à établir l incidence d un changement de liant sur la rigidité d un enrobé donné), on obtient en général une relation de type linéaire entre les logarithmes des modules de l enrobé et du liant. Des études plus récentes ont confirmé ce lien étroit entre le comportement visco-élastique de l enrobé et celui du liant. C est ainsi que sur trois types d enrobés (tous au bitume pur), P. Des Croix et H. Di Benedetto [3] montrent une quasi-égalité entre les facteurs de translation mesurés pour les liants (après vieillissement RTFOT) et les enrobés correspondants. La corrélation entre modules de l enrobé et module du liant est excellente (Figures 3 et 4). Des travaux ultérieurs ont confirmé des relations de ce type dans le cas de bitumes polymères (Figure 5), quoique à un niveau de corrélation un peu moindre (attribué à l incidence du vieillissement RTFOT ainsi qu à d éventuels problèmes d adhésivité dans le cas des bitumes modifiés) [4]. Le Centre de Recherches Routières de Belgique a également pu montrer que son modèle de prédiction évoqué plus haut restait applicable dans le cas des bitumes modifiés (Figure 6) ainsi que la validité de la loi d Arrhénius pour la construction de courbes maîtresses du module et de l angle de phase (avec cependant des énergies d activation différentes). La loi d équivalence s appliquerait donc de façon indépendante aux deux composantes (norme et angle de phase) du module complexe. On montre également, pour les huit liants considérés, une relation unique entre l angle de phase du liant et celui de l enrobé (Figure 7) [5]. Citons enfin le travail récent de F.Olard [6] qui a lui aussi vérifié la similitude entre facteurs de translation liants et enrobés et proposé un modèle général de passage du module du liant à celui de l enrobé (à formulation identique) à partir du modèle rhéologique de Huegh-Sayegh [7]. 4

7 Dans ce modèle, le module complexe du liant (ou de l enrobé) est décrit par la relation : E * ( iωτ ) = E 0 + E k 1 + δ ( iωτ ) E 0 + ( iωτ ) h dans laquelle les différents paramètres ont la signification suivante : ω pulsation ( ω = 2πf ) τ paramètre ayant les dimensions d un temps (temps de retardation dont la valeur varie avec la température) h, k, d paramètres (constantes) du modèle E 0 module statique quand ωτ tend vers 0 (très faibles fréquences et températures très élevées) E module instantané quand ωτ tend vers l infini (fréquences très élevées et températures très basses) L auteur propose alors la relation suivante entre les modules de l enrobé et du liant : E * ENR ( ω, T ) = E 0 _ ENR + * α [ E (10 ω, T ) E ] BIT 0 _ BIT E _ ENR E _ BIT E E 0 _ ENR 0 _ BIT Cette relation repose donc sur trois paramètres E 0_ENR, E _ENR (valeurs asymptotiques de la norme du module de l enrobé,) et α qui devraient dépendre de la composition de l enrobé ainsi que ( pour α ) de l évolution du liant lors de l enrobage ainsi que des interactions liant/granulat. I.2 Quelques limites La forte relation entre le comportement visco-élastique du liant et celui de l enrobé peut donc être considérée comme un fait acquis. Cela est d autant plus logique que l on se situe dans des domaines de faible déformation où l hypothèse de linéarité (le module est indépendant du niveau de déformation appliqué) et le principe de superposition s appliquent. L enrobé n en reste pas moins un milieu hétérogène et les relations établies précédemment ne sont valables que dans un domaine de rigidité où la contribution du liant reste significative. En effet, aux fortes températures et faibles fréquences (longs temps de charge), lorsque la rigidité du liant chute en-deçà d un certain seuil, la contribution du squelette minéral devient prépondérante. La Figure 8 illustre une étude basée sur des bitumes purs variant par leur degré de structuration [8]. Les courbes maîtresses de module montrent bien une évolution parallèle entre les liants et les enrobés, l étude ayant par ailleurs confirmé l égalité des facteurs de translation. On peut cependant noter un infléchissement des courbes représentatives des enrobés aux faibles valeurs de module, ce qui n est pas visible dans le cas des liants (Figure 8-a). Les diagrammes de Black (courbes donnant l angle de phase en fonction du module) ont par contre des allures bien différentes (Figure 8-b). Aux faibles valeurs de module, les angles de phase des enrobés atteignent une valeur limite puis décroissent à nouveau, ce qui n est pas le cas pour les liants. Cela est dû à la contribution élastique du squelette granulaire qui devient prépondérante lorsque la rigidité du liant devient insuffisante. 5

8 Une autre illustration (Figure 9) est fournie par les diagrammes tri-dimensionnels présentés par Cavaliere, Da Via et Diani [9] et comparant les modules et angles de phases liant/enrobé dans le cas d un bitume pur et d un bitume modifié. Dans le cas de l angle de phase de l enrobé au bitume pur, on note une «crête» très marquée, l angle de phase diminuant fortement lorsque la température augmente et/ou que la fréquence diminue (ce qui n est pas le cas pour l angle de phase du bitume). Le bitume polymère, de par un accroissement de rigidité et une structuration accrue aux températures élevées (voir l évolution de l angle de phase), permet de limiter ce phénomène. Un corollaire pratique important dans le cas des bitumes modifiés pourrait s énoncer comme suit : «Aux températures de sollicitations élevées et/ou sous de longs temps de charge (cas de l orniérage), la modification du comportement visco-élastique d un bitume par adjonction de polymères (diminution de l angle de phase) ne sera répercutée dans l enrobé que si le liant garde une rigidité suffisante sous ces conditions». II II.1 RESISTANCE A L ORNIERAGE Evaluation en laboratoire du comportement en fluage des enrobés L orniérage par fluage des couches de roulement est un problème important qui a suscité (et suscite encore) de nombreuses recherches. Deux types d approches ont été développées : - Le premier consiste à simuler les sollicitations routières en faisant passer une roue chargée sur une plaque d enrobés. Ceci est réalisé dans deux catégories d essais : * les appareils de type «orniéreur» * les manèges - Le deuxième consiste à mesurer les caractéristiques de déformation permanente d une éprouvette d enrobé bitumineux. Là encore, on peut distinguer deux catégories d essais : * des essais de fluage en compression simple (essais «statiques») * des essais de chargement répétés triaxiaux. Tous ces essais ont permis de montrer que la déformation permanente des enrobés était conditionnée par un grand nombre de facteurs relatifs aussi bien à la composition des enrobés (teneurs en liant et fines, ) qu aux caractéristiques des constituants (angularité des granulats, propriétés des liants) et, bien sûr, aux conditions de sollicitation (état des contraintes, température, fréquence). Les essais dynamiques triaxiaux ont notamment permis des investigations assez fines allant jusqu à l élaboration de «lois de comportement» à l orniérage susceptibles d être utilisées dans le cadre de programmes de dimensionnement. Dans l essai de fluage dynamique proposé par ESSO [10], l éprouvette est soumise à une contrainte axiale sinusoïdale de compression (σ v ) à laquelle se superpose une contrainte isotrope de confinement (σ h ). La courbe de fluage (déformation axiale permanente de l éprouvette en fonction du temps), après une évolution initiale rapide, présente une partie linéaire caractérisée par une pente ou taux de fluage ( dε/dt ). Après cette partie linéaire, les déformations s accélèrent à nouveau, mais ceci correspond alors plutôt à des déformations plastiques liées à la destruction de l éprouvette sous l action de d un champ de contraintes devenu hétérogène suite aux déformations trop importantes de l éprouvette. 6

9 La «loi de fluage» proposée s écrit alors sous la forme : Log dε dt = A + B Logσ v + Cσ h Les coefficients A, B et C étant dépendants de la température et de la fréquence ainsi que, bien sûr, de la formulation de l enrobé. Les figures 10 à 13 donnent quelques exemples de variation du taux de fluage en fonction du champ de contraintes, de la température, de la fréquence ainsi que de la consistance du bitume et des ratios fines/bitume. Le Centre de Recherches Routières de Belgique [11] a lui aussi travaillé sur des essais dynamiques triaxiaux et modélisé l évolution de la déformation permanente (dans les domaines de contraintes n induisant pas de déformations plastiques trop importantes) par une loi parabolique du type : ε ( t) p = t A 1000 B Dans une estimation conservative, le paramètre B est pris égal à 0,25. Le paramètre A, quant à lui, dépend de la différence entre les contraintes axiale (σ 1 ) et latérale (σ 3 ) et du module de l enrobé à 10 3 secondes dans les conditions de l essai (Figure 14). On peut remarquer que A est proportionnel à une déformation de cisaillement. Ce qui conduit à l équation suivante qui est intéressante dans la mesure où, comme suggéré dans le I, le module de l enrobé pourrait être rapproché de celui du liant (à ceci près que dans un essai de fluage, on ne se situe plus dans les mêmes conditions de linéarité que dans un essai de module dynamique) : ε 0.25 ( σ 1 σ 3 ) t p ( t) = 115 * E 1000 II.2 Incidence des paramètres de formulation et des caractéristiques conventionnelles des liants sur le comportement en fluage des enrobés Si les essais triaxiaux (comme cela est illustré dans les Figures 12 et 13) peuvent bien sûr être utilisés à cet effet, ce sont surtout les essais à l orniéreur ou au manège qui sont utilisés pour mettre en évidence l incidence des paramètres de formulation et des propriétés intrinsèques des constituants sur le comportement en fluage des enrobés. La figure 15, issue d études menées avec l orniéreur LCPC [12], montre l incidence de la teneur en bitume et de l introduction d un sable éolien dans un béton bitumineux 0/14. La figure 16, quant à elle, est issue d une étude conjointe réalisée en 1987 et 1988 par le LCPC et la société SHELL [13] et montre l incidence de la susceptibilité thermique du bitume (mesurée par l indice de pénétrabilité Pfeiffer) sur deux formulations de béton bitumineux 0/14, différentes de par la nature des sables et gravillons utilisés. Si l incidence de la susceptibilité thermique est manifeste dans le cas de la formule B, elle l est beaucoup moins dans le cas de la formule C, ce qui met bien en lumière le soin qu il faut apporter à la formulation des bétons bitumineux en fonction des disponibilités en granulats et en liants! Dans un document plus récent [14], J.F. Corte et collaborateurs font la synthèse des études de l orniérage des couches de roulement au manège LCPC ainsi qu au laboratoire. Cette synthèse dégage elle aussi l importance du mode d élaboration du sable et de son dosage sur la résistance à l orniérage. Elle a en outre mis en évidence, tant sur le manège qu à l orniéreur, l effet très important de la nature du liant. Les courbes des figures 17a, b, c correspondant à des études réalisées en 1992, 1993 et 1994 résument les principales conclusions : 7

10 - pour les bitumes purs, l enrobé est d autant plus résistant à l orniérage que le liant est plus dur et que sa susceptibilité thermique est plus faible. Cela met en évidence l intérêt des liants multigrades (à IP élevé) pour lutter contre l orniérage. - Les bitumes polymères permettent eux aussi de réduire sensiblement l orniérage. II.3 Recherche de corrélations entre le comportement en fluage des enrobés et des caractéristiques rhéologiques du liant. L apparition des bitumes polymères a singulièrement compliqué la tâche en ce qui concerne la possibilité de prévoir, à formulation identique, l impact du liant sur la résistance à l orniérage. En effet, si pour les bitumes purs il y a un consensus général pour reconnaître la pertinence de la température de ramollissement Bille & Anneau, ce n est plus du tout le cas en ce qui concerne les liants modifiés. Ce qui a poussé les ingénieurs routiers à rechercher des critères prédictifs rhéologiques plus fondamentaux, aussi bien aux USA (programme SHRP) qu en Europe, dans le cadre des travaux destinés à établir des spécifications «performancielles» pour les liants bitumineux. Les considérations ci-dessous reflètent pour l essentiel l état de l art tel qu il a été établi lors du Séminaire Eurobitume de 1999 [15]. II.3.1 G*/sinδ ou η 0? Il est bien admis que l orniérage résulte de l accumulation de déformations permanentes engendrées par le trafic. La grandeur à prendre en compte n est pas la déformation instantanée au passage de chaque roue mais celle qui subsiste après le passage de celle-ci. Déformation instantanée - Recouvrance élastique = Déformation permanente irréversible (instantanée + différée) visqueuse ou visco-plastique Les déformations irréversibles peuvent être d origine visqueuse ou plastique : - la déformation visqueuse résulte du fluage du liant - la déformation plastique résulte des déformations irréversible du squelette granulaire (réarrangement des granulats lorsque les contraintes locales deviennent excessives) Les recherches se sont essentiellement attachées à quantifier la contribution du liant aux déformations ayant pour origine le fluage du liant, qu il est admis de considérer comme étant un phénomène purement visqueux et dissipatif. Il y a cependant deux écoles de pensée selon que l on considère que cette viscosité doit être mesurée sous des temps de charge courts (essais dynamiques à des fréquences représentatives du temps de charge lors du passage de la roue) ou à des temps de charge longs (essais de fluage). Dans les deux cas, on suppose un comportement viscoélastique linéaire. 8

11 Essais à courts temps de charge : Dans cette logique, on admet que le temps de charge t peut être converti en une fréquence ( ω = 2πf = 1/t ) et la sollicitation du liant simulée par un essai harmonique de cisaillement dynamique (à la fréquence f) qui donne accès au module G* et à l angle de phase δ. On conçoit aisément que des valeurs élevées de G* ainsi qu une capacité de recouvrance élastique (valeurs faibles de δ ) soient favorables vis-à-vis de l orniérage. Les deux grandeurs sont alors regroupées dans le rapport G*/sin δ qui correspond à J", partie imaginaire de la complaisance complexe (inverse du module complexe) qui détermine la dissipation visqueuse lors d un essai harmonique : 1 " J = G * sin δ Ce raisonnement est à l origine du critère proposé par le programme SHRP [16]. Essais de fluage (longs temps de charge) : La théorie de la viscoélasticité montre cependant que, dans un domaine de comportement linéaire (ce qui est supposé être le cas dans les chaussées, du moins en première approximation) la seule composante visqueuse déterminant la dissipation est la viscosité à taux de cisaillement nul η 0 (temps de charges très longs). Cette viscosité peut être obtenue par des essais de fluage et/ou de fluage + recouvrance, ou encore en extrapolant vers une fréquence nulle des essais d oscillation dynamique à faibles fréquences. J ed Détermination de la viscosité à taux de cisaillement nul dans un essai de fluage + recouvrance [17] La théorie donne la relation entre la dissipation «à court temps de charge» et η 0 par l équation intégrale suivante [18] : J " 1 ( ω ) ω [ J ed ( ) J ed ( t) ] cosωt dt = ωη 0 0 où J ed représente la composante élastique différée de la complaisance. Il en résulte que, pour une valeur donnée de η 0, l existence d une élasticité différée (cela peut notamment être le cas des bitumes polymères) va augmenter la valeur de J" et donc diminuer la valeur de G*/sin δ. En d autres termes, dans le cas des liants présentant une élasticité différée, le critère G*/sin δ aura tendance à sous-estimer la résistance à l orniérage. 9

12 Résultats expérimentaux : Dans le cas des bitumes purs, de bonnes corrélations sont généralement obtenues entre des essais d orniérage (en laboratoire ou sur manège) et les paramètres suivants : - Température de ramollissement Bille & Anneau - Viscosité (par exemple à 60 C) - G*, G*/sinδ ou encore tanδ à la température d essai Dans le cas des bitumes modifiés, les résultats sont beaucoup plus contrastés. Les caractéristiques «empiriques» telles que la température B&A peuvent conduire à une surestimation notable de la résistance à l orniérage, par exemple dans le cas de liants fortement modifiés à base de bitumes mous. Pour ce qui est du critère G*/sinδ, certains auteurs relatent des corrélations tout à fait acceptables, d autres des corrélations plutôt mauvaises. Ceci peut s expliquer par les considérations théoriques ci-dessus (cas des liants présentant une forte élasticité différée) mais d autres facteurs peuvent perturber les corrélations. Relevons aussi que, souvent, les corrélations avec G* et G*/sinδ sont comparables. Cela s explique aisément par le fait qu aux températures d essai considérées, et sauf pour des liants fortement modifiés, les liants diffèrent en général plus par leur valeur de module que par celles de l angle de phase, celui-ci restant souvent suffisamment élevé pour que sinδ soit proche de 1! Les exemples suivants (non exhaustifs) illustrent quelques résultats. Dans une étude portant sur un béton bitumineux formulé avec différents liants purs et modifiés [19], M. Claxton et co-auteurs ont recherché des corrélations entre la vitesse de fluage dans un essai d orniérage à 60 C et des indicateurs aussi bien «empiriques» que rhéologiques. Des corrélations «raisonnables» sont obtenues avec la température de ramollissement Bille&Anneau, la viscosité à 60 C ainsi que la partie non recouvrable dans un essai de fluage-recouvrement (dans la Figure 18-c, J(t) est équivalent à t creep /η 0 ). Dans les trois cas, on remarque que les liants E1 et E6 (bitumes modifiés élastomères à base de bitumes mous) s écartent de la tendance générale et conduisent à des vitesses d orniérage plus fortes que prévues. La meilleure corrélation est obtenue avec G*/sinδ pour lequel E1 et E6 s intègrent à la courbe d ensemble (Figure 18-d). Dans cette étude, G*/sinδ apparaît donc comme étant un meilleur prédicteur que η 0 (Figure 18-c) mais on peut faire remarquer que l essai de fluage-recouvrance n a sans doute pas été suffisamment long pour véritablement atteindre un régime de fluage permanent. Dans une étude similaire portant sur un HRA (Hot Rolled Asphalt), Gershkoff et co-auteurs [20] en arrivent à la conclusion que la fréquence de 10 rd/s (1,6Hz) utilisée pour établir le critère G*/sinδ est trop élevée et obtiennent de meilleures corrélations avec G* (dans ce cas très similaire à G*/sinδ) mesuré à 0,01 rd/s, donc à des temps de charge plus longs (Figures 19-a et 19-b). Plusieurs auteurs [18, 21, 22] ont rapporté des corrélations remarquables des résultats d essai d orniérage sur enrobés et la viscosité à taux de cisaillement nul. Les Figures 20 et 21 illustrent les corrélations obtenues par M. Phillips [18] pour un béton bitumineux dense formulé avec différents bitumes non modifiés et modifiés et testé, soit sur un manège (Figure 20), soit par des essais de fluage dynamique (Figure 21). Dans le deuxième cas on note que, comme conjecturé plus haut, les valeurs de G*/sinδ conduisent à surestimer le taux de fluage des bitumes polymères par rapport aux corrélations établies avec des bitumes purs. D autres auteurs arrivent aux mêmes conclusions [23] (Figure 22). Une étude systématique portant sur les bitumes et bitumes modifiés du marché allemand [22] a elle aussi montré les meilleures corrélations avec la viscosité à taux de cisaillement nul (Figure 23) dans un essai d orniérage sous eau (Hambourg wheel-tracking test). 10

13 Aussi bien d un point de vue théorique qu expérimental, le critère G*/sinδ ne semble donc pas convenir pour des liants présentant une forte élasticité différée, ce qui peut notamment être le cas pour des bitumes fortement modifiés. G*/sinδ ne peut donc pas être retenu en tant que critère «universel» (c est-à-dire applicable quel que soit le type de liant). A cet égard, la viscosité à taux de cisaillement apparaît comme beaucoup plus prometteuse. Malheureusement, comme le montrent un certain nombre de publications [24, 25], ce paramètre reste délicat à mesurer et ceci plus particulièrement pour les bitumes modifiés [25] : - Dans le cas des essais de fluage statique ou de fluage+recouvrance, le régime Newtonien (phase à taux de fluage constant) n est souvent pas atteint ou alors exigerait des durées d expérimentation incompatibles avec les possibilités pratiques. - La viscosité à taux de cisaillement nul doit être déterminée dans une zone de comportement linéaire, ce qui impose de travailler à de faibles taux de cisaillement. Les limites de précision des appareils peuvent alors être insuffisantes. Dans ces domaines, les liants modifiés peuvent également présenter un effet de seuil (structure «gel») et ne pas se déformer sous la sollicitation appliquée. Dans ces cas, η 0 n existe pas! - Les essais dynamiques rencontrent les mêmes difficultés dans le cas des liens qui restent non- Newtoniens aux faibles fréquences. - Enfin, les modèles actuellement utilisés pour extrapoler des résultats obtenues sous diverses contraintes de cisaillement (essais de fluages) ou à différentes fréquences (Carreau, Cross) sont mal adaptés pour les liants modifiés. Augmenter les températures d essai pourrait être une solution mais soulève la question de la pertinence d une telle démarche. II.3.2 Développements et réflexions récentes Face à ces difficultés, une démarche consistant à faire des essais de «fluage et recouvrance répétés» a été proposée aux USA dans le cadre du projet NCHRP 9-10 [26]. Destiné à simuler plus ou moins les conditions réelles de sollicitation, l essai consiste à appliquer 50 à 100 cycles de chargement/déchargement, à raison d une seconde de chargement suivie de 9 secondes de recouvrance. L exploitation se fait généralement en se basant sur la déformation permanente accumulée à la fin de l essai ou encore sur la pente d évolution de cette dernière en fonction du nombre de cycles. Même si la période de repos lors de chaque cycle reste insuffisante pour assurer une recouvrance complète de la déformation réversible [17], l essai semble prometteur de par sa capacité à clairement différencier les divers types de liants. Ceci est illustré par la Figure 24 [25]. L étude rapportée par J. Carswell [27] indique que les corrélations obtenues avec des essais d orniérage sont elles aussi meilleures qu avec le critère G*/sinδ mais que les coefficients de corrélation ne dépassent pas 0,8. Pour conclure, il faut citer une communication faite par D Angelo et Dongre au Congrès EAPA& Eurobitume de Vienne 2004 [28]. Dans leur étude, deux types d orniéreurs ont été utilisés pour valider des indicateurs potentiels (viscosité dynamique à basse fréquence η et déformation accumulée après un essai de fluage répété). Les essais ont été menés avec deux bitumes durs (PG et un bitume soufflé) et deux bitumes modifiés (Elvaloy et Stylink). 11

14 Avec le premier type d appareil (APA), ce sont clairement les deux bitumes modifiés qui donnent les meilleures résultats et le classement s établit comme suit (Figure 25) : Elvaloy > Stylink >> PG Bit. Soufflé Avec le deuxième type d appareil (Hambourg Wheel Tracking HWT) ce sont au contraire les liants les plus rigides qui donnent les meilleurs résultats (Figure 26) : Elvaloy > Bit. soufflé >> PG Stylink Ces différences de comportement sont attribuées aux modes de sollicitation. Dans l essai APA la charge est appliquée par l intermédiaire d un pneumatique et les contraintes de cisaillement dans l échantillon sont faibles. Ceci avantage les liants modifiés dont la matrice polymère, qui n est pas endommagée, peut s opposer aux déformations permanentes. Le contraire se produit dans l essai HWT où la charge, appliquée par une roue métallique pleine, provoque des contraintes de cisaillement importantes au bord de la roue. D où une détérioration de la matrice polymère dans le cas du liant Stylink, la déformation permanente devenant alors essentiellement tributaire de la rigidité de la phase bitume. Si on s intéresse aux indicateurs de performance, on obtient les classements suivants (Figure 27) : Viscosité à basse fréquence η : Bit. soufflé > Elvaloy Stylink > PG Déformation accumulée : PG > Elvaloy Stylink > Bit. soufflé Dans les deux cas, les deux bitumes polymères donnent des résultats similaires et sont «encadrés» par les deux liants non modifiés. Aucun de ces classements ne correspond cependant directement à ceux obtenus dans les essais d orniérage. Même si ces deux résultats sont quelque peu décourageants vis-à-vis du but poursuivi, ils permettent néanmoins de mettre en avant l importance du champ des contraintes engendré dans les éprouvettes d essai qui doit être aussi proche que possible de celui rencontré dans la chaussée (qui est sans doute intermédiaire entre ceux appliqué par l APA et le HWT). Pour ce qui est des corrélations avec les caractéristiques du liant, les auteurs suggèrent que le critère à retenir devrait combiner la rigidité et le comportement en fluage mais aussi traduire la sensibilité à l amplitude de la déformation de cisaillement. 12

15 III III.1 RESISTANCE A LA FATIGUE Evaluation en laboratoire du comportement en fatigue des enrobés La fatigue des enrobés résulte de la répétition des contraintes et déformations de traction engendrées par les charges de trafic. La résistance à la fatigue d une couche de chaussée dépend à la fois du comportement intrinsèque de l enrobé (résistance à la fatigue) et de l amplitude des contraintes et/ou déformations qu il subit. Ces dernières sont directement conditionnées par le module de rigidité de l enrobé et par le dimensionnement de la chaussée (épaisseurs des couches). L endommagement par fatigue d une structure de chaussée peut donc en grande partie être évité ou à tout le moins retardé par un dimensionnement approprié. L expérimentation de base permettant de mettre en évidence le comportement à la fatigue d un matériau consiste à soumettre une éprouvette de ce matériau à des sollicitations répétées et identiques (en général, on applique un signal périodique sinusoïdal) et à déterminer le nombre de répétitions de ces sollicitations entraînant la rupture. La courbe représentative du nombre de répétitions de charges conduisant à la rupture en fonction de l amplitude de la contrainte ou de la déformation appliquée est appelée courbe de Wöhler. Il faut noter que la dispersion des durées de vie autour de cette courbe moyenne est élevée : ceci est une caractéristique fondamentale de l essai, inhérente au phénomène de fatigue (caractère aléatoire de l initiation et de la propagation de fissures dans un milieu hétérogène) et qui n a rien à voir avec la notion de répétabilité de l essai. Dans un diagramme bi-logarithmique, les courbes de Wöhler sont généralement assimilables à des droites dont l équation générale s écrit : Log N f = a + b Log λ Avec : N f durée de vie (nombre de cycles à la rupture) a, b coefficients λ amplitude de la sollicitation appliquée (contrainte ou déformation) Les méthodes d essai sont extrêmement diverses selon la forme des éprouvettes et le mode d application des sollicitations. Un passage en revue effectué lors du dernier symposium de la RILEM (Réseau International des Laboratoires d Essais Mécaniques) [29] est reproduit en Figure 28. Outre la forme des éprouvettes et le mode d application des sollicitations (traction-compression, flexion, 2, 3, 4 points,.), deux notions sont importantes : - La notion d essai homogène, dans lequel les champs des contraintes et déformations générés par la sollicitation appliquée sont uniformes. C est le cas des essais uni-axiaux de traction-compression par opposition aux autres types d essai où ce n est pas le cas. Les essais homogènes sont les plus faciles à modéliser et se prêtent également mieux à une différentiation claire entre les phases d initiation et de propagation de la fissuration. On peut également penser que ce sont les essais pour lesquels les corrélations avec des caractéristiques des liants ont le plus de chances d aboutir. - La notion de mode de sollicitation : amplitude de contrainte ou amplitude de déformation constante. Il est généralement admis que les essais à amplitude de déformation constante seraient plutôt représentatifs du comportement des enrobés en couches minces situés dans la partie supérieure de la structure de chaussée (la flexion de ces couches étant «imposée» par le comportement des couches structurelles sous-jacentes). 13

16 Les essais à contrainte imposée seraient plutôt représentatifs du comportement des couches épaisses (couches de base) qui «reprennent» la charge. Cette approche reste cependant très schématique et le mode de sollicitation réel évolue certainement entre les deux extrêmes selon la position dans la structure et les modules des différentes couches de chaussée. Dans les deux types d essais, l endommagement résulte de l initiation puis de la propagation de microfissures et se traduit par une diminution du module de rigidité avec le nombre de cycles. Le comportement du matériau dans les deux types d essai est cependant fondamentalement différent : Dans un essai à amplitude de déformation constante, la diminution du module entraîne une diminution de la contrainte (le matériau «accommode») et l essai peut se poursuivre sans qu une rupture franche n apparaisse. On définit alors arbitrairement la durée de vie comme le nombre de cycles correspondant à une diminution de 50% du module (ou de la contrainte). Dans un essai à amplitude de contrainte constante, la diminution du module entraîne une augmentation continue des déformations qui conduit nécessairement à la rupture de l éprouvette. Là encore, on peut définir arbitrairement la durée de vie comme le nombre de cycle correspondant à une réduction de moitié du module de rigidité. Cependant, en pratique, la rupture franche est, soit très proche de ce point, soit se produit même avant la réduction à 50% du module (essais à basses températures). La durée de vie est donc généralement fixée au nombre de cycles conduisant à la rupture effective de l éprouvette. Ces évolutions sont reproduites dans la Figure 29. Cette analyse explique aisément qu à même déformation initiale, les essais à amplitude de contrainte constante sont toujours plus sévères que les essais à déformation constante (Figure 30). III.2 Incidence des paramètres de formulation et des caractéristiques conventionnelles des liants sur le comportement en fatigue des enrobés Dans le cas des essais à amplitude de déformation constante, la résistance à la fatigue est en général d autant plus grande que : - le module initial de l enrobé est faible, ce qui est notamment le cas lorsque : - la température de l essai est plus élevée, - le liant est plus mou. Dans le cas des essais à amplitude de contrainte constante, la résistance à la fatigue augmente avec l augmentation du module (déformation initiale plus faible). Cependant, lorsque l on reporte les résultats en fonction de la contrainte initiale correspondante (ce qui revient à «ré-intégrer» l effet module), on obtient une caractérisation plus «intrinsèque». C est ainsi que plusieurs auteurs ont montré que, pour certains types d enrobés (notamment des enrobés riches en sable et en liant comme les sable-bitumes ou des bétons bitumineux denses et compacts), des essais à contrainte constante menés à différentes températures pouvaient être ramenés à une courbe «intrinsèque» unique (Figure 31 [32]). Ce critère n est cependant pas toujours intégralement vérifié et, pour des enrobés plus classiques ou des grave-bitumes, on constate souvent une augmentation des durées de vie intrinsèques lorsque la température augmente [30, 31, 32, 33]. Dans les deux types d essai on constate en général que la résistance à la fatigue est d autant meilleure que la teneur en liant est plus élevée et que la compacité de l enrobé est plus forte. Les premières études portant sur des bitumes purs ont également montré une meilleure résistance à la fatigue, toutes choses égales par ailleurs, pour les bitumes à faible susceptibilité thermique (IP Pfeiffer). 14

17 Parmi les premières études visant à établir des lois de comportement en fatigue en fonction des paramètres de formulation et des propriétés des constituants de l enrobé, on peut citer le travail de J. Verstraeten, du CRR de Belgique [34]. A partir d essais à contrainte imposée en flexion alternée sinusoïdale 2 points sur de grandes éprouvettes trapézoïdales (15 C 54 Hz), il arrive à la formulation suivante pour la déformation initiale ε r conduisant à la rupture après N cycles : ε r ( N ) = VL N Λ G ( V + v) 10 Dans cette expression, V L / (V L + v) représente la fraction du volume total des vides occupé par le liant et G est un facteur correctif dépendant de la composition granulaire du mélange. Pour les mélanges étudiés, les pentes des droites de fatigue étaient peu différenciées (0,15 à 0,27), ce qui avait conduit à adopter une valeur unique de 0,21. Le coefficient Λ, quant à lui, dépend de la teneur en asphaltènes (insolubles n-heptane) du bitume et traduit donc, en quelque sorte et tout comme l IP Pfeiffer, la «structuration» de celui-ci. L incidence de l IP se retrouve également dans l abaque établi par SHELL (Figure 32) à partir d une étude statistique utilisant 146 courbes de fatigue obtenues par 5 laboratoires européens (Shell Grand Couronne, Shell Amsterdam, Université de Nottingham, CRR, LCPC) [35]. Dans le cas des essais à amplitude de déformation constante, cet abaque correspond à la relation suivante : L 6 0,21 ε r ( N ) 0,36 0, 2 [ 4,102 * IP 0,205 * IP * V + 1,094 * V 2,707] * S * = N b b m avec : ε r (N) : déformation relative initiale conduisant à une durée de vie de N cycles IP : Indice de pénétration Pfeiffer du bitume extrait V b : teneur volumétrique en bitume Sm : module de rigidité de l enrobé On retrouve l incidence de la teneur en liant ainsi que de sa susceptibilité thermique! Une étude statistique portant sur des formulations françaises de bétons bitumineux 0/14 (semi-grenus, discontinus, drainants) testées selon l essai français de flexion trapézoïdale à déformation imposée (10 C 25Hz) a été réalisée par F. Moutier, du Laboratoire Central des Ponts et Chaussées [36]. Parmi les formules de régression proposées, on peut mentionner celle-ci, qui illustre l incidence de la teneur en bitume et du «degré de serrage» (DC) de la formule : avec : 2 6 [ * TL 4,85 * TL + 3,33 * DC 29* BE + 4,4 * BE * ]* ε 6 = TL 10 ε 6 : déformation relative initiale conduisant à une durée de vie de 10 6 cycles TL : teneur en bitume (pondérale) DC : augmentation de la compacité par rapport à la compacité obtenue avec le niveau de compactage faible au compacteur de plaques LCPC BE : variable qualitative dépendant de la formulation granulométrique de l enrobé. Une autre partie de l étude a également permis de mettre en évidence l influence non négligeable, pour une même classe de pénétration, du facteur «provenance du bitume» (donc de sa constitution). 15

18 III.3 Recherche de corrélations entre le comportement en fatigue des enrobés et des caractéristiques rhéologiques du liant. Le programme SHRP a relancé la recherche de critères de performance relatifs au liant susceptibles d expliquer le comportement à la fatigue des enrobés. En s appuyant sur l hypothèse que l endommagement en fatigue pouvait être relié à l énergie dissipée, le SHRP a stipulé que la grandeur G*sinδ, mesurée sur le liant après vieillissement RTFOT + PAV, devait rester inférieure à une certaine valeur limite (5 MPa) [37]. Ce critère est applicable à des essais à déformation imposée et résulte de l expression donnant l énergie dissipée au cours d un cycle dans un essai sinusoïdal : W d = π σ ε sin δ = 2 2 * π σ sin π ε E sin δ Dans un essai à déformation imposée ( ε = cte.), l énergie dissipée par cycle est maximale en début d essai et décroît par la suite (diminution du module). Pour minimiser l énergie totale dissipée, il convient donc de limiter l énergie dissipée initiale et donc diminuer la valeur initiale de E* sinδ. En transposant au liant, on arrive donc bien à la conclusion qu il faut limiter la valeur de G*sinδ (faibles valeurs du module et de δ ). = E * δ Dans un essai à contrainte imposée ( σ = cte.), l énergie dissipée par cycle augmente tout au long de l essai et il convient de partir d une valeur initiale la plus faible possible. On cherchera donc à maximiser le rapport E* /sinδ. En transposant au liant, on arrive alors à la conclusion qu il faut augmenter la valeur de G*/sinδ (fortes valeurs du module et faibles valeurs de δ ). On peur remarquer que, dans les deux cas, ce sont les liants présentant de faibles valeurs de δ (caractère élastique plus marqué) qui devraient conduire au meilleur résultat. III.3.1 Corrélations avec le paramètre G*sinδ Le programme SHRP a effectivement trouvé de bonnes corrélations ( R²=0,88 ) avec ce paramètre dans le cas des bitumes purs et d essais à déformation imposée [38]. Celles-ci se sont cependant souvent révélées bien plus décevantes par la suite, notamment lorsque l analyse incluait des bitumes spéciaux ou modifiés [19, 39, 40, 41]. La Figure 33-a montre les résultats obtenus par M. Claxton et co-auteurs dans l étude déjà citée plus haut (essais de fatigue selon le mode opératoire à déformation contrôlée du LCPC, à 25 Hz et différentes températures) [19]. Le comportement à la fatigue des enrobés au bitume pur (valeurs de ε 6 comprises entre 100 et 135 µdef) apparaît comme indépendant du paramètre G*sinδ. Pour les liants spéciaux (faible susceptibilité thermique) et le bitumes polymères, on observe simplement que les valeurs de ε 6, plus fortes que dans le cas des bitumes purs, tendent à décroître lorsque G*sinδ augmente. En éliminant certaines valeurs extrêmes (pour G*sinδ < 7 MPa) correspondant à des essais (liants mous, température d essai élevée) pour lesquels ils estiment que les résultats sont susceptibles d être influencés par des effets parasites tels que l auto-réparation, les auteurs proposent la relation suivante : ε 6 = a + P b * * (1 + G sin δ ) dans laquelle le paramètre P prend les valeurs 0, 0,5 ou 1 pour les bitumes purs, spéciaux et modifiés étudiés (Figure 33-b). Force est de reconnaître que ces corrélations sont laborieuses et que leur pouvoir prédictif reste extrêmement faible. En outre, aucune relation satisfaisante n a été trouvée entre la rhéologie du liant et les pentes des droites de fatigue! 16

19 III.3.2 Corrélations avec δ ou tanδ Certains auteurs ont trouvé de bonnes corrélations de résultats de fatigue avec l angle de phase ou la tangente de l angle de phase [42, 43]. A titre d exemple, on peut citer les résultats rapportés par N. Boussad et A. Dony [43]. Sur base d essais de traction-compression à contrainte imposée (10 C-10Hz), effectués avec divers types de liants modifiés, les auteurs ont tout d abord mis en évidence, à formulation d enrobé constante, une relation linéaire entre la pente de la droite de fatigue (exprimée en fonction de la déformation initiale) et son ordonnée à l origine. Log ( N f ) = a * Log ( ε 0 ) + Log ( k) avec Log ( k) = c * a + c' Ceci exprime que toutes les droites de fatigue se coupent en un point représentant en quelque sorte la «signature» de la formulation d enrobé considérée (Figure 34). Ce résultat est a priori surprenant car les droites de fatigue, compte tenu des dispersions expérimentales et du peu de différentiation des pentes, ont souvent été considérées comme parallèles. La relation entre la pente et l ordonnée à l origine pourrait être caractéristique du «sous-ensemble» des enrobés ne différant que par la nature du liant. Les auteurs ont ensuite mis en évidence une relation entre la pente de la droite de fatigue et une expression basée sur tan δ et qui représente le pourcentage d énergie dissipée par rapport à l énergie totale (Figure 35) : W W d t = 1 π 2 π + 2 tan δ tan δ Ces résultats ont été obtenus sur des enrobés denses à forte teneur en liant (on cherchait à amplifier la contribution de celui-ci). Si elles s avéraient généralisables à d autres types d enrobés, les relations entre pente et ordonnée à l origine ainsi qu entre la pente et tan δ sont bien sûr du plus grand intérêt. Elles permettraient en effet, pour une formulation donnée, à partir de quelques essais de calage avec des bitumes de référence, de prédire facilement l impact de tout changement de liant sur la résistance à la fatigue de l enrobé. III.3.3 Corrélations avec un critère rhéologique traduisant la susceptibilité au temps de charge Une modélisation simple du comportement d un matériau visco-élastique peut se faire par un modèle de Maxwell constitué d un ressort de raideur G et d un amortisseur (viscosité η) en parallèle. La réponse du matériau à une sollicitation donnée est alors conditionnée par le module G et le temps de relaxation τ = η/g. Une description plus fine se fait en associant en parallèle une «infinité» de modèles de ce type. Elle est caractérisée par une distribution continue (fonction H(τ)) de temps de relaxations τ et de leurs modules associés. A partir de la fonction H(τ), il est possible de calculer les composantes du module complexe, et donc l angle de phase, en fonction du temps de charge (ou de la fréquence dans le cas des sollicitations harmoniques). Pratiquement, on recherche la fonction H(τ) qui permet d ajuster au mieux la courbe maîtresse (module en fonction de la fréquence réduite), c est à dire la courbe qui traduit la dépendance du module en fonction de la fréquence (ce qui est équivalent à la dépendance envers la température lorsque le principe de superposition temps-température est vérifié). On retient généralement une forme de distribution log normale pour H(τ) (courbe de Gauss). La dépendance cinétique du bitume est alors définie par trois paramètres : 17

20 - La valeur maximale G du spectre, qui est en fait le module vitreux du bitume ( ~1 GPa ) et correspond à l asymptote horizontale de la courbe maîtresse lorsque la fréquence tend vers l infini. - La viscosité newtonienne η (viscosité à taux de cisaillement nul lorsque la fréquence tend vers 0). - L écart-type S qui fixe la forme, plus ou moins étalée, de la courbe de Gauss. Le taux de relaxation médian, τ m est lié à ces grandeurs par la relation : τ m = η exp S 2 G / 2 Plus S est petit (spectre étroit), plus la dépendance cinétique est forte et plus l angle de phase δ varie rapidement avec le module : on passe vite du comportement élastique au comportement visqueux. Dans la représentation des courbes maîtresses ou courbes de Black, ces produits sont représentés par des courbes évoluant rapidement vers la valeur limite G [44]. Des études de fatigue au LCPC (essais sur éprouvettes trapézoïdales à amplitude de déformation constante) ont montré que les enrobés formulés avec des bitumes ayant une grande largeur de spectre (valeurs élevées de S) conduisaient aux meilleures performances en fatigue [45]. Ce seraient donc les bitumes à faible dépendance cinétique (ou vis-à-vis de la température, ce qui rejoint les observations antérieures sur l IP) qui conduiraient aux meilleures performances. Des études antérieures par analyse GPC ultra-rapide avaient montré que ce sont également les bitumes les plus structurés. D autres indicateurs pour la dépendance cinétique ont été définis. On peut citer notamment l indice rhéologique d Anderson [46] défini par : R = G ( log * ω 0 G ) Où ω 0 représente la fréquence de transition, c est-à-dire celle pour laquelle δ = 45 On devrait donc s attendre à trouver des corrélations analogues avec R. III.3.4 Développements récents concernant l exploitation des essais de fatigue sur enrobés Pour l instant, aucun des indicateurs cités précédemment ne fait l unanimité. Les raisons en sont multiples mais, dans le cas de la fatigue, elles tiennent essentiellement au fait que aussi bien les essais sur enrobés que les essais sur liants restent trop éloignés du phénomène considéré. En effet, dans les essais de fatigue sur enrobés, la diminution du module tout au long de l essai n est pas uniquement due à l endommagement par fatigue du matériau. Contrairement à la représentation schématique de la Figure 29, le module commence en effet à chuter fortement dès le début de l essai et son évolution s effectue selon une courbe du type de celle donnée en Figure 36 et pour laquelle on distingue trois phases. Au cours des phases I et II, la décroissance du module est due à l initiation de micro-fissures qui se propagent de façon diffuse au sein de l éprouvette d essai. Mais la chute du module ne résulte pas uniquement de l apparition de ces micro-fissures et plusieurs phénomènes «parasites» sont à l œuvre, notamment l échauffement de l éprouvette ainsi que d autres phénomènes pas encore bien compris comme peut-être des effets thixotropiques. Dans la Phase I (encore appelée phase d adaptation), ce sont ces effets parasites qui dominent dans le sens où, lorsque l on arrête l essai, il est possible de récupérer le module initial dans son intégralité (réversibilité). Dans la Phase II, le comportement est de type quasi-stationnaire et le «vrai» phénomène de fatigue se manifeste (il n est plus possible de récupérer le module dans son intégralité), sans que les effets parasites (notamment l échauffement dans le cas des essais à contrainte imposée) puissent être totalement éliminés. 18

21 Lorsque les micro-fissures atteignent une certaine densité, elles finissent par «coalescer» et se propager sous forme de macro-fissures. Débute alors une phase de propagation qui, dans le cas des essais à contrainte imposée, conduit rapidement à la rupture (Phase III). On peut également citer d autres effets indésirables selon la température d essai et le mode de sollicitation appliqué : des déformations permanentes dues au phénomène de fluage ainsi qu une certaine auto-réparation susceptible d être à l œuvre même en l absence de périodes de repos. Il apparaît de cette analyse que les divers essais de «fatigue» actuellement mis en œuvre (ils sont nombreux) sont loin d être «purs». Les «durées de vie» qui en résultent sont biaisées par un certain nombre d effets parasites dont l importance relative (vis-à-vis du phénomène de fatigue «vraie» que l on veut étudier) varie beaucoup selon le type d essai, les conditions de sollicitation et les géométries d éprouvettes. Dans ces conditions, il n est donc pas surprenant que les corrélations avec des caractéristiques du liant mais aussi avec le comportement en fatigue des matériaux in-situ soient difficiles à trouver [40]! Des efforts importants sont cependant engagés à l heure actuelle par plusieurs équipes pour améliorer l interprétation des essais de fatigue. Il s agit, selon diverses modélisations, d éliminer les effets parasites et d arriver ainsi à dégager la part de l endommagement véritablement imputable à la fatigue [29, 47, 48, 49, 50, 51, 52]. A titre d exemple, l une de ces approches [47,48] consiste à caractériser l endommagement en s intéressant essentiellement à phase II que l on subdivise en plusieurs sections linéaires (intervalles i) de pente a T (voir Figure 36). Cette pente a T, par diverses considérations théoriques, est ensuite corrigée des effets parasites pour obtenir la «vraie» pente d endommagement par fatigue sur l intervalle considéré : a F = a T + a w Ci ( E E 0 E00i ) 00i où a w est la pente de l énergie dissipée par cycle dans l intervalle i et C i un facteur correctif des effets parasites. Un critère intrinsèque de «fin de vie» pourrait alors être le dommage «vrai» cumulé au moment de la transition entre la phase II et la phase III. Ces deux phases peuvent cependant co-exister dans l échantillon et la séparation difficile à établir, notamment dans le cas des essais non homogènes (essais de flexion). Les essais homogènes tels que la traction-compression sont à cet égard beaucoup plus faciles d interprétation. Malgré ces difficultés, ces recherches semblent encourageantes et devraient permettre : - de réconcilier les résultats d essais de fatigue effectués selon des modes différents (contrainte/déformation imposée) ; - de trouver de meilleures corrélations avec des caractéristiques des liants, l incertitude sur la signification véritable du résultat en fatigue sur les enrobés étant levée. 19

22 III.3.5 Développements récents concernant la caractérisation en fatigue des liants En ce qui concerne la caractérisation des liants, on conçoit aisément que des indicateurs basés sur des grandeurs rhéologiques (G*, δ) mesurées sous faibles déformations soient impuissants à prévoir l évolution d un liant soumis, de façon répétitive, à de larges déformations entrant rapidement dans un domaine de comportement non linéaire. De bonnes corrélations trouvées dans le cas de bitumes purs restent de ce fait de simples corrélations qui ont toutes les chances de ne plus être valables pour des liants fonctionnant différemment (liants spéciaux et modifiés). C est pourquoi des tentatives ont été entreprises récemment pour mesurer directement le comportement à la fatigue des liants par le biais d essais de cisaillement dynamique sous déformation ou contrainte constante [53-61]. A titre d exemple, H. Soenen et co-auteurs [60] ont comparé les valeurs de ε 6 (valeur de la déformation initiale conduisant à la rupture après 1 million de cycles) obtenues dans des essais de fatigue sur liants et enrobés effectués dans les conditions suivantes : - Essais de cisaillement répété à 25 Hz au rhéomètre à plaques parallèles, à amplitude de déformation constante, pour les liants. - Essais de fatigue par flexion 2 points sur éprouvettes trapézoïdales, à 25 Hz, dans une formule type (BBSG 0/14 à 5,4% de liant), pour les enrobés formulés à partir des mêmes liants. Dans les deux cas, le critère de fatigue retenu était la diminution de 50% du module initial. Dans une première série d essais, un certain nombre de bitumes purs de différents grades ainsi que deux bitumes modifiés ont été comparés dans des conditions d iso-module, c est à dire que la température d essai a été choisie de façon à ce que le module initial du liant soit de 30 MPa (ce qui, dans les enrobés, correspondait à un module de 10 GPa). La Figure 37 montre une bonne corrélation en ce qui concerne les bitumes purs mais une prévision nettement trop optimiste en ce qui concerne les 2 bitumes modifiés. Une deuxième série d essais a été réalisée avec 4 bitumes durs 10/20 à une température constante de 15 C (liants et enrobés). Dans ces conditions, le niveau initial de G* est nettement plus élevé que lors de la première série (variable entre 70 et 147 MPa selon le liant). On obtient à nouveau une bonne corrélation avec le comportement de l enrobé mais la droite de régression est cette fois décalée par rapport à celle obtenue lors de la 1 ère phase (Figure 38). Dans une 3 ème phase, l un des bitumes 10/20 a été testé à des températures allant de 10 C à 30 C, couvrant ainsi la plage des températures entre la phase 1 (26 C) et la phase 2 (15 C). Les valeurs de ε 6 pour le liant s étalent alors entre les deux droites de régression précédentes tandis que, de façon un peu surprenante, les valeurs de ε 6 pour l enrobé restent à peu près constantes (Figure 38). Ces constatations et l observation visuelle du comportement des échantillons, amènent les auteurs à conclure que lors de la phase 1, la réduction du module n était pas seulement imputable à un phénomène de fatigue mais aussi à un phénomène de fluage du fait d une rigidité (G*=30MPa) insuffisante. Cela était corroboré par l observation que, dans ces conditions, la durée de vie s était également révélée être dépendante de la valeur de l entrefer entre les deux plateaux du rhéomètre (épaisseur de l échantillon). Ce qui n était pas le cas pour les essais de la phase 2 pour lesquels on était sans doute effectivement dans des conditions de fatigue pure. Tout comme les essais sur enrobés, les essais de «fatigue» au rhéomètre à cisaillement dynamique risquent donc d être sujets à des interférences de phénomènes parasites tels que le fluage. Pour se mettre dans des conditions de fatigue pure, il faudra notamment travailler à des niveaux de rigidité suffisants. Cette problématique est illustrée par la Figure 39. En pratique, cela implique aussi que le rhéomètre soit capable d appliquer et de transmettre intégralement à l échantillon les couples requis. Avec la plupart des appareillages actuels, la «fenêtre» des rigidités ou des températures dans lesquelles on pourra déterminer la fatigue des liants risque dès lors d être très étroite (du moins avec ce type de rhéomètre). 20

23 Un deuxième exemple intéressant est l étude menée par G. Gauthier et co-auteurs [61] sur 3 bitumes purs (B) et 3 bitumes modifiés (M), avec les mêmes types d essai que H. Soenen mais à 10 C 10 Hz et sur des liants ayant subi un vieillissement RTFOT. Les essais de fatigue ont cependant été réalisés en traction/compression (essais homogènes) et exploités selon deux approches. La première, classique, consiste à retenir comme critère d endommagement la réduction de 50% du module et la valeur ε 6 qui y conduit pour un million de cycles. La deuxième a consisté à calculer la «pente corrigée» a F0 dans la phase stationnaire d évolution du module, selon la méthode explicitée plus haut [47,48]. Dans le cas des essais de fatigue sur liant, seul le critère ε 6 a pu être retenu, le critère a F0 n étant pas accessible dans le cas d essais non-homogènes. La Figure 40 montre bien une similitude de comportement entre les essais de fatigue sur liants et enrobés, avec notamment des durées de vie accrues dans le cas des liants et enrobés modifiés. Une analyse plus fine (Figure 41) montre cependant des différences selon que l on s intéresse au critère ε 6 ou a F0. Les deux enrobés modifiés M15 et M16 améliorent à la fois a F0 (réduction du taux d endommagement dans la phase stationnaire) et ε 6 (retardation de la phase de propagation rapide et de rupture). Ces améliorations sont également traduites par l augmentation de la valeur ε 6 des liants correspondants. L enrobé M18, par contre, présente d excellentes valeurs de a F0 (en ligne avec les bonnes valeurs de ε 6 du liant) mais une apparition de la rupture plus soudaine et donc de mauvaises valeurs de ε 6. Ceci tendrait donc à montrer : - que ε 6 et a F0 ne caractérisent pas les mêmes choses, - que ε 6 du liant, dans les conditions mesurées, serait plus proche de a F0 mais, par conséquent, insuffisant pour prédire la transition entre les phase d initiation et de propagation de la fissuration dans les enrobés. Peut-être l interprétation des essais de fatigue sur liants devra-t-elle encore être affinée pour tenir compte, notamment, de l allure des courbes d évolution du module qui, pour une même valeur de N f peuvent être notablement différentes (Figure 42). Mentionnons également que ces essais permettent également d étudier l effet des temps de repos (auto-réparation) [53, 59]. En tout état de cause, il est clair que les essais de fatigue sur liant posent eux aussi les mêmes problèmes que les essais de fatigue sur enrobés : - interférences avec des phénomènes parasites (fluage, «steric hardening», ) - possibilités du matériel (maîtrise des contraintes et déformations appliquées) - exploitation des courbes d évolution du module Les essais en plaques parallèles ne semblent pas être les mieux adaptés et sans doute faut-il rechercher (tout comme d ailleurs pour les enrobés) des essais homogènes comme les essais de traction-compression. Enfin, pour terminer, on peut également citer l essai de «fracture locale» récemment mis au point par le Laboratoire Central des Ponts et Chaussées (LCPC) [62]. Dans cet essai (Figure 43), un ménisque de liant est coulé entre deux hémisphères métalliques censées représenter les granulats. La fatigue est simulée par la répétition de cycles de traction-compression. L essai permet notamment d étudier l incidence de cycles de repos et peut être couplé avec des mesures d émission acoustique (suivi de l initiation et de la propagation des micro-fissures). 21

24 IV FISSURATION A BASSE TEMPERATURE La fissuration thermique se produit lorsque la température descend en-dessous d une certaine valeur limite. En effet, lors d une telle chute de température, des effets de retrait empêché, la différence entre les coefficients de dilatation du liant et du granulat ainsi que l incapacité du liant à relaxer suffisamment rapidement les contraintes qui en résultent conduisent à une accumulation continue de ces contraintes. La fissuration (sous forme de fissures transversales régulièrement espacées démarrant à la surface de la chaussée) se produit à la température où la contrainte atteint la limite de résistance en traction de l enrobé à cette température. IV.1 Essais de laboratoire et relation avec les caractéristiques conventionnelles des liants Il est généralement admis que ce sont les caractéristiques du liant qui conditionnent en premier lieu la résistance à la fissuration d origine thermique. La fissuration se produit avant tout lorsque (pour l environnement considéré) l on emploie des bitumes trop durs ou qui le sont devenus par l effet du vieillissement. D autres facteurs interviennent [63] mais, dans le cas des enrobés neufs, l incidence de la formulation de l enrobé semble être relativement faible. Par contre, la formulation de l enrobé (compacité, épaisseur du film de liant, ) aura une incidence plus marquée sur le comportement à long terme, de par son impact sur le vieillissement et donc sur les capacités de relaxation et de résistance à la traction du liant. Les essais le plus couramment pratiqués pour simuler le comportement à basse température des enrobés sont des essais de traction directe ou indirecte ainsi que l essai de retrait empêché. C est ce dernier, qui a déjà fait l objet de nombreux travaux [63 67] et dont il est admis qu il reflète suffisamment bien le comportement in-situ [68] qui va être essentiellement discuté dans la suite. L essai TSRST (Thermal Stress on Restrained Specimen Test) [69] consiste à soumettre une éprouvette d enrobé à une baisse régulière de la température (en général de 10 C/hr). La longueur de l éprouvette étant maintenue constante par un asservissement approprié, on enregistre l augmentation des contraintes dans l éprouvette jusqu à rupture de celle-ci. L exploitation se fait en considérant la température à laquelle cela se produit, la contrainte correspondante ou encore la forme de la courbe d évolution de la contrainte. Une courbe typique est illustrée en Figure 44 [19]. On remarque, et il a été vérifié [67], que la rupture se produit à l intersection de la courbe d évolution des contraintes avec la courbe donnant la contrainte à la rupture (en fonction de la température) du matériau lors d essais de traction à vitesse constante (dans le domaine de la rupture fragile, la contrainte à la rupture dépend peu de la vitesse de traction). Aux températures supérieures à la température de fissuration par retrait thermique, la différence entre les deux courbes constitue ce que l on appelle la «réserve» de contraintes du matériau. Dans le cas des bitumes purs, en dehors des bitumes oxydés ou à forte teneur en paraffines, il est généralement admis que des propriétés telles que le point de Fraass ou éventuellement la pénétrabilité à basse température (par ex. à 5 C) peuvent être de bons indicateurs pour la résistance à la fissuration. Les avis sont plus partagés quant à l applicabilité de ces critères aux bitumes spéciaux ou modifiés. Alors que M. Claxton et co-auteurs [19] trouvent des corrélations raisonnables dans le cas des liants étudiés (Figure 45), une étude effectuée sur une base plus large par H. Soenen et A. Vanelstraete [70] conclut à des liens beaucoup plus lâches, et ce même pour des bitumes non modifiés (Figure 46). Les raisons en sont bien connues : - mauvaise reproductibilité de l essai Fraass, notamment dans le cas des bitumes polymères (difficultés de préparation des échantillons, de détection de la fssure, ) et lorsque, comme ici, différents types de matériels sont utilisés (appareils manuels, semi-automatiques, automatiques) ; - le Fraass étant un essai répétitif inclut un élément de fatigue qui n est pas présent dans l essai TSRST. 22

25 IV.2 Recherche de corrélations entre le comportement à la fissuration des enrobés et des caractéristiques rhéologiques du liant. Les recherches se sont beaucoup focalisées sur la validité des critères proposés par le SHRP et issus, d une part de l essai BBR (Bending Beam Rheometer) et, d autre part, de l essai de traction directe à basse température (DTT). IV.2.1 Corrélations avec les critères issus de l essai BBR L essai BBR est en fait un essai de fluage à basse température effectué sur un barreau du liant à tester. L essai BBR fournit essentiellement deux critères : - La température à laquelle la rigidité (S) du liant mesurée après 60s (module sécant) atteint 300 MPa. Dans la suite, nous appellerons cette température la LST (Limiting Stiffness Temperature). - La température à laquelle la pente (m) à la courbe donnant le logarithme de la rigidité en fonction de la température ( dlogs/dt ) atteint une valeur de 0,3, toujours à 60s de chargement. Dans la suite, nous appellerons cette température la LmT (Limiting m Temperature). La pente m caractérise la capacité du liant à relaxer les contraintes. On peut montrer que m est lié à l angle de phase et peut également être lié à la susceptibilité au taux de cisaillement. Selon les spécifications SHRP, S doit être inférieur à 300 MPa et m supérieur à 0,3 à une température correspondant à la plus basse température de service +10 C. Souvent, les LST et LmT étant différentes, on se base sur la plus élevée d entre elles que l on désignera par HLT (Highest Limiting Temperature). Les évaluations du comportement de sections réelles (essentiellement à base de bitumes non modifiés) tendent à montrer que la satisfaction des critères LST ou LmT est une condition nécessaire mais pas toujours suffisante pour éviter la fissuration. Dans ces derniers cas, il y a cependant souvent des causes additionnelles (impact du support, fissures de réflection) pouvant expliquer l aggravation des dommages constatés. Les Figures 47 et 48, illustrant des suivis de section effectués au Canada [71] et en Norvège [72] en donnent des exemples. Moyennant certaines adaptations, les critères LST ou LmT apparaissent donc comme suffisants pour contrôler la fissuration en pratique, du moins en ce qui concerne les bitumes purs. Vis-à-vis des essais TSRST, les corrélations avec les critères S ou m semblent effectivement meilleures qu avec le Fraass. C est par exemple le cas des données obtenues dans le cadre de l étude allemande [22] (Figure 49), H. Soenen et A. Vanelstraete [70] (Figure 50, bien que les coefficients de corrélation restent mauvais dans le cas des bitumes modifiés) ou encore G. King et co-auteurs [73]. Considérant plusieurs bitumes purs modifiés par 0, x, 1,5x et 2x % de polymères, ils trouvent une très bonne relation entre la température de rupture TSRST et la température à laquelle S = 200 MPa, avec une bonne différentiation selon le % de polymère (Figure 51). Par contre, il reste encore une grande incertitude quant à la préférence qu il faut donner au paramètre S ou m. Selon la nature du liant et plus particulièrement la nature du polymère, c est soit le critère S (LST), soit le critère m (LmT) qui peuvent se révéler être les plus contraignants. La préférence semble aller en faveur du critère LmT mais ceci reste controversé. Les deux critiques les plus souvent formulées à l encontre des critères LST et LmT sont les suivantes : 23

26 - Ils ne différencient pas suffisamment les liants modifiés entre eux (effet de la teneur en polymère) et ne prédisent pas l amélioration des performances telle qu elle est constatée sur le terrain, notamment avec les élastomères SBS. C est par exemple la position de M. Chappat [74], relayée par des publications ultérieures [75, 76]. La Figure 52, issue des travaux de M.J. Lecomte et co-auteurs [75] et portant sur des bitumes élastomères montre que les valeurs de S et m restent quasiment inchangées par l addition de polymère et ce jusqu à une teneur en SBS de 5% (soit la plage des valeurs usuelles). Le vieillissement RTFOT+PAV affecte le critère m plus que le critère S. Les essais de traction à basse température (essais DTT), exploités avec le critère T(ε r = 1%), c est à dire la température à laquelle la rupture se produit à 1% d allongement, mettent en évidence un effet bénéfique et croissant avec la teneur en polymère, et ce dès 2% de polymère et même après vieillissement (Figure 53). La température limite LmT après RTFOT+PAV (telle que préconisée par le SHRP) serait donc défavorable aux liants élastomères. Ces conclusions rejoignent des travaux antérieurs par Kluttz et Dongré [77] qui avaient expliqué que l adjonction de polymère augmente l élasticité du mélange et diminue sa capacité de relaxation (d où le faible impact sur LmT) mais que cet effet était compensé par une cohésion et une capacité d élongation accrues du mélange. - Ce sont des critères rhéologiques établis dans un domaine linéaire de déformation alors que le phénomène de fissuration concerne un phénomène de rupture. D où la nécessité de recourir à une caractérisation de la rupture telle que dans l essai DTT. IV.2.2 Corrélations avec des critères caractérisant la rupture L utilisation de l essai de traction directe à basse température (DTT) a longtemps été peu utilisé de par ses difficultés de mise en œuvre (préparation des échantillons, maîtrise des conditions opératoires) mais semble effectivement devoir apporter un plus par rapport à des critères «rhéologiques» tels que S et m qui supposent, de facto, une corrélation entre des caractéristiques de rigidité et un comportement à la rupture. Une telle corrélation ne peut évidemment pas être la même quel que soit le type de liant (et notamment lorsque l on passe des bitumes purs aux bitumes modifiés!). Récemment, diverses avancées ont été faites. Combinaison des essais BBR et DTT Dans le cadre d un groupe de travail de l AASHTO (Asphalt Binder Expert Task Group), un supplément à la spécification AASHTO MP1A a été proposé [79-82]. Il consiste à combiner les informations de rigidité et de relaxation obtenues par l essai BBR avec la résistance maximale en traction directe établie avec l essai DTT. Le principe est similaire à celui exposé pour les essais de retrait empêché sur enrobés (Figure 44-a). Schématiquement, la détermination se fait comme suit [83, 76] : - A partir d essais BBR à deux températures, on calcule, moyennant une modélisation rhéologique, la courbe d accumulation des contraintes sous une chute constante de température de 10 C/hr. - La courbe enveloppe des contraintes de traction à la rupture est définie par des essais de traction directe à différentes températures. - La «température critique de fissuration» (T SAR ) est définie comme étant l intersection des deux courbes (Figure 54)[76]. - Pour prédire la température effective de fissuration in-situ, la courbe d évolution de la contrainte est «corrigée» par un facteur (Pavement Constant) déterminé statistiquement par des comparaisons avec le comportement in-situ. 24

27 Ce nouveau critère est bien sûr intéressant car, tout comme le critère T(ε r = 1%), il semble mieux différencier les liants et mieux appréhender le comportement des liants modifiés [82]. Par contre, le recul semble encore insuffisant pour pouvoir affirmer qu il apporte un réel avantage par rapport au critère T(ε r = 1%) actuel. Les résultats donnés dans [76] et [83] n indiquent pas d amélioration significative à cet égard. Essais de fissuration à basse température En se basant sur une procédure développée par S. Hesp [84], plusieurs chercheurs [83, 85, 86] ont étudié la propagation de fissures dans un essai consistant à charger en flexion 2 points (à vitesse constante) un barreau de bitume entaillé. En fonction de la charge appliquée, de la géométrie de l éprouvette et de la profondeur de l entaille, on peut calculer un «facteur d intensité de contrainte» ( K IC ) ou encore une énergie de fracture ( G IC ) qui conditionne la propagation de la fissure (Figure 55). Ces grandeurs sont censées caractériser le comportement à la rupture dans un domaine purement fragile. Les essais sont donc conduits à très basse température (en général 20 C). Comme d autres, Champion-Lapalu et co-auteurs [85] montrent que les critères rhéologiques (S et m) différencient peu les différents types de bitumes polymères étudiés et sont surtout sensibles à la phase ayant la plus forte rigidité à basse température, à savoir la phase bitume. Les essais de propagation de fissure conduisent à des valeurs bien différenciées de K IC et, s appuyant sur une étude microscopique des surfaces de rupture, les auteurs proposent une interprétation faisant intervenir la morphologie de dispersion du polymère, sa rigidité intrinsèque ainsi que la qualité de l adhésion entre les nodules de polymère et la phase bitume. De fortes valeurs de K IC (propagation lente) sont notamment obtenues dans le cas d une distribution fine du polymère, d une bonne adhésion avec la phase bitume et d une rigidité intrinsèque du polymère faible (basse température de transition vitreuse) (Figure 56). Des études de ce type permettent donc de mieux comprendre «ce qui se passe» au niveau de la propagation de fissure selon le type de liant. Par contre, le lien avec les essais de traction directe sur le liant ou encore les essais TSRST ne semble pas encore bien établi. C est ainsi que D. Anderson et co-auteurs [83] ne trouvent pas de relation entre K IC et la contrainte ou encore la déformation à la rupture dans les essais DTT effectués sur les liants étudiés par Champion-Lapalu (Figure 57). F.Olard et co-auteurs [86], trouvent une bonne corrélation des températures critiques issues des essais de traction sur liants ( T bdb, Tε r = 1% ) et enrobés (T bdm(300), T bdm(45à00) ) entre elles ainsi qu avec la température de rupture TSRST. Par contre les corrélations de ces grandeurs (notamment des essais de traction sur enrobés) avec K IC ou G IC sont moins bonnes (Figure 58). Les critères K IC ou G IC semblent donc apporter une information supplémentaire qu il faudra sans doute réussir à intégrer dans une modélisation plus poussée si on veut l utiliser pour prédire le comportement du liant ou de l enrobé dans les essais de traction. Plus prosaïquement, et compte tenu de la difficulté de mise en œuvre de tels essais, il faudra également chercher à établir si, vis-à-vis du comportement in-situ, ces critères sont plus pertinents que les essais de type TSRST. 25

28 V FISSURATION PAR FATIGUE THERMIQUE Dans bien des cas, la fissuration par le haut apparaît alors que la chaussée ne subit pas de basses températures, comme par exemple dans le sud de l Europe. Ce type de fissuration est imputable à une fatigue due à des cycles thermiques répétées (variations de température de relativement forte amplitude entre le jour et la nuit) agissant sur des enrobés durcis qui ne présentent plus, de ce fait : - ni la «souplesse» leur permettant de résister aux sollicitations engendrées par ces alternances de température (aggravées le cas échéant par les sollicitations de traffic) - ni les facultés suffisantes d auto-réparation en période estivale. Ce type de dommage a notamment été constaté dans le sud de la France dans les années 80, où la préoccupation de l orniérage avait conduit à utiliser des bitumes relativement durs (40/50) et à diminuer la teneur en liant. Un autre facteur important est la sensibilité au vieillissement du bitume, dont l impact premier se situe au niveau de l enrobage. Il est suivi par le vieillissement en place pour lequel la compacité de l enrobé (accessibilité à l oxygène de l air) et les conditions climatiques (rayonnement UV) jouent également un rôle important. Une étude systématique de grande ampleur portant sur quatre origines de bitume et une centaine de chantiers expérimentaux avait alors permis de valider l essai RTFOT comme outil prédictif de l évolution du bitume lors de l enrobage et donc son utilisation pour l établissement de spécifications adaptées [87]. Dans un travail ultérieur [88], le même groupe de travail a ensuite cherché à établi des corrélations entre le comportement à la fatigue par fissuration thermique observé après 7 années sur 11 des chantiers expérimentaux précédents et les caractéristiques rhéologiques : - des liants extraits obtenus à partir de carottes prélevées dans les zones fissurées ou non, - des liants d origine avant et après simulation du vieillissement en laboratoire (RTFOT + PAV). Les résultats les plus intéressants sont rassemblés dans le tableau ci-dessous. Le nombre d étoiles correspond à la qualité de la régression : Pas de symbole pour r < 0,5 * 0,5 < r < 0,6 ** 0,6 < r < 0,7 *** 0,7 < r < 0,8 **** 0,8 < r < 0,9 ***** 0,9 < r < 1 26

29 Les meilleures corrélations sont sans conteste obtenues avec les caractéristiques des liants extraits. Les plus significatives sont obtenues avec : - les mesures d angle de phase et les mesures au BBR liées à la capacité de relaxation du bitume. Le comportement est d autant meilleur que la transition vers un comportement élastique ( δ < 45 C) se produit à plus basse température et que la capacité de relaxation est forte ( valeurs élevées de m et faibles de T m=0,3 ). On peut rappeler cependant que les valeurs de m et δ sont fortement liées. - La teneur en asphaltènes du liant : plus celle-ci est forte (bitume fortement structuré) plus la sensibilité à la fissuration est importante. - La température Bille&Anneau du liant. Bien qu elles soient moins fortes, on note toujours une corrélation dans le cas des bitumes vieillis artificiellement en laboratoire pour les indicateurs suivants : - la teneur en asphaltènes et la température Bille&Anneau, - la température à laquelle δ = 45 C - la variation (après/avant vieillissement) de la température à laquelle m = 0,3 Les corrélations avec les caractéristiques des liants d origine étant nettement moins marquées (sauf pour la teneur en asphaltènes), la caractérisation des liants après vieillissement RTFOT+PAV apparaît donc comme indispensable pour avoir une approche réaliste du phénomène de fissuration par fatigue thermique. Cette étude a débouché sur des propositions de seuils au-delà desquels la fissuration est probable. Ceux-ci sont rassemblés dans le tableau ci-dessous : Ces seuils ne sont bien sûr valables que dans le contexte français de l étude et pour la gamme de bitumes purs considérés. Une généralisation de cette approche (par exemple dans le cadre de spécifications performancielles) sera subordonnée aux deux questions principales suivantes : - Ces critères et ces limites sont-ils applicables à d autres types d enrobés et d autres contextes climatiques? - Ces critères et ces limites sont-ils également applicables aux bitumes modifiés? Vaste programme..! 27

30 VI LES TROUBLE -FÊTE Après avoir passé en revue les principales propriétés des enrobés et les caractéristiques des liants susceptibles de leur être associées, on peut s interroger sur les raisons qui rendent l établissement de corrélations aussi difficile. Celles-ci sont de différentes natures et dans la suite, nous allons brièvement passer en revue les principales d entre elles. VI.1 «Pureté» des essais Comme nous l avons vu dans le cas de la fatigue, il est difficile d isoler un mode de comportement particulier et souvent un résultat d essai intègre, à côté du phénomène étudié, d autres phénomènes secondaires (comme par exemple du fluage dans le cas de la fatigue). Si ceux-ci ne peuvent sans doute jamais être éliminés totalement, l identification des propriétés du liant «pertinentes» vis-à-vis d un mode de comportement donné impose : - De sélectionner des essais, aussi bien sur le liant que sur l enrobé, qui soient aussi peu biaisés que possible. - De travailler l exploitation des essais de façon à éliminer autant que possible les effets des phénomènes «parasites». Cette démarche a notamment été illustrée dans le cas des essais de fatigue pour lesquels nous avons vu l intérêt de recourir à des essais homogènes ainsi que les progrès faits dans l exploitation des résultats. VI.2 «Représentativité» des essais Il s agit de savoir si l essai de laboratoire est bien représentatif du mode de fonctionnement réel de l enrobé dans la chaussée. Nous avons vu, dans le cas de la fatigue ou même de l orniérage, que cela est parfois loin d être acquis, compte tenu de la complexité des sollicitations in-situ. Ce point est particulièrement important vis-à-vis de l établissement de spécifications performancielles (aussi bien pour les liants que pour les enrobés) mais n a pas de solution évidente! VI.3 «Représentativité» des conditions de sollicitation La corrélation entre une propriété de l enrobé et une propriété du liant a d autant plus de chances d aboutir que la sollicitation telle qu elle est appliquée au liant dans l enrobé est bien identifiée. Ce n est qu à travers cette compréhension du «comment fonctionne le liant dans l essai sur enrobé» que l on aura pourra définir la propriété et le type d essai sur liant le plus approprié. C est notamment ce qui est suggéré par D Angelo et Dongré au sujet des essais d orniérage. Lorsque le mode de sollicitation du liant et les conditions opératoires en termes de température, fréquence, amplitude des sollicitations, sont trop éloignées de ce qui se passe dans l essai sur enrobé, il y a de forte chances pour que les relations éventuellement trouvées ne relèvent que de la corrélation fortuite et ne supportent pas la généralisation. VI.4 Répétabilité des essais Comme cela est notamment illustré dans le cas de l essai Fraass vis-à-vis de la fissuration à basse température, la trop forte imprécision d un essai peut fort bien compromettre la qualité d une corrélation alors que, par ailleurs, cet essai est susceptible d être bien représentatif du phénomène étudié! 28

31 VI.5 Modification du comportement du liant après enrobage et in-situ. Il est bien connu que les propriétés du liant «dans l enrobé» sont différentes de celles du liant «vierge». Lors de la fabrication, puis dans la chaussée, le liant est soumis à différents types de facteurs extérieurs qui en modifient la structure et font évoluer ses propriétés. Ce sont les phénomènes de vieillissement, essentiellement imputables à des pertes de fractions volatiles et des phénomènes d oxydation par l oxygène de l air. Il y a un consensus général pour distinguer deux phases principales : - Le vieillissement court-terme, le plus important, qui se produit lorsque le mince film bitume est exposé aux températures élevées des granulats et à l oxygène de l air lors de la fabrication et de la mise en œuvre de l enrobé. - Le vieillissement in-situ (action de la température, de l oxygène et, en surface aux rayons UV), beaucoup moins sévère mais qui se prolonge sur de longues périodes. Différents essais de simulation de ces deux types de vieillissement ont été mis au point. Il est généralement admis que l essai RTFOT (Rolling Thin Film Oven Test) simule assez bien le vieillissement court terme. Pratiquement, sa réalisation selon le mode opératoire standard peut cependant poser quelques problèmes dans le cas des bitumes polymères (viscosité élevée du liant). La simulation du vieillissement à long terme est beaucoup plus problématique car l accélération du processus, indispensable dans le cas d un essai de en laboratoire, est en général obtenue par une augmentation significative de la température et une exposition forcée à l air (pression élevée) qui induit des réactions chimiques différentes de celles se produisant naturellement in-situ. La méthode du PAV (Pressure Ageing Vessel) proposée par le SHRP tend cependant à se généraliser. D autres procédures ont cependant été proposées telles que le RCAT qui applique des températures moins élevées sur une plus longue période [89]. Dans le cadre des recherches de corrélations liant/enrobé effectuées avec des enrobés fabriqués en laboratoire, seul le vieillissement court-terme à l enrobage intervient. On estime généralement que les conditions d enrobage en laboratoire sont plutôt moins sévères qu au stade industriel. En laboratoire, le liant après enrobage devrait donc se trouver dans un état intermédiaire entre un liant neuf et un liant «après RTFOT». C est pourquoi, très souvent, on cherche à améliorer les corrélations en considérant non seulement les propriétés du liant neuf mais aussi celles du liant après RTFOT. A l heure actuelle, il ne semble cependant pas se dégager de tendance claire en faveur de l une ou l autre stratégie. Dans l optique de spécifications performancielles, il apparaît par contre indispensable de prendre en compte la sensibilité au vieillissement à court et à long terme du liant. La question de la représentativité du processus de simulation du vieillissement à long terme, évoquée plus haut, prend alors toute son importance. Il s agit également d établir la correspondance entre la modification subie par le liant lors de l essai de vieillissement accéléré et son évolution dans la chaussée. Compte tenu du fait que l évolution du liant in-situ sera à la fois tributaire du type d enrobé (compacités en place, épaisseur du film de liant) et des conditions climatiques, il est clair qu aucun critère «universel» de correspondance ne saurait être trouvé. Là aussi, il faudra recourir à des corrélations valables pour des enrobés et des localisations données. Quoi qu il en soit, le vieillissement devra être pris en compte et ce pour chacun des principaux critères de performance du liant. C est ce qu ont bien compris les spécifications Superpave qui considèrent le liant neuf vis-à-vis de la résistance à l orniérage (hypothèse conservatrice) et le liant vieilli RTFOT + PAV pour les autres propriétés (résistance à la fatigue et à la fissuration). 29

32 VI.6 Modification du comportement du liant en présence des granulats Dans le précédent, nous avons évoqué des phénomènes secondaires pouvant éventuellement être dissociés du comportement principal étudié. Il y a cependant également des «effets secondaires» imputables à des interactions entre le liant et le granulat. C est le cas lorsque le comportement du liant change selon la nature du granulat avec lequel il est associé. Si l effet (sur la propriété étudiée) de ces interactions est suffisamment important (et surtout variable d un granulat à l autre ou d un liant à un autre), il peut bien sûr fortement compromettre les chances de trouver la propriété du liant recherchée. Dans ce cas, il faudra nécessairement se résoudre à ne trouver que des corrélations valables pour des combinaisons liant/granulats données. Il se peut aussi que ces interactions aient un rôle prépondérant sur la performance de l enrobé étudiée (résistance au désenrobage, à l arrachement de granulats en surface, ). Dans ce cas, l étude directe de l enrobé paraît incontournable. On peut citer essentiellement deux phénomènes de ce type : - Les caractéristiques d adhésivité entre le liant et le granulat. Il s agit d une part de l adhésivité «active» (force de la liaison entre le liant et le granulat) mais aussi de la résistance au désenrobage. Ces propriétés devraient surtout affecter les résultats des essais sollicitant les interfaces en traction (essais de traction, essais de fatigue, essai TSRST). Le phénomène de désenrobage peut cependant aussi affecter les résultats d autres essais tels que par exemple l orniérage sous eau. Dans ce cas, les ornières observées peuvent résulter d une combinaison entre un phénomène de fluage et d un phénomène d arrachement dû au désenrobage. Ce qui va bien sûr perturber les corrélations avec une propriété de fluage du liant! C est par exemple ce qui a été observé lors de l étude de l ARBIT [22]. - Les interactions liant granulat. Selon la nature pétrographique et chimique du granulat, ainsi que du liant, des phénomènes d adsorption ou d absorption sélective de certaines fractions du liant peuvent avoir lieu. Ce qui va changer les propriétés du liant, aussi bien à l interface qu en volume. Les mêmes phénomènes peuvent bien sûr se produire en présence des liants modifiés qui, rappelons le, sont le plus souvent des milieux bi-phasiques. Le granulat (plus particulièrement le filler) peut alors déstabiliser le milieu. On peut également, comme cela a été mis en évidence par V. Wegan et B. Brûlé [90], avoir une affinité particulière entre le granulat et le polymère, ce qui modifie à la fois les propriétés d adhésivité et les propriétés rhéologiques du liant. La prise en compte de ces interactions peut s envisager à partir d essais sur les mastics (mélanges liant/filler), la caractérisation des mastics pouvant alors servir d étape intermédiaire entre le liant et l enrobé. Il va sans dire que les effets des interactions liant/granulat et du vieillissement peuvent avoir des effets cumulatifs! 30

33 CONCLUSION A la première lecture, cet état de l art concernant la recherche des relations entre les propriétés des liants et les caractéristiques des enrobés laissera sans doute le lecteur quelque peu perplexe. L importance des travaux consacrés à ce sujet, la variété et l importance des difficultés rencontrées semblent rendre la tâche quasi insurmontable. Et pourtant, tous ces travaux ont malgré tout fait avancer d une façon considérable, si ce n est spectaculaire, notre compréhension fondamentale du comportement des matériaux bitumineux. Il ne sera peut être pas toujours possible (et le plus probablement jamais) de trouver une méthode d essai susceptible de reproduire exactement le type de sollicitations que subit un liant vis-à-vis d un aspect donné de la performance. Ou alors ces essais seraient trop onéreux ou encore non applicables à tous les types de liants. Il faudra alors se rabattre sur des essais un peu moins représentatifs mais que l on pourra néanmoins corréler avec la performance étudiée. Où est le progrès? Il réside dans le fait que l amélioration de notre connaissance «intime» du matériau nous permettra de choisir ces essais à bon escient, de connaître leurs limites et de savoir exactement à quels types de liants nous pouvons (ou ne devons pas) les appliquer. Des progrès considérables ont également été accomplis en ce qui concerne la compréhension des limitations actuelles et des améliorations que nous pouvons apporter à nos moyens d essai actuels. Nous savons maintenant beaucoup mieux comment choisir les essais (par exemple des essais homogènes), aussi bien sur liants que sur enrobés, pour que le phénomène étudié soit le moins possible «biaisé» par des effets parasites. Nous savons également beaucoup mieux exploiter ces essais. Nul doute que cela devrait faciliter la mise en évidence des relations liant/enrobé tant cherchées! C est pourquoi la conclusion générale ne peut qu être positive. Les connaissances et les instruments sont là. Le véritable enjeu est maintenant de savoir les exploiter au mieux! - 31

34 REFERENCES Références générales : 0. Les Proceedings des conférences et séminaires suivants : - Eurobitume Workshop 99 on Performance Related Properties for Bituminous Binders - 1 st Eurasphalt & Eurobitume Congress, Strasbourg, nd Eurasphalt & Eurobitume Congress, Barcelona, th International RILEM Symposium «Perform. Testing and Evaluation of Bitum. Materials» - 3 rd Eurasphalt & Eurobitume Congress, Vienna, Francken L. Module complexe des mélanges bitumineux. Bull. Liaison Labo. P. et Ch., spécial V, décembre Uge P., Gest G., Gravois A., Bonnaure F. Nouvelle méthode de calcul du module complexe des mélanges bitumineux. Bull. Liaison Labo. P. et Ch., spécial V, décembre Des Croix P., Di Benedetto H. Binder-Mix Rheology : Limits of linear domain, non linear behaviour Eurasphalt & Eurobitume Congress, 1996, E&E Boussad N., Dony A. Polymer modified bitumen : relationships between binde and mix rheology Eurasphalt & Eurobitume Congress, 1996, E&E Francken L., Vanelstraete A. Modules complexes des liants et matériaux bitumineux : interprétation et évaluation Eurasphalt & Eurobitume Congress, 1996, E&E Olard F., Di Benedetto, H. General «2S2P1D» model and relation between the linear viscoelastic behaviour of bituminous binders and mixes Intern. Journal of Road Materials and Pavement Design, Volume 4-N 2/2003, pages 185 to Sayegh G. Variation des modules de quelques bitumes purs et enrobes bitumineux. Thèse de doctorat d ingénieur, Faculté des Sciences de l Université de Paris, juin Martin T., Des Croix P., Perez-Jimenez F.E., Miro R. Influence of thermal susceptibility of road bitumens on bituminous mix performance Eurasphalt & Eurobitume Congress, 1996, E&E Cavaliere M.G., Da Via P., Diani E. Dynamic-mechanical characterization of binder and asphalt concrete Eurasphalt & Eurobitume Congress, 1996, E&E Aussedat G. L essai de fluage dynamique dans la formulation des enrobés et le dimensionnement des chaussées Bull. Liaison Labo. P. et Ch., spécial V, décembre

35 11. Francken L. Permanent deformation law of bituminous road mixes in repeated triaxial compression Proc. of the 4 th Int. Conf. on the Struct. Design of Asphalt Pavements, Vol.1, p , Gerritsen A.H., Simoncelli J.P., Ferraro Maia A. Comportement à l orniérage des enrobes bitumineux. Influence de la susceptibilité thermique des bitumes. Etude conjointe LCPC/SHELL pour le compte de l USAP, Grimaux J.P., Hiernaux R. Utilisation de l orniéreur type LPC Bull. Liaison Labo. P. et Ch., spécial V, décembre Corte J.F., Brosseaud Y., Kerzreho J.P., Spernol A. Etude de l orniérage des couches de roulement au manège d essais du LCPC Bull. Liaison Labo. P. et Ch., N 217,sept.-oct Performance Related Properties for Bituminous Binders Eurobitume Workshop 99, Luxembourg 16. Christensen D.W., Anderson D.A. Interpretation of dynamic mechanical test data for paving grade asphalt cements Proc. AAPT 61, 1992 Bahia H. Proc. AAPT 62, 1993, discussion 17. Le Hir Y., Anderson D.A., Planche J.P., Martin D. Rheological characterization of bituminous binder to predict pavement rutting 6 th RILEM Symposium PTEBM 03, Zurich, 2003, p Phillips M.C., Robertus C. Binder rheology and asphaltic pavement permanent deformation : the zero-shear-viscosity Eurasphalt & Eurobitume Congress, 1996, E&E Claxton M., Lesage J., Planque L. When can bitumen rheological properties be used successfully to predict asphalt pavement performance? Eurasphalt & Eurobitume Congress, 1996, E&E Gershkoff D.R., Carswell J., Clifford Nicholls J., Mercer J. The influence of binder properties on the whell-tracking rate of hot rolled asphalt. Eurasphalt & Eurobitume Congress, Strasbourg, 1996, E&E Sybilski D. Zero-Shear Viscosity of Bituminous Binder and its Relation to Bituminous Mixtures Rutting Resistance. 75th TRB Annual Meeting, Guericke R., Hoeppel H.E. Results of ARBIT test programme 1998/99 involving 36 unmodified and modified bituminous binders on the German market - Presentation. Eurasphalt & Eurobitume Congress, 2000, Proc uk 23. Oliver J.W.H., Tredrea Relationships between asphalt rut resistance and binder rheological properties Proc. AAPT67, Boston,

36 24. Desmazes C., Lecomte M., Lesueur D., Phillips M. A protocol for reliable measurement of zero-shear viscosity in order to evaluate the anti-rutting performance of binders. Eurasphalt & Eurobitume Congress Barcelona, 2000, Proc uk 25. Binard C., Anderson D., Lapalu L., Planche J.P. Zero shear viscosity of modified and unmodified binders. Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper Bahia H.U., Hanson D.I., Zeng M., Zhai H., Khatri M.A. and R M Anderson (2001). Characterization of Modified Asphalt Binders in Superpave Mix Design. NCHRP Report 459. TRB, Washington. Available on the web site: Carswell C. Assessment of the pulse creep test to predict asphalt mixture rutting behaviour. Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper D Angelo J., Dongre R. Development of a performance based binder specification in the United States. Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper Di Benedetto H., De La Roche C., Baaj H., Pronk A., Lundström R. Fatigue of bituminous mixtures : different approaches and RILEM group contribution 6 th RILEM Symposium PTEBM 03, Zurich, 2003, p Pell P.S. Fatigue characteristics of Bitumen and Bituminous Mixes Proc. of the 1 st Int. Conf. on the Struct. Design of Asphalt Pavements, Ann Arbor, Pell P.S. Fatigue of Asphalt Mixes Proc. of the 2 nd Int. Conf. on the Struct. Design of Asphalt Pavements, Ann Arbor, Doan T.H. Les études de fatigue des enrobés bitumineux au LCPC Bull. Liaison Labo. P. et Ch., spécial V, décembre Soliman S., Doan T.H. Influence des parameters de formulation sur le module et la résistance à la fatigue des graves-bitume. Bull. Liaison Labo. P. et Ch., spécial V, décembre Verstraeten J. Loi de fatigue en flexion répétée des mélanges bitumineux Bull. Liaison Labo. P. et Ch., N 70, mars-avril Bonnaure F, Gravois A., Ugé J. A new method for predicting the fatigue life of bituminous mixes Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists (AAPT), Vol. 49, Moutier F. Etude statistique de l effet de la composition des enrobés bitumineux sur leur comportement en fatigue et leur module complexe. Bull. Liaison Labo. P. et Ch., N 172, mars-avril

37 37. Bahia H.U., Anderson D.A. Strategic Highways Research Program Binder Rheological Parameters : Background and Comparison with Conventional Properties TRB 1488, 1995, pp SHRP-A-398 Stage 1 validation of the relationship between asphalt properties and asphalt-aggregate mix performance Vanelstraete A., Francken L., Reynaert R. Influence of binder properties on the performance of asphalt mixes. Eurasphalt & Eurobitume Congress Strasbourg, 1996, E&E Hines M.L., De La Roche C., Chaverot P. Evaluation of fatigue behaviour of hot mix asphalt with the LCPC Nantes Test Track and SHRP testing tools. Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists (AAPT), Vol. 67, 1998, pp Chappat M. Elastomeric bitumens : Verification of Superpave Criteria In Situ Behaviour Eurobitume Workshop 99, Luxembourg, Paper Goodrich J. Asphalt and Polymer Modified Asphalt Properties Related to Asphalt Concrete Mixes. Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists (AAPT), Vol. 57, 1988, p Boussad N., Dony A. Polymer modified bitumen : relationships between binder and mix rheology Eurasphalt & Eurobitume Congress Strasbourg, 1996, E&E Bonnot J. Rapport du modérateur. Session 3 : thème interprétation. Premier atelier européen sur la rhéologie des liants bitumineux, Bruxelles, 1995, p Moutier F., Ramond G., Such C., Bonnot J. Influence of the nature of asphalt cements on the fatigue strength of asphalt-aggregate mixtures under imposed strain. Proceedings SHRP Sharing the benefits, London (1990) 46. Christensen D., Anderson D. Interpretation of dynamic mechanical test data for paving grade asphalt cements. Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists (AAPT), Vol. 61, 1992, pp Baaj H., Di Benedetto H., Chaverot P., Fatigue of mixes: an intrinsic damage approach 6 th RILEM Symposium PTEBM 03, Zurich, 2003, p Di Benedetto H., Neifar M., Experimental characterization and modelling of thermo-visco-plastic behaviour of bituminous mixtures. Workshop 2: modelling of flexible pavements, BCRA 6th Int. Conf, Lisbon, pp , Bodin D., de La Roche C., Piau J.M. and Pijaudier-Cabot J. Prediction of the intrinsic damage during bituminous mixes fatigue tests 6 th RILEM Symposium PTEBM 03, Zurich, 2003, p

38 50. Pronk A.C. Partial healing model - Curve fitting Report W-DWW , DWW, Delft, The Netherlands, Daniel, J. S., Kim, Y. R. Development of a Simplified Fatigue Test and Analysis Procedure Using a Viscoelastic, Continuum Damage Model Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists (AAPT), Vol. 71, Lundström, R., Isacsson, U. Asphalt Fatigue Modelling Using Viscoelastic Continuum Damage Theory Intern. Journal of Road Materials and Pavement Design, Volume 4-N 1/2003, pages 51 to Phillips M.C. Multi-Step Models for Fatigue and Healing, and Binder Properties Involved in Healing Eurobitume Workshop 99, Luxembourg, Paper Bahia, H., Zhai, H., Bonnetti, K. & Kose, S Non-linear Viscoelastic and Fatigue properties of bitumen, Journal of AAPT, Vol. 68 Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists (AAPT), Vol. 68, Soenen H., Eckmann B. Fatigue testing of bituminous binders with a dynamic shear rheometer Eurasphalt & Eurobitume Congress Barcelona, 2000, Proc uk 57. Anderson, D. A., Le Hir, M. Y., Marasteanu, M., Planche, J-P., Martin, D., & Gauthier, G. Evaluation of fatigue criteria for asphalt binder Transportation Research Record, 1766: pp , Planche, J-P., Anderson, D.A., Gauthier, G., Le Hir, Y. and Martin, D Evaluation of fatigue properties of bituminous binders, 6 th RILEM Symposium PTEBM 03, Zurich, 2003, p Lu X., Soenen H., Redelius P. Fatigue and healing characteristics of bitumens studied using dynamic shear rheometer 6 th RILEM Symposium PTEBM 03, Zurich, 2003, p Soenen H., De La Roche C., Redelius P. Predict mix fatigue tests from binder fatigue properties, measured with a DSR. Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper Gauthier G., Le Hir Y., Planche J.P. Fatigue of bituminous binders and mixes : analysis and correlations using a new, intrinsic approach Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper Maillard S., De La Roche C., Hammoum F., Gaillet L., Such C. Experimental investigation of fracture and healing of bitumen at pseudo-contact of two aggregates Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper Isacsson U., Vinson T.S., Zeng H., The influence of material factors on low temperature cracking of asphalt 5 th RILEM Symposium MTBM 97, Lyon, 1997, p

39 65. Arand W., Behaviour of asphalt aggregate mixes at low temperatures 4 th RILEM Symposium on "Mechanical Tests for Bituminous Mixes Characterisation, Design and Quality Control", Budapest 1990, p.68-84, 66. Vinson, T.S., Janoo, V.C., Haas, R.C.G. Summary Report on Low Temperature and Thermal Fatigue Cracking Strategic Highway Research Program, National Research Council. SHRP-A/IR , Olard F., Di Benedetto H., Mazé M., Triquigneaux J.P. Thermal cracking of bituminous mixtures : experimentation and modeling Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper Vinson Ted S., Kanerva H.K., Zeng H Low temperature cracking: field validation of the Thermal Stress Restrained Specimen Test (TSRST) Strategic Highway Research Program SHRP-A-401 contract A-033A, Washington DC American Association of State Highway and Transportation Officials (AASHTO), Standart test method for thermal stress restrained specimen tensile Strength AASHTO designation:tp10-93, first edition, may Soenen H., Vanelstraete A. Performance indicators for low temperature cracking 6 th RILEM Symposium PTEBM 03, Zurich, 2003, p.458, paper Deme I.J. Relation between Bitumen Properties and Cracking of Canadian Pavements at Low Temperatures Eurobitume Workshop 99, Luxembourg, Paper Andersen E.O. Validity of the Superpave BBR Specification Limits for Norwegian Conditions Eurobitume Workshop 99, Luxembourg, Paper King, G.N., King, H.W., Harders, O., Arand, W., Planche, J.P Influence of Asphalt Grade and Polymer Concentration on the Low Temperature Performance of Polymer Modified Asphalt Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, Volume 62, Chappat M. Elastomeric Bitumens : Verification of Superpave Criteria In Situ Behaviour Eurobitume Workshop 99, Luxembourg, Paper Lecomte M.J., Durand G., Robert M., Phillips M.C. Examination of the capability of Superpave tests to predict the low-temperature performance of polymermodified binders Eurasphalt & Eurobitume Congress Barcelona, 2000, Vol. 1, p. 424, Proc uk 76. Durand G., Ballie M., Poirier J.E., Robert M. Application of the new AASHTO MP1-A specification scheme to modified binders: low temperature performance of SBS Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper Kluttz, Dongré, R., Effect of SBS Polymer Modification on Low temperature Cracking of Asphalt Pavements Asphalt Science and Technology, Arthur M. Usmani, ed. Marcel Dekker, Inc. New-York,

40 78. R. Kluttz R., Dongré R., Evaluation critique des spécifications Superpave de rupture à basse temperature RGRA, Revue Générale des routes n 761, april Bouldin, M., Dongré, R., Rowe, G., Sharrock, M.J., Anderson, D. Predicting Thermal Cracking of Pavements from Binder Properties Theoretical Basis and Field Validation, Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, Volume 69, AASHTO. Provisional Standards MP1A Specification for Performance Graded Asphalt Binder TSAR (Thermal Stress Analysis Routine) Plus, Abatech Inc., Doylestown PA, Ho S., Zanzotto L. Low-temperature properties of asphalt binders studied by the direct tension test and the Superpave MP1A specification Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper Anderson D.A., Marasteanu M.O., Champion-Lapalu L., Le Hir Y., Martin D.,Planche J.P. Low-temperature thermal cracking of asphalt binders as ranked by strength and fracture properties Eurasphalt & Eurobitume Congress Barcelona, 2000, Vol. 1, p. 7, Proc uk 84. Lee, N. K., Morrison, G. R., Hesp, S. A. M. Low Temperature Fracture of Polyethylene-Modified Asphalt Binders and Asphalt Concrete Mixtures Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, Vol. 64, p.534, Champion-Lapalu, L., Planche, J. P., Martin, D., Anderson, D. A., Gerard, J. F., Low-Temperature Rheological and Fracture Properties of Polymer-Modified Bitumens Eurasphalt & Eurobitume Congress Barcelona, 2000, Vol. 1, p. 122, Proc uk 86. Olard F., Di Benedetto H., Eckmann B.,Vaniscote J.C. Failure behavior of bituminous binders and mixes at low temperatures Eurasphalt & Eurobitume Congress Vienna, 2004, Paper Sous groupe Spécifications des Bitumes purs» Pouvoir prédictif de l essai RTFOT 5 th Eurobitume Congress, Stockholm, 1993, Volume 1, pp Migliori F., Ramond G. et co-auteurs, Corrélations entre la fssuration par fatigue thermique des bétons bitumineux et les caractéristiques rhéologiques des liants. Eurobitume Workshop 99, Luxembourg, Paper Verhasselt A.F. Short- and Long- Term Ageing of Bituminous Binders Simulation with RCAT Method 6 th RILEM Symposium PTEBM 03, Zurich, 2003, paper Wegan V., Brûlé B. Direct observation of the structure of the polymer modified binder in asphalt mixtures Eurobitume Workshop 99, Luxembourg, Paper

41 FIGURES Chapitre II RESISTANCE A L ORNIERAGE

42 Figure 10 : Incidence du champ des contraintes appliquées sur le taux de fluage dynamique [10] Figure 11 : Incidence de la température et du type de bitume sur le taux de fluage dynamique [10]

43 Figure 12 : Incidence de la fréquence sur le taux de fluage dynamique [10] Figure 13 : Incidence des teneurs en fines et en bitume sur le taux de fluage dynamique [10]

44 Figure 14 : Courbe donnant le paramètre A/(σ1 σ3) de la loi de fluage du CRR en fonction du module de l enrobé [11]

45 Figure 15 : Influence de la teneur en bitume et d un sable éolien sur l orniérage (essais à l orniéreur) d un béton bitumineux [12] Figure 16 : Influence de la susceptibilité thermique du bitume (IP Pfeiffer) sur l orniérage (essais au manège) sur deux formulations de béton bitumineux [13]

46 Plain bitumen 50/70 Multiphalte 60/80 EME 10/20 + BBTM PmB SBS mm % rut Figure 17-a : Essais d orniérage au manège LCPC (1992) [14] ,9 2,1 2,1 2,3 2,3 2,3 Plain bitumen 50/70 Multiphalte 35/50 EME 10/20 + BBTM PmB EVA Figure 17-b : Essais d orniérage au manège LCPC (1993) [14] /70 SBS Rut depth (%) 10 multigrade 50/70 bitume dur 10/20 EVA waste PE Number of cycles Figure 17-c : Essais d orniérage au manège LCPC (1994) [14]

47 Figure 18-a : Relation entre la vitesse d orniérage et la température Bille & Anneau [19] Figure 18-b : Relation entre la vitesse d orniérage et la viscosité à 60 C [19] Figure 18-c : Relation entre la vitesse d orniérage et la complaisance non recouvrable [19] Figure 18-d : Relation entre la vitesse d orniérage et G*/sinδ [19]

48 Figure 19-a : Relation entre la vitesse d orniérage et G*/sinδ déterminé à 10 rd/s [20] Figure 19-b : Relation entre la vitesse d orniérage et G* déterminé à 0,01 rd/s [20]

49 Figure 20 : Relation entre la vitesse d orniérage et la viscosité à taux de cisaillement nul. Essais au manège (bitumes purs et modifiés). [18] Figure 21 : Relation entre le taux de fluage et la viscosité à taux de cisaillement nul. Essais de fluage dynamique (bitumes purs et modifiés). [18]

50 Figure 22 : Relation entre la vitesse d orniérage et G*/sinδ (bitumes purs/bitumes modifiés) [23] Figure 23 : Corrélations obtenues dans le cadre de l étude ARBIT portant sur les bitumes purs et modifiés du marché allemand [22]

51 Figure 24 : Essai de fluage répété pour divers bitumes purs, spéciaux et modifiés [25]

52 Figure 25 : Evolution de l orniérage avec la température dans l essai APA [28] Figure 26 : Evolution de l orniérage avec la température dans l essai HWT [28]

53 Figure 27 : Evolution comparée des critères η (viscosité à basses fréquence) et de la déformation cumulée (essai de fluage répété) en fonction de la température [28]

54 FIGURES Chapitre III RESISTANCE A LA FATIGUE

55 Figure 1 : Les divers types d essais de fatigue sur enrobés [29]

56 Figure 29 : Les deux principaux modes de sollicitation : contrainte ou déformation imposée Figure 30 : Incidence sur la durée de vie

57 Figure 31 : Essais à contrainte imposée. Obtention d une courbe de fatigue intrinsèque en reportant les durées de vie en fonction de la déformation initiale [32]

58 Figure 32 : Abaque SHELL permettant de calculer la durée de vie de l enrobé en fonction de la teneur volumique en bitume, de l indice de pénétrabilité du bitume, du module de l enrobé et de la déformation initiale. [35]

59 Figure 33-a : Relation entre la durée de vie (essais à déformation imposée) et G*sinδ [19] P ε 6 = a + b * Figure 33-b : Modélisation par une fonction * (1 + G sin δ ) [19]

60 0/6 disc. 2/4 Chailloué 0/10 disc. 4/6 St-Varent Figure 34 : Relation entre la pente de la droite de fatigue et l ordonnée à l origine [43] Figure 35 : Relation entre la pente de droite de fatigue et une expression basée sur tanδ [43] Figure 36 : Evolution du module et de l énergie dissipée lors d un essai de fatigue [29]

61 Figure 37 : Essais de fatigue sur liants. Relation ε 6 liant / ε 6 enrobé : essais à G* = cte = 30 MPa [60] Phase 2 Phase 1 Phase 3 Figure 38 : Comparaison de la 1 ère série d essais (phase1) à des essais effectués à T= cte = 15 C ( G* > 70 MPa) ainsi qu à des essais effectués sur une plage de températures allant de la phase 1 à la phase 2 [60]

62 Figure 39 : Les différents phénomènes pouvant se produire lors d un essai de fatigue au DSR [60]

63 Figure 40-a : Essais de fatigue sur bitumes purs (B) et modifiés (M) [61] Figure 40-b : Essais de fatigue sur les enrobés correspondants (critère a F0 ) [61]

64 Figure 41 : Corrélations entre le critère ε 6 des liants et les critères ε 6 et a F0 de l enrobé [61] Figure 42 : Evolution du module lors d un essai de fatigue sur liant [61] Figure 43 : Essai de fatigue par «fracture locale» [62]

65 FIGURES Chapitre IV FISSURATION A BASSE TEMPERATURE

66 Figure 44-a : Evolution des contraintes lors d un essai de retrait empêché (TSRST) [19] Figure 44-b : Résultats expérimentaux. La température de rupture TSRST se situe à l intersection de la courbe d évolution de la contrainte avec la courbe donnant les contraintes maximales dans des essais de traction directe à différentes températures [67]

67 Figure 45-a : Relation entre la température de rupture TSRST et la température de fragilité Fraass [19] Figure 45-b : Relation entre la température de rupture TSRST et la pénétrabilité à 5 C [19] Figure 46 : Relation entre la température de rupture TSRST et la température de fragilité Fraass [70]

68 Figure 47 : Fissuration observée in-situ en fonction de la différence entre la température minimale de surface et la température limite LST ou LmT. Canada [71] Figure 48 : Critères BBR (S et m) mesurés à la température critique de chaussée +10 C sur des liants extraits. Les sections ayant fissuré sont représentées par les carrés pleins. Norvège [72]

69 Figure 49 : Relation entre la température de rupture TSRST, la température de fragilité Fraass et les critères BBR. Bitumes purs et modifiés du marché allemand [22] Figure 50 : Relation entre la température de rupture TSRST et les critères BBR (HLT). Bitumes purs et modifiés [70] Figure 51 : Relation entre la température de rupture TSRST et la température donnant S = 200 MPa dans l essai BBR (HLT). Bitumes purs et modifiés à différentes teneurs en polymère [73]

70 Figure 52 : Critères BBR mesurés, avant et après vieillissement RTFOT+PAV sur des bitumes modifiés à des teneurs croissantes en élastomère SBS [75] Figure 53 : Températures de rupture à 1% d allongement (essai DTT) mesurées, avant et après vieillissement RTFOT+PAV sur les mêmes bitumes modifiés à des teneurs croissantes en élastomère SBS [75]

71 Figure 54 : Principe de détermination de la température critique de fissuration T SAR [76] Figure 55 : Essai de propagation de fissure. Calcul du facteur «intensité de contrainte» K IC

72 Crack deflection Main Fracture Mechanisms Crack front bridging Crack deviate from one particle to the next Crack propagate through polymer-rich nodules which are stretched Particles are pulled-out The interfacial adhesion between the phases is high Low Low K IC K IC High K IC Polymer-rich nodules Figure 56 : Mécanismes de propagation de la fissuration au sein d un bitume polymère d après [85]

73 Figure 57 : Relation entre le facteur d intensité de contrainte K IC et les contraintes ou déformations à la rupture dans l essai de traction [83] Figure 58 : Relation entre les facteurs intensité de contrainte K IC ou énergie de fracture G IC et les caractéristiques : - Température Bille & Anneau, point de Fraass - Température de transition ductile/fragile ( T dbd ) et température de rupture à 1% d allongement ( T ε=1% ) dans un essai de traction sur le liant (DTT) - Température de transition ductile/fragile ( T bmd (300) et T bmd (45000) ) dans un essai de traction sur l enrobé à différentes vitesses d étirement - Température de rupture dans l essai TSRST. [86]

74 FIGURES Chapitre I MODULE DE RIGIDITE

75 Figure 1 : Abaque de détermination du module de rigidité des enrobés selon [1] Figure 2 : Abaque de détermination du module de rigidité et de l angle de phase des enrobés selon [2]

76 Figure 3 : Relation entre les coefficients de translation (α T ) des liants et des enrobés (bitumes purs) [3] Figure 4 : Relation entre les modules de rigidité des liants et des enrobés (bitumes purs) [3]

77 Figure 5 : Relation entre les modules de rigidité des liants et des enrobés (bitumes modifiés) [4]

78 Figure 6 : Vérification de l abaque donnant le module de l enrobé en fonction du module du liant dans le cas de bitumes modifiés [5] Figure 7 : Relation entre les angles de phase des liants et des enrobés [5]

79 Figure 8-a : Relation entre les courbes maîtresses des liants et des enrobés [8] Figure 8-b : Relation entre les courbes de Black des liants et des enrobés [8]

80 Figure 9-a : Relation entre les modules des liants et des enrobés en fonction de la température et de la fréquence [9] Figure 9-b : Relation entre les angles de phase des liants et des enrobés en fonction de la température et de la fréquence [9]