Optimización de la adhesividad y la adherencia en mezclas bituminosas en función de ... · 2015-09-17 · propios áridos que integran la mezcla, procedentes de yacimientos de origen

P L A T A F O R M A T E C N O L Ó G I C A E S P A Ñ O L A D E L A C A R R E T E R A ( P T C )

Optimización de la adhesividad y la adherencia en mezclas bituminosas en función de la naturaleza del filler y la

dotación de riego utilizadaAutores:

D. Movilla Quesada, A. C. Raposeiras, D. Castro FresnoM. A. Calzada Pérez, A. Vega Zamanillo

GITECO - Universidad de Cantabria

Nº 01 / 2014Cuadernos Tecnológicos de la PTC

© Plataforma Tecnológica Española de la Carretera (PTC). Goya, 23 - 3º, 28001 Madrid.Reservados todos los derechos. ISBN: 978-84-697-2151-3.

3

La Plataforma Tecnológica Española de la Carretera (PTC) es el foro de encuentro apoyado por el Ministerio de Economía y Competitividad para todos los agentes del sistema ciencia-tecnología-empresa con un papel relevante en el fomento del empleo, la competitividad y el crecimiento en el sector de las infraestructuras viarias en España.

Desde su presentación en sociedad en febrero de 2010, la PTC trabaja como una plataforma transversal que fomenta el intercambio fluido de información y las discusiones a nivel tecnológico entre los agentes privados y públicos del sector, con el objeto de contribuir a que España se convierta en el referente mundial en materia de tecnologías asociadas a la carretera.

La colección de publicaciones “Cuadernos Tecnológicos de la PTC” surge de los convenios de colaboración que la Plataforma mantiene con un importante número de instituciones académicas activas en la I+D+i en materia de infraestructuras viarias. Cada Cuaderno se incardina dentro de alguna o varias de las temáticas y sub-temáticas de la vigente Agenda Estratégica de Investigación de la Carretera en España (2011-2025).

LA COLECCIÓN “CUADERNOS TECNOLÓGICOS DE LA PTC”

Colección de Cuadernos Tecnológicos de la PTC

Año 2013

01/2013: Técnicas avanzadas de fusión de información de fuentes heterogéneas para la extracción de información de movilidad en carreteras

02/2013: Software para la explotación de datos LiDAR en carreteras

03/2013: Desarrollo de una metodología de análisis del coste de ciclo de vida

04/2013: Carga tarifaria y fiscal del transporte por carretera: un análisis comparado entre E.E.U.U. y Europa

05/2013: Captación de energía en carretera: colectores solares asfálticos

06/2013: Nuevo proceso de diseño geométrico para unas carreteras convencionales más seguras

07/2013: Informe del estado del arte sobre el factor humano en la conducción

08/2013: Optimización del uso de las carreteras existentes

09/2013: Diseño de estación de carga para vehículos eléctricos mediante energías renovables

Año 2012

01/2012: Análisis del Megatruck en España

02/2012: Conceptualización del transporte sostenible desde el comportamiento prosocial

03/2012: Consideraciones para la modificación de los límites de la velocidad en base a la accidentalidad

04/2012: Extrapolación de materiales viarios

05/2012: Gestión de la mejora de la movilidad

06/2012: Influencia de la meteorología adversa sobre las condiciones operacionales del tráfico y recomendaciones para la localización de sensores de variables atmosféricas

07/2012: Membranas flexibles ancladas al terreno para la estabilización de taludes en carreteras

08/2012: Priorización de actuaciones sobre accidentes de tráfico mediante reglas de decisión

09/2012: Sistemas lidar móvil para el inventario geométrico de carreteras

5

Año 2011

01/2011: Los retos de “Sistemas de adquisición de información de tráfico: estado actual y futuro”

02/2011: Los retos de “Firmes Permeables”

03/2011: Los retos del “Sistema fotogramétrico para la medición remota de estructuras en programas de inspección de puentes”

04/2011: Los retos de “Pago por uso de las infraestructuras viarias: Estudio de los accesos a Madrid”

05/2011: Los retos del “Sistema eCall: Situación actual y estándares”

06/2011: Los retos de “La velocidad de operación y su aplicación en el análisis de la consistencia de carreteras para la mejora de la seguridad vial”

07/2011: Los retos de “Desarrollo de una metodología de análisis de ciclo de vida integral específica para carreteras”

08/2011: Los retos de “Control pasivo de velocidad: intervención en tramos de acceso a entornos urbanos”

Para cualquier información adicional, contacte con [email protected] o visite www.ptcarretera.es

Cuaderno Tecnológico de la PTC Nº 01/2014

Autores: D. Movilla Quesada, A. C. Raposeiras, D. Castro Fresno

M. A. Calzada Pérez, A. Vega ZamanilloGITECO - Universidad de Cantabria

Optimización de la adhesividad y la adherencia en mezclas bituminosas en función de la naturaleza del filler y la dotación de riego utilizada

En colaboración con:

Agenda Estratégica de Investigación de la Carretera en España

(2011-2025)

Temáticas: Sub-temáticas:

MaterialesNuevas tecnologías para materiales y técnicas constructivas más seguras,

eficientes y sostenibles

Resumen

Muchos de los deterioros que surgen en las carreteras están causados por una mala dosificación, por falta de calidad de los materiales utilizados y por una inadecuada puesta en obra. Dos aspectos importantes que influyen en gran medida en el comportamiento mecánico y durabilidad de una mezcla bituminosa son la calidad del polvo mineral y la adherencia entre capas. Para mejorar la adhesividad se ha reemplazado el filler natural por otros de aportación compuestos por cal y carbonato cálcico.

Por otra parte una buena adherencia entre capas logra que el conjunto de las mezclas se comporten como un bloque homogéneo, lo que permite aumentar su durabilidad. Para ello, se ha determinado la dotación idónea del riego de adherencia teniendo en cuenta el tipo de mezcla a emplear y de la macro-textura que presenta la superficie de apoyo.

También además de conseguir en laboratorio la dosificación idónea del riego, es necesario comprobar que en obra se han cumplen estas recomendaciones . Para ello se ha diseñado un instrumento con el que se puede comprobar in situ si la dotación aplicada es la correcta.

Índice

1. Estudio de la adhesividad en el mástico bituminoso......................................... 13

1.1. Antecedentes �� 13

1.2. Filleres de aportación. Aplicaciones. �� 13

1.3. Metodología �� 17

1.3.1. Caracterización específica de mezclas bituminosas con cal y otros

fílleres como filler de aportación �� 17

1.3.1.1. Caracterización del filler �� 17

1.3.1.2. Mezclas bituminosas �� 19

1.3.1.3. Densidad de los áridos en parafina �� 19

1.3.1.4. Proceso de fabricación de mezclas bituminosas �� 20

1.3.1.5. Método UCL �� 23

1.3.1.6. Determinación de la cantidad de filler ideal a partir del

método UCL �� 26

1.3.2. Ensayo de Sensibilidad al agua �� 28

1.3.3. Ensayo de inmersión-compresión �� 29

2. Optimización de la adherencia en pavimentos bituminosos..............................33

2.1. Antecedentes �� 33

2.1.1. Riegos de adherencia �� 33

2.1.2. Defectos en firmes causados por fallos de adherencia �� 33

9

2.1.2.1. Fallos causados por falta de adherencia entre capas �� 34

2.1.3. Control de la cantidad de ligante aplicado en obra �� 36

2.1.4. Investigaciones sobre riegos de adherencia �� 38

2.1.4.1. Dosificación del riego de adherencia �� 39

2.1.4.2. Tiempo de rotura de la emulsión �� 40

2.1.4.3. Acabado superficial�� 40

2.1.5. Medición del acabado superficial de las capas bituminosas �� 41

2.2. Desarrollo de los ensayos �� 44

2.2.1. Estudio sobre la dotación optima de ligante e influencia de la macro-

textura �� 44

2.2.2. Control de la dotación de ligante aplicada en obra �� 45

2.2.3. Fabricación de probetas de ensayo de corte �� 46

2.2.3.1. Proceso de fabricación �� 46

2.2.3.2. Proceso de compactación �� 46

2.2.3.3. Fabricación de la capa inferior y superior �� 47

2.2.3.4. Serrado e impermeabilizado de probetas �� 47

2.2.4. Análisis de la macro-textura superficial �� 48

2.2.4.1. Caracterización de materiales �� 48

2.2.4.2. Realización del ensayo �� 50

2.2.5. Realización del ensayo de absorción de ligante �� 52

2.2.5.1. Instrumentación utilizada �� 52

2.2.5.2. Procedimiento de ensayo �� 53

2.3. Resultados �� 55

2.3.1. Ensayos de corte �� 55

2.3.2. Ensayos de absorción �� 59

3. Conclusiones........................................................................................................65

4. Referencias..........................................................................................................67

5. Agradecimientos..................................................................................................75

11

13

1.1. Antecedentes

El filler tiene un papel fundamental en el comportamiento de las mezclas bituminosas debido a su elevada superficie específica y al aumento de la cohesión y adherencia que aporta al resto de áridos y ligante. El objetivo de este polvo mineral es rellenar los huecos del esqueleto de los áridos gruesos y finos, impermeabilizar y densificar el esqueleto y densificar la mezcla bituminosa [26].

Es importante que el material de “relleno” no sea plástico, ya que su naturaleza, finura, actividad, y proporción, marcarán muchas de las características que tenga la mezcla bituminosa una vez aplicada en obra. Este material puede proceder de la trituración de los propios áridos que integran la mezcla, procedentes de yacimientos de origen fluvial, y/o canteras. Los áridos procedentes de yacimientos pueden utilizarse tal y como se extraen (áridos rodados), mientras que los procedentes de canteras son áridos sometidos a un proceso total o parcial de machaqueo [18].

Sin embargo, también existen “fílleres de aportación”, procedentes de procesos industriales y utilizados por la escasez de recursos naturales o por otro tipo de razones especiales (Figura 1).

Algunos de estos filleres de aportación usados hoy en día son las cales, cemento, cenizas volantes, polvo de neumático fuera de uso (NFUs), escorias de acero, residuos de plástico, residuos de construcción y demolición (RCDs), etc. [57].

1.2. Filleres de aportación. Aplicaciones.

El concepto de filler se conoce desde hace más de 50 años en carreteras y es durante los últimos 20 años cuando ha experimentado un mayor desarrollo. A finales del siglo XIX la compañía National Vulcanite utilizó una mezcla asfáltica denominada “vulcanita” la cual contenía un 0,3 % de cal en las ciudades de Washington D.C. y Buffalo. Posteriormente, a principios del siglo XX Richardson menciona la utilización de cal apagada en Inglaterra [33].

1. Estudio de la adhesividad en el mástico bituminoso

14

Cuaderno Tecnológico de la PTC Nº 01/ 2014

Décadas más tarde, los científicos Duriez y Arrambide recomendaban en Francia la utilización de cal en las mezclas para mejorar la adhesividad entre el betún y los áridos. De esta forma, fueron ellos los que recomendaron el uso de este material en las pistas de aterrizaje en Inglaterra, Francia y Alemania. Además, según dichos autores cuanto mayor era la superficie específica del material, mayor era su carácter activo en la modificación de las características de los pavimentos bituminosos [33].

En 1965 el ingeniero de caminos Fernández del Campo explicaba como en Francia se utilizaban cal, cemento y cenizas volantes como filler en la construcción de pavimentos flexibles. Una de las construcciones que señala es la Autopista del Sur en las proximidades del Valle de L’Ecole en la que se utilizaron este tipo de materiales para su pavimentación [20].

Pero no fue hasta la década de los 70 cuando se produjo un gran interés por la utilización de la cal en mezclas bituminosas en EEUU. En parte, este interés fue debido a la disminución en la calidad del asfalto por la enorme crisis del petróleo de 1973. La humedad y las heladas eran los problemas principales de los daños que se producían en las carreteras, por lo que tuvieron que buscar una solución que no fuese muy cara para acabar con estos inconvenientes. La Asociación Nacional de la Cal presentó en el año 2003 numerosas obras ejecutadas con cal en los EEUU concluyendo con que las propiedades de la cal son beneficiosas a largo plazo para las mezclas bituminosas [2, 3].

El uso de la cal como filler de aportación en mezclas bituminosas en Europa es escaso en comparación con EEUU. Algunos países como Holanda, Austria o Alemania poseen carreteras con mezclas que han sido elaboradas con cal en su composición y que están

Figura 1. Fílleres de aportación (cal y cemento)

1. ESTUDIO DE LA ADHESIVIDAD EN EL MÁSTICO BITUMINOSO

1.1. Antecedentes El filler tiene un papel fundamental en el comportamiento de las mezclas bituminosas debido a su elevada superficie específica y al aumento de la cohesión y adherencia que aporta al resto de áridos y ligante. El objetivo de este polvo mineral es rellenar los huecos del esqueleto de los áridos gruesos y finos, e impermeabilizar y densificar el esqueleto [26]. Es importante que el material de “relleno” no sea plástico, ya que su naturaleza, finura, actividad, y proporción, marcarán muchas de las características que tenga la mezcla bituminosa una vez aplicada en obra. Este material puede proceder de la trituración de los propios áridos que integran la mezcla, procedentes de yacimientos de origen fluvial, y/o canteras. Los áridos procedentes de yacimientos pueden utilizarse tal y como se extraen (áridos rodados), mientras que los procedentes de canteras son áridos sometidos a un proceso total o parcial de machaqueo [18].

Sin embargo, también existen “fílleres de aportación”, procedentes de procesos industriales y utilizados por la escasez de recursos naturales o por otro tipo de razones especiales (Figura 1).

Figura1. Fílleres de aportación (cal y cemento) Algunos de estos fílleres de aportación usados hoy en día son las cales, cemento, cenizas volantes, polvo de neumático fuera de uso (NFUs), escorias de acero, residuos de plástico, residuos de construcción y demolición (RCDs), etc. [57].

1.2. Fílleres de aportación. Aplicaciones. El concepto de filler se conoce desde hace más de 50 años en carreteras y es durante los últimos 20 años cuando ha experimentado un mayor desarrollo. A finales del siglo XIX la compañía National Vulcanite utilizó una mezcla asfáltica denominada “vulcanita” la cual contenía un 0,3 % de cal en las ciudades de Washington D.C. y Buffalo. Posteriormente, a principios del siglo XX Richardson menciona la utilización de cal apagada en Inglaterra [33]. Décadas más tarde, los científicos Duriez y Arrambide recomendaban en Francia la utilización de cal en las mezclas para mejorar la adhesividad entre el betún y los áridos.

15


demostrando buenas prestaciones mecánicas y resultados satisfactorios a lo largo de sus ciclos de vida [40].

Una de las primeras aplicaciones de cal en mezclas bituminosas se produjo en Francia en 1984, concretamente en la Autopista A1 (París-Lille). Esta carretera forma parte de la red SANEF, una de las más concurridas en Francia transitada aproximadamente por 35.000 vehículos al día, con un 27% de camiones pesados. SANEF observó que la cal modificaba las mezclas bituminosas mejorando su resistencia entre un 20-25%. Posteriormente, se hicieron estudios en centros ubicados en los Países Bajos sobre mezclas porosas con cal, las cuales incrementaban la resistencia de la mezcla hasta en un 40%. Hoy en día, estas mezclas cubren el 70% de las carreteras del País [34].

La experiencia en el país danés también fue satisfactoria, aumentando la durabilidad de las carreteras en un 20%.

Sin embargo, en España se restringe el uso de la cal a circuitos de la Fórmula 1 como Valencia o Alcañiz, pero aún no se ha dado el caso de utilizarlo en autovías teniendo preferencia por el cemento [22].

En 1984, el Instituto Tecnológico de Warangai (India) presenta un estudio sobre la reducción del betún en las mezclas bituminosas utilizando cal como filler. En este caso la cal es elegida por su afinidad con el betún y su finura, además de por su bajo coste y su abundancia en el país. Los resultados obtenidos en este estudio fueron de gran impacto en el sector de la ingeniería civil ya que demostraban que el aporte de este material podía economizar sustancialmente la fabricación de las mezclas bituminosas. Más tarde, el investigador Esa Maninen (1986) realizó un estudio comparativo entre el uso de la cal y la escoria de acero en las temporadas de otoño y verano con dos betunes de procedencia distinta. Los resultados demostraron que el uso de estos materiales como filler disminuía el desgaste de las mezclas hasta en un 30% [32].

En el año 2007, la Universidad Politécnica de Cataluña en asociación con la Universidad de la Plata (Argentina) presentó una serie de resultados ligados al método funcional denominado “Universal de Caracterización de Ligantes” más conocido como Método UCL, en los cuales se demostraba que si la proporción en volumen del filler no excedía de la relación concentración volumétrica / concentración crítica (Cv/Cc), se obtendría una buena resistencia al envejecimiento. A partir del desarrollo de este método, se han ido variando las clases de filler y/o polvo mineral utilizadas, como por ejemplo la utilización de polvo de neumático en mezclas bituminosas, desarrollado por la Universidad de Cataluña, en el cual los resultados demuestran como este tipo de filler disminuye la compactabilidad de la mezcla y a su vez es el causante de que se produzcan mayores pérdidas en el ensayo cántabro [7].

16


En el año 2009 la empresa del Grupo CALIDRA suministró a la empresa PRODECON 1.200 toneladas de cal para construir 22 km de carretera con dos vías en sentido contrario de dos carriles cada una. Esta carretera estaba ubicada en el Departamento de Comayagua (Honduras) y se utilizó 1% de cal por cada tonelada de asfalto. [49]

Método UCL

El método UCL® o “Método Universal de Caracterización de Ligantes” está basado en el estudio del desgaste que se produce en una mezcla bituminosa cuando es sometida a variaciones de temperatura, presencia de agua y envejecimiento del betún. El método analiza el comportamiento del betún y del filler con la mezcla a partir del desgaste obtenido mediante el ensayo cántabro, evaluando de forma indirecta otras propiedades como adhesividad, susceptibilidad térmica y envejecimiento [48].

Este método fue desarrollado por el Departamento de Infraestructura del Transporte de la Universidad Politécnica de Cataluña. Sin embargo, este método se centró en el estudio del comportamiento del ligante sin tener en cuenta propiedades como viscosidad, composición y consistencia, y atendiendo a otras propiedades funcionales como cohesión, adhesividad, susceptibilidad térmica y durabilidad [58].

Para el estudio y análisis de estas propiedades funcionales del ligante, el método se basó en el ensayo cántabro. Este ensayo determina el grado de cohesión de la mezcla bituminosa a partir del efecto de la abrasión y además evalúa el efecto de la temperatura, la acción del agua y el envejecimiento [37].

A diferencia de los estudios realizados anteriormente por otros departamentos, el trabajo realizado en una de las publicaciones de esta tesis se centra en la utilización del método UCL® basado en el ensayo cántabro para el estudio del comportamiento del filler en el mástico bituminoso y no del ligante. Al realizar la mezcla betún/filler se produce un aumento del poder aglomerante y de la viscosidad, pero no siempre de la mejor forma posible. [50, 51, 52].

17


1.3. Metodología

1.3.1. Caracterizaciónespecíficademezclasbituminosasconcalyotrosfíllerescomofillerdeaportación

Mediante la presente investigación se pretende elaborar una mezcla bituminosa de resistencias y propiedades similares o mejores que las convencionales empleadas en capas de rodadura, analizando la adhesividad existente entre árido-betún para paliar este problema

1.3.1.1.Caracterizacióndelfiller

Los fílleres utilizados en esta investigación han sido: un hidróxido cálcico C90-S, un carbonato cálcico de cantera y un cemento de tipo CEM II/A-L 32.5R especificados según la norma UNE-EN 197-1 (2011).

Se han obtenido las densidades aparentes y pesos específicos de los fílleres por medio del ensayo en tolueno acorde a la norma vigente NLT 176/92 (1992). Por ello, los valores de las densidades aparentes en tolueno de los tres tipos de filler deberán estar en un rango de valores entre 0,5-0,8 g/cm3, ya que dichos valores corresponden a una actividad media adecuada para su utilización en mezclas bituminosas. En este caso, el hidróxido y el carbonato cálcico están fuera del rango ya que presentan un menor peso específico que el cemento y una mayor finura, lo que origina su carácter hidrofílico. No obstante, al tratarse de minerales de aportación artificiales, estos resultados no presentarán ningún tipo de problema para poder continuar con la caracterización de los mismos.

Para calcular el peso específico de cada filler, se utilizó el procedimiento acorde a la norma argentina IRAM 1542/92 (1992).

• Porosidad del filler compactado en seco

Para realizar el cálculo de la porosidad del filler compactado en seco (UNE-EN 1097-4 (2009)) se calcula previamente la densidad del filler acorde con la norma UNE EN 1097-3 (1999).

El procedimiento es repetitivo ya que hay que realizar un mínimo de 100 golpes. En primer lugar se coloca el papel de filtro en el interior del aparato ajustando a la altura cero el cilindro. Una vez pesado el émbolo con el papel de filtro se anota la masa inicial como M0 y se retira el papel. Se colocan aproximadamente 10 ± 1 gr de filler dentro del cilindro del bloque de compactación y se extiende de manera uniforme. Se coloca el papel de filtro

18


encima y se coloca el émbolo en el cilindro presionándolo suavemente para compactar el filler. Se eleva el émbolo hasta su tope máximo y se deja caer libremente hacia la base repitiendo este procedimiento hasta 100 veces a intervalos de 1 segundo (Figura 2).

Los valores de la porosidad del filler se calculan a partir de la siguiente expresión:

Donde:

- V: Porosidad, (%).

- m2: Masa de la carga compactada, (g).

- α: Diámetro interno del cilindro del bloque de compactación, (mm).

- ρf: Densidad real del filler, (g/m3)

- h: Altura del filler comprimido, (mm).

M0 y se retira el papel. Se colocan aproximadamente 10 ± 1 gr de filler dentro del cilindro del bloque de compactación y se extiende de manera uniforme. Se coloca el papel de filtro encima y se coloca el émbolo en el cilindro presionándolo suavemente para compactar el filler. Se eleva el émbolo hasta su tope máximo y se deja caer libremente hacia la base repitiendo este procedimiento hasta 100 veces a intervalos de 1 segundo (Figura 2).

Figura 2. a) Máquina para medir la porosidad del filler. b) Introducción del filler en la máquina. c) Medición por golpeo de la porosidad del filler Los valores de la porosidad del filler se calculan a partir de la siguiente expresión: Dónde:

- V: Porosidad, (%). - m2: Masa de la carga compactada, (gr). - α: Diámetro interno del cilindro del bloque de compactación, (mm). - ρf: Densidad real del filler, (gr/m3) - h: Altura del filler comprimido, (mm).

1.3.1.2. Mezclas bituminosas Las mezclas bituminosas estudiadas son del tipo AC16S con árido ofítico y con un porcentaje de huecos que depende del filler utilizado. Según la normativa el volumen de huecos para capas de rodadura debe estar comprendido entre 4 y 6%, aunque ha de tenerse en cuenta que la fabricación de la probeta Marshall para el ensayo cántabro y que se ha compactado a 50 golpes por cara. Además, se ha utilizado un 4,5% de betún B60/70 sobre mezcla y es caracterizado por las propiedades recogidas en la Tabla 1.

Resultado Características Unidad Método AC16S

Penetración Mm/10 EN104281-5 65 P. Reblandecimiento °C EN104281-3 49.9

Densidad Relativa g/cm3 EN104281-2 1,035 P. Fragilidad Fraas °C NLT182 -8

Tabla 1. Características del ligante bituminoso

Figura 2. a) Máquina para medir la porosidad del filler. b) Introducción del filler en la máquina. c) Medición por golpeo de la porosidad del filler

del bloque de compactación y se extiende de manera uniforme. Se coloca el papel de filtro encima y se coloca el émbolo en el cilindro presionándolo suavemente para compactar el filler. Se eleva el émbolo hasta su tope máximo y se deja caer libremente hacia la base repitiendo este procedimiento hasta 100 veces a intervalos de 1 segundo (Figura 2).

Figura 2. a) Máquina para medir la porosidad del filler. b) Introducción del filler en la máquina. c) Medición por golpeo de la porosidad del filler Los valores de la porosidad del filler se calculan a partir de la siguiente expresión:

V = - m

f 100 [1]

Dónde:

- V: Porosidad, (%). - m2: Masa de la carga compactada, (gr). - α: Diámetro interno del cilindro del bloque de compactación, (mm). - f: Densidad real del filler, (gr/m3) - h: Altura del filler comprimido, (mm).



Penetración Mm/10 EN104281-5 65 P. Reblandecimiento °C EN104281-3 49.9 Densidad Relativa g/cm3 EN104281-2 1,035 P. Fragilidad Fraas °C NLT182 -8

Tabla 1. Características del ligante bituminoso

19


1.3.1.2.Mezclasbituminosas

Las mezclas bituminosas estudiadas son del tipo AC16S con árido ofítico y con un porcentaje de huecos que depende del filler utilizado. Según la normativa el volumen de huecos para capas de rodadura debe estar comprendido entre 4 y 6%, aunque ha de tenerse en cuenta que la fabricación de la probeta Marshall para el ensayo cántabro y que se ha compactado a 50 golpes por cara. Además, se ha utilizado un 4,5% de betún B60/70 sobre mezcla y es caracterizado por las propiedades recogidas en la Tabla 1.

Al ser un proceso experimental comparativo entre el mismo tipo de probetas compactadas, se ha optado por el estudio en el peor caso de compactación en obra.

1.3.1.3.Densidaddelosáridosenparafina

Este ensayo consiste en calcular la densidad relativa de los áridos gruesos, finos y del filler utilizando como medio de inmersión agua destilada a partir de un picnómetro con características especiales (NLT 167 (1974)).

Se secan 600 gramos de material en estufa a una temperatura aproximada a 110ºC. Posteriormente se rellena el picnómetro hasta su enrase sin dejar burbujas de aire ocluidas introduciéndolo en un baño a 25ºC. Una vez haya cogido la temperatura correcta, se saca del baño y se pesa (D). Se vuelve a rellenar el picnómetro hasta una tercera parte y se pesa anotando el resultado (A).

Se vierte la muestra en el picnómetro con la ayuda de un embudo, procurando no dejar nada en las paredes y se pesa de nuevo (B).

Se rellena de nuevo el picnómetro hasta su enrase agitándolo para que todas las burbujas de aire ocluidas salgan al exterior. Esta agitación se repite cada 15 minutos las veces que sea necesario. Una vez que las burbujas hayan desaparecido se pesa de nuevo el picnómetro anotando el resultado (E).

del bloque de compactación y se extiende de manera uniforme. Se coloca el papel de filtro encima y se coloca el émbolo en el cilindro presionándolo suavemente para compactar el filler. Se eleva el émbolo hasta su tope máximo y se deja caer libremente hacia la base repitiendo este procedimiento hasta 100 veces a intervalos de 1 segundo (Figura 2).

Figura 2. a) Máquina para medir la porosidad del filler. b) Introducción del filler en la máquina. c) Medición por golpeo de la porosidad del filler Los valores de la porosidad del filler se calculan a partir de la siguiente expresión:

V = - m

f 100 [1]

Dónde:

- V: Porosidad, (%). - m2: Masa de la carga compactada, (gr). - α: Diámetro interno del cilindro del bloque de compactación, (mm). - f: Densidad real del filler, (gr/m3) - h: Altura del filler comprimido, (mm).



Penetración Mm/10 EN104281-5 65 P. Reblandecimiento °C EN104281-3 49.9 Densidad Relativa g/cm3 EN104281-2 1,035 P. Fragilidad Fraas °C NLT182 -8

Tabla 1. Características del ligante bituminoso Tabla 1. Características del ligante bituminoso

20


A partir del procedimiento realizado se calcula la densidad relativa a partir de la siguiente expresión:

Donde:

- B: Masa del picnómetro y muestra sin llenar totalmente de agua destilada (g)

- A: Masa del picnómetro sin llenar totalmente de agua destilada (g)

- (B-A): Masa de muestra seca (g)

- D: Masa del picnómetro lleno de agua destilada hasta el enrase (g)

- E: Masa del picnómetro y muestra lleno de agua destilada hasta el enrase (g)

- (C+D)-E = V: Volumen ocupado por la muestra a 25ºC

- X: Densidad a 25ºC del agua destilada (g/cm3)

- VR: Volumen real de la muestra (cm3)

1.3.1.4.Procesodefabricacióndemezclasbituminosas

El proceso de fabricación de las probetas sse inicia con la comprobación del cumplimiento de las especificaciones técnicas de los materiales que las componen. Estos materiales se lavan y se secan previamente, ya que al proceder de diferentes canteras pueden contener impurezas o algún material que perjudique las propiedades de la mezcla (Figura 3).

Una vez preparado el material se pesan los áridos y los fílleres según la granulometría calculada añadiendo el porcentaje de betún que le corresponde (Figura 4).

Se remueve la mezcla formada por áridos, filler y betún hasta alcanzar una temperatura aproximada de 150ºC. Una vez que la mezcla esté preparada se coloca en un molde cilíndrico de 101,6 mm de diámetro y 63,5 mm de altura y se procede a compactar por el método Marshall (Figura 5).

Al ser un proceso experimental comparativo entre el mismo tipo de probetas compactadas, se ha optado por el estudio en el peor caso de compactación en obra.

1.3.1.3. Densidad relativa en parafina Este ensayo consiste en calcular la densidad relativa de los áridos gruesos, finos y del filler utilizando como medio de inmersión agua destilada a partir de un picnómetro con características especiales (NLT 167 (1974)). Se secan 600 gramos de material en estufa a una temperatura aproximada a 110ºC. Posteriormente se rellena el picnómetro hasta su enrase sin dejar burbujas de aire ocluidas introduciéndolo en un baño a 25ºC. Una vez haya cogido la temperatura correcta, se saca del baño y se pesa (D). Se vuelve a rellenar el picnómetro hasta una tercera parte y se pesa anotando el resultado (A). Se vierte la muestra en el picnómetro con la ayuda de un embudo, procurando no dejar nada en las paredes y se pesa de nuevo (B). Se rellena de nuevo el picnómetro hasta su enrase agitándolo para que todas las burbujas de aire ocluidas salgan al exterior. Esta agitación se repite cada 15 minutos las veces que sea necesario. Una vez que las burbujas hayan desaparecido se pesa de nuevo el picnómetro anotando el resultado (E). A partir del procedimiento realizado se calcula la densidad relativa a partir de la siguiente expresión:

Dónde:

- B: Masa del picnómetro y muestra sin llenar totalmente de agua destilada (gr) - A: Masa del picnómetro sin llenar totalmente de agua destilada (gr) - (B-A): Masa de muestra seca (gr) - D: Masa del picnómetro lleno de agua destilada hasta el enrase (gr) - E: Masa del picnómetro y muestra lleno de agua destilada hasta el enrase (gr) - (C+D)-E = V: Volumen ocupado por la muestra a 25ºC - X: Densidad a 25ºC del agua destilada (gr/cm3) - VR: Volumen real de la muestra (cm3)

1.3.1.4. Proceso de fabricación de mezclas bituminosas El proceso de fabricación de las probetas se inicia con que los materiales que las componen cumplan con las especificaciones de la norma. Estos materiales se lavan y se

21

Optimización de la adhesividad y la adherencia en mezclas bituminosas en función de la naturaleza del filler y la dotación de riego utilizadasecan previamente, ya que al proceder de diferentes canteras pueden contener impurezas

o algún material que perjudique las propiedades de la mezcla (Figura 3).

Figura 3. Lavado y secado en estufa del árido Una vez preparado el material se pesan los áridos y los fílleres según la granulometría calculada añadiendo el porcentaje de betún que le corresponde (Figura 4).

Figura 4. Bandeja pesada y aportación de betún a la mezcla Se remueve la mezcla formada por áridos, filler y betún hasta alcanzar una temperatura aproximada de 150ºC. Una vez que la mezcla esté preparada se coloca en un molde cilíndrico de 101,6 mm de diámetro y 63,5 mm de altura y se procede a compactar por el método Marshall (Figura 5).

Figura 3. Lavado y secado en estufa del árido

secan previamente, ya que al proceder de diferentes canteras pueden contener impurezas o algún material que perjudique las propiedades de la mezcla (Figura 3).

Figura 3. Lavado y secado en estufa del árido Una vez preparado el material se pesan los áridos y los fílleres según la granulometría calculada añadiendo el porcentaje de betún que le corresponde (Figura 4).

Figura 4. Bandeja pesada y aportación de betún a la mezcla Se remueve la mezcla formada por áridos, filler y betún hasta alcanzar una temperatura aproximada de 150ºC. Una vez que la mezcla esté preparada se coloca en un molde cilíndrico de 101,6 mm de diámetro y 63,5 mm de altura y se procede a compactar por el método Marshall (Figura 5).

Figura 4. Bandeja pesada y aportación de betún a la mezcla

Método de compactación Marshall Los primeros objetivos de su diseño fueron dirigidos a determinar energías y densidades de mezclas en laboratorio para aplicarlo posteriormente en obra y así obtener mejores comportamientos. Las probetas se elaboraron con un peso total de 1.200 g. por mezcla. El ensayo se realizó acorde con la norma UNE-EN 12697-34 (2006). Cada probeta cilíndrica fabricada fue colocada en la máquina de compactación Marshall aplicando 50 ó 75 golpes en cada una de las caras (Figura 6). El número de golpes depende de donde se aplique la mezcla en obra y del ensayo.

Figura 5. Fotografía de una probeta Marshall fabricada en el laboratorio Una vez enfriadas se desmoldan y se determina su densidad aparente, permitiendo el cálculo de los huecos en áridos y en mezcla. El porcentaje de huecos sobre mezcla se calcula a partir de las densidades relativas de cada componente que conforman las mezclas acorde a la norma UNE-EN 12697-8 (2003).

En primer lugar se calcula la densidad aparente de la probeta compactada y el porcentaje de betún que contiene, conociendo de la misma forma los pesos específicos de los áridos y del betún. Para ello las probetas se sumergen en un baño de agua durante 30 minutos, con el fin de que las moléculas del agua rellenen cada uno de los huecos saturando al máximo las probetas.

Figura 6. Compactación por el método Marshall Una vez saturadas se extraen del baño y se pesan obteniendo el volumen que ocupan los huecos:

Figura 5. Fotografía de una probeta Marshall fabricada en el laboratorio

22


MétododecompactaciónMarshall

Los primeros objetivos de su diseño fueron dirigidos a determinar energías y densidades de mezclas en laboratorio para aplicarlo posteriormente en obra y así obtener mejores comportamientos.

Las probetas se elaboraron con un peso total de 1.200 g. por mezcla. El ensayo se realizó acorde con la norma UNE-EN 12697-34 (2006). Cada probeta cilíndrica fabricada fue colocada en la máquina de compactación Marshall aplicando 50 ó 75 golpes en cada una de las caras (Figura 6). El número de golpes depende de donde se aplique la mezcla en obra y del ensayo.

Una vez enfriadas se desmoldan y se determina su densidad aparente, permitiendo el cálculo de los huecos en áridos y en mezcla.

El porcentaje de huecos sobre mezcla se calcula a partir de las densidades relativas de cada componente que conforman las mezclas acorde a la norma UNE-EN 12697-8 (2003).


Una vez saturadas se extraen del baño y se pesan obteniendo el volumen que ocupan los huecos:

Donde:

- Daparente: Densidad aparente (g/cm3)

- Dmáxima: Densidad máxima (Cociente entre la masa total de la muestra y el peso de sus componentes) (g/cm3)

Dónde:

- Daparente: Densidad aparente (g/cm3) - Dmáxima: Densidad máxima (Cociente entre la masa total de la muestra y el peso de

sus componentes) (g/cm3)

1.3.1.5. Método UCL

Ensayo cántabro de desgaste de las mezclas bituminosas La cohesión que se produce entre el filler y el betún es fundamental para su resistencia ante las cargas del tráfico que se producen en los pavimentos. En estudios previos se reconoce que la capa de ligante continua utilizada en la mezcla es la única propiedad importante para la cohesión, sin darse cuenta que tanto la cantidad de filler utilizado como la naturaleza del mismo son propiedades que marcan de manera exhaustiva la cohesión producida en la mezcla bituminosa. Se ha utilizado el ensayo cántabro mediante el cual se ha medido la resistencia a la disgregación de la mezcla ante los efectos abrasivos y de succión originados por el tráfico. Este ensayo se ha realizado acorde a la norma vigente NLT-352/00 (2000) y consiste en introducir la probeta de tamaño Marshall en la máquina del ensayo de Los Ángeles y someterla sin ningún tipo de carga abrasiva a un proceso de desgaste. Los áridos más superficiales se van desprendiendo por el efecto abrasivo y de impacto, determinándose posteriormente la cantidad de material perdido en ese proceso, respecto del peso inicial de la probeta (Figura 7).

Figura7. a) Máquina de ensayo cántabro de desgaste. b) Dos probetas sometidas y sin someter al ensayo cántabro

23


1.3.1.5. Método UCL

• Ensayo cántabro de desgaste de las mezclas bituminosas

Estudios previos resaltan la importancia del ligante, pero no tienen en cuenta la naturaleza del filler y la relación filler/betún, que son fundamentales en la cohesión de la mezcla.

Para medir la resistencia a al disgregación se emplea el ensayo Cántabro.Este ensayo se ha realizado acorde a la norma vigente NLT-352/00 (2000) y consiste en introducir la probeta de tamaño Marshall en la máquina del ensayo de Los Ángeles y someterla sin ningún tipo de carga abrasiva a un proceso de desgaste. Los áridos más superficiales se van desprendiendo por el efecto abrasivo y de impacto, determinándose posteriormente la cantidad de material perdido en ese proceso, respecto del peso inicial de la probeta (Figura 7).

Método de compactación Marshall Los primeros objetivos de su diseño fueron dirigidos a determinar energías y densidades de mezclas en laboratorio para aplicarlo posteriormente en obra y así obtener mejores comportamientos. Las probetas se elaboraron con un peso total de 1.200 g. por mezcla. El ensayo se realizó acorde con la norma UNE-EN 12697-34 (2006). Cada probeta cilíndrica fabricada fue colocada en la máquina de compactación Marshall aplicando 50 ó 75 golpes en cada una de las caras (Figura 6). El número de golpes depende de donde se aplique la mezcla en obra y del ensayo.

Figura 5. Fotografía de una probeta Marshall fabricada en el laboratorio Una vez enfriadas se desmoldan y se determina su densidad aparente, permitiendo el cálculo de los huecos en áridos y en mezcla. El porcentaje de huecos sobre mezcla se calcula a partir de las densidades relativas de cada componente que conforman las mezclas acorde a la norma UNE-EN 12697-8 (2003).


Figura 6. Compactación por el método Marshall Una vez saturadas se extraen del baño y se pesan obteniendo el volumen que ocupan los huecos:

Figura 6. Compactación por el método Marshall

24


Las pérdidas producidas para cada probeta se calculan mediante la expresión II-d:

Donde:

- Pc: Pérdidas al cántabro (%)

- Pi: Masa inicial (g)

- Pf: Masa final (g)

• Adhesividad en seco y tras inmersión

El objetivo de este ensayo es estudiar la resistencia de la mezcla frente a la acción del agua. Este parámetro depende de la cohesión y la envuelta que produzca el betún sobre los áridos, ya que el agua tiende a desplazar el ligante del árido, lo que se traduce en una pérdida de cohesión de la mezcla.

Para ello se ensaya una serie de probetas en la Máquina de los ángeles por cada relación volumétrica, siendo sometidas a 300 revoluciones y a una temperatura de 25ºC en seco. Posteriormente, al igual que en el ensayo en seco se realizó el mismo número de probetas y se sumergen en un baño de agua a una temperatura de 60ºC durante un periodo de 24 horas. Una vez transcurrido el periodo de inmersión se sacan las probetas del agua y se

Ensayo cántabro de desgaste de las mezclas bituminosas La cohesión que se produce entre el filler y el betún es fundamental para su resistencia ante las cargas del tráfico que se producen en los pavimentos. En estudios previos se reconoce que la capa de ligante continua utilizada en la mezcla es la única propiedad importante para la cohesión, sin darse cuenta que tanto la cantidad de filler utilizado como la naturaleza del mismo son propiedades que marcan de manera exhaustiva la cohesión producida en la mezcla bituminosa. Se ha utilizado el ensayo cántabro mediante el cual se ha medido la resistencia a la disgregación de la mezcla ante los efectos abrasivos y de succión originados por el tráfico. Este ensayo se ha realizado acorde a la norma vigente NLT-352/00 (2000) y consiste en introducir la probeta de tamaño Marshall en la máquina del ensayo de Los Ángeles y someterla sin ningún tipo de carga abrasiva a un proceso de desgaste. Los áridos más superficiales se van desprendiendo por el efecto abrasivo y de impacto, determinándose posteriormente la cantidad de material perdido en ese proceso, respecto del peso inicial de la probeta (Figura 7).

Figura7. a) Máquina de ensayo cántabro de desgaste. b) Dos probetas sometidas y sin someter al ensayo cántabro

Figura 7. a) Máquina de ensayo cántabro de desgaste. b) Dos probetas sometidas y sin someter al ensayo cántabro

Las pérdidas producidas para cada probeta se calculan mediante la expresión II-d:

(II-d)

Dónde:

- Pc: Pérdidas al cántabro (%) - Pi: Masa inicial (gr) - Pf: Masa final (gr)

Adhesividad en seco y tras inmersión El objetivo de este ensayo es estudiar la resistencia de la mezcla frente a la acción del agua. Este parámetro depende de la cohesión y la envuelta que produzca el betún sobre los áridos, ya que el agua por sus propiedades es capaz de separar los compuestos y de disminuir la cohesión de la mezcla. Para ello se realizó una serie de probetas en la Máquina de los ángeles por cada relación volumétrica, siendo sometidas sometiéndolas a 300 revoluciones y a una temperatura de 25ºC en seco. Posteriormente, al igual que en el ensayo en seco se fabrican el mismo número de probetas y se sumergen en un baño de agua a una temperatura de 60ºC durante un periodo de 24 horas. Una vez transcurrido el periodo de inmersión se sacan las probetas del agua y se dejan reposar durante otras 24 horas a una temperatura ambiente de 25ºC. Después de ese tiempo, se someten las probetas al ensayo cántabro de desgaste. Mediante este ensayo se pretende comparar las condiciones climáticas adversas de humedad a las que puede estar sometida la mezcla bituminosa y evaluar mediante el ensayo de desgaste la cohesión del mástico bituminoso.

Envejecimiento al ensayo cántabro por efecto del tiempo y la temperatura El envejecimiento mediante el ensayo cántabro permite analizar la resistencia al desgaste de las mezclas y su disgregación, a medida que el betún va perdiendo propiedades por efecto del tiempo y la temperatura, analizando a su vez el comportamiento del filler utilizado (Figura 8). En este ensayo las probetas han sido sometidas a una temperatura de 163ºC durante intervalos de tiempo de 0; 5; 20; 40 y 72 horas y con distintas cantidades de filler antes del ensayo de pérdidas por desgaste.

25


dejan reposar durante otras 24 horas a una temperatura ambiente de 25ºC. Después de ese tiempo, se someten las probetas al ensayo cántabro de desgaste.

Mediante este ensayo se pretende comparar las condiciones climáticas adversas de humedad a las que puede estar sometida la mezcla bituminosa y evaluar la cohesión del mástico bituminoso.

• Estudio del envejecimiento por efecto de la temperatura

El envejecimiento mediante el ensayo cántabro permite analizar la resistencia al desgaste de las mezclas y su disgregación, a medida que el betún va perdiendo propiedades por efecto del tiempo y la temperatura, analizando a su vez el comportamiento del filler utilizado (Figura 8).

En este ensayo las probetas han sido sometidas a una temperatura de 163ºC durante intervalos de tiempo de 0; 5; 20; 40 y 72 horas y con distintas cantidades de filler antes del ensayo.

• Susceptibilidad térmica

En esta investigación se realiza el ensayo cántabro de pérdida por desgaste en función de la susceptibilidad térmica de la mezcla usando temperaturas que vayan desde valores por debajo del punto de fragilidad de betún, hasta valores superiores al punto de reblandecimiento de este (-16 y 49,9ºC respectivamente). Se han tomado las siguientes temperaturas de referencia para las relaciones ya usadas: -29; -3; 10; 20; 40 y 60ºC.

Figura 8. Probetas ensayadas al test cántabro con distintas cantidades de filler sometidas a una temperatura de 163ºC durante 72 horas Susceptibilidad térmica

En esta investigación se realiza el ensayo cántabro de pérdida por desgaste en función de la susceptibilidad térmica de la mezcla usando temperaturas que vayan desde valores por debajo del punto de fragilidad de betún, hasta valores superiores al punto de reblandecimiento de éste (-16 y 49,9ºC respectivamente). Se han tomado las siguientes temperaturas de referencia para las relaciones ya usadas: -29; -3; 10; 20; 40 y 60ºC. Además, para este ensayo la temperatura de la sala donde se encuentra ubicada la máquina de Los Ángeles es de 25ºC, ya que es necesario que las variaciones de temperatura que se produzcan en las probetas sean similares para cada ensayo. Mediante este ensayo, se analiza el comportamiento del filler utilizado en cada probeta Marshall ante el efecto de la temperatura, tanto en condiciones gélidas como calurosas, estudiando el desprendimiento que se produce para cada una de ellas.

1.3.1.5. Determinación de la cantidad de filler ideal a partir del método UCL

Concentración crítica del filler En el año 1966 el Dr. Celestino Ruiz presentó una publicación en la cual definía un nuevo parámetro denominado concentración crítica del filler, el cual se caracterizaba por ser el límite donde el sistema deja de ser viscoso, designándolo con el símbolo “Cs” [56]. Posteriormente, los investigadores Craus, Ishai y Sides (1975) corroboraron mediante numerosos análisis los estudios realizados por Ruiz (1966), y llegaron a la conclusión de que cuanto más irregular era la forma de las partículas y mayor era su finura, menor era la concentración crítica [25].

Figura 8. Probetas ensayadas al test cántabro con distintas cantidades de filler sometidas a una temperatura de 163ºC durante 72 horas

26


Además, para este ensayo la temperatura de la sala donde se encuentra ubicada la máquina de Los Ángeles es de 25ºC, ya que es necesario que las variaciones de temperatura que se produzcan en las probetas sean similares para cada ensayo.

Mediante este ensayo, se analiza el comportamiento del filler utilizado en cada probeta Marshall ante el efecto de la temperatura, tanto en condiciones gélidas como calurosas, estudiando el desprendimiento que se produce para cada una de ellas.

1.3.1.6.DeterminacióndelacantidaddefilleridealapartirdelmétodoUCL

• Concentración crítica del filler

En el año 1966 el Dr. Celestino Ruiz presentó una publicación en la cual definía un nuevo parámetro denominado concentración crítica del filler, el cual se caracterizaba por ser el límite donde el sistema deja de ser viscoso, designándolo con el símbolo “Cs” [56].

Posteriormente, los investigadores Craus, Ishai y Sides (1975) corroboraron mediante numerosos análisis los estudios realizados por Ruiz (1966), y llegaron a la conclusión de que cuanto más irregular era la forma de las partículas y mayor era su finura, menor era la concentración crítica [25].

El procedimiento experimental en laboratorio es sencillo. Se seca una masa conocida de filler en estufa a una temperatura de 100 ± 5ºC, mezclándolo posteriormente con 20 cm3 de queroseno secado con cloruro de calcio y todo ello contenido en una probeta graduada. La probeta es sumergida en un baño de agua en ebullición agitándose con un alambre para eliminar las burbujas de aire contenidas en el líquido. Posteriormente se retira del baño y se deja reposar un tiempo aproximado de 24 horas y se lee el volumen de sedimento que queda en el fondo de la probeta, siempre comprendido entre 8 y 12 cm3.

Se determina entonces la concentración crítica mediante la expresión matemática (II-e) redactada en la norma argentina IRAM 1542/92 (1992):

Donde:

- Cs: Concentración Crítica

- P: Masa del filler (g)

graduada. La probeta es sumergida en un baño de agua en ebullición agitándose con un alambre para eliminar las burbujas de aire contenidas en el líquido. Posteriormente se retira del baño y se deja reposar un tiempo aproximado de 24 horas y se lee el volumen de sedimento que queda en el fondo de la probeta, siempre comprendido entre 8 y 12 cm3. Se determina entonces la concentración crítica mediante la expresión matemática (II-e) redactada en la norma argentina IRAM 1542/92 (1992):

(II-e)

Dónde:

- Cs: Concentración Crítica - P: Masa del filler (gr) - V: Volumen de sedimento (cm3) - : Densidad del filler seco (gramos/cm3)

La densidad del filler seco se calcula acorde a la norma NLT-155/ 95 (1995).

Concentración volumétrica del filler El autor Celestino Ruiz (1966) define concentración volumétrica como “el volumen de filler por unidad de volumen en el sistema filler-betún designado éste parámetro como Cv”. Por encima de cierta relación filler-betún la capacidad de deformación del sistema disminuye rápidamente (siendo sometido a carga y temperatura constantes) apareciendo una viscosidad entre las partículas del filler que hace que el sistema se comporte como un sólido rígido gracias a esta estructura interna [56]. La concentración volumétrica se ha calculado a partir de la siguiente expresión (II-f):

=

=

(II-e)

Dónde:

- Cv: Concentración volumétrica - Vf: Volumen del filler en la mezcla - Vb: Volumen del betún - Pf: Porcentaje en masa del filler en la mezcla - Pb: Porcentaje en masa del betún - γf: Peso específico del filler utilizado - γb: Peso específico del betún

27


- V: Volumen de sedimento (cm3)

- ρ: Densidad del filler seco (g/cm3)


• Concentración volumétrica del filler

El autor Celestino Ruiz (1966) define concentración volumétrica como “el volumen de filler por unidad de volumen en el sistema filler-betún designado este parámetro como Cv”. Por encima de cierta relación filler-betún la capacidad de deformación del sistema disminuye rápidamente (siendo sometido a carga y temperatura constantes) apareciendo una viscosidad entre las partículas del filler que hace que el sistema se comporte como un sólido rígido gracias a esta estructura interna [56].

La concentración volumétrica se ha calculado a partir de la siguiente expresión (II-f):

Donde:

- Cv: Concentración volumétrica

- Vf: Volumen del filler en la mezcla

- Vb: Volumen del betún

- Pf: Porcentaje en masa del filler en la mezcla

- Pb: Porcentaje en masa del betún

- γf: Peso específico del filler utilizado

- γb: Peso específico del betún

graduada. La probeta es sumergida en un baño de agua en ebullición agitándose con un alambre para eliminar las burbujas de aire contenidas en el líquido. Posteriormente se retira del baño y se deja reposar un tiempo aproximado de 24 horas y se lee el volumen de sedimento que queda en el fondo de la probeta, siempre comprendido entre 8 y 12 cm3. Se determina entonces la concentración crítica mediante la expresión matemática (II-e) redactada en la norma argentina IRAM 1542/92 (1992):

(II-e)

Dónde:

- Cs: Concentración Crítica - P: Masa del filler (gr) - V: Volumen de sedimento (cm3) - : Densidad del filler seco (gramos/cm3)


Concentración volumétrica del filler El autor Celestino Ruiz (1966) define concentración volumétrica como “el volumen de filler por unidad de volumen en el sistema filler-betún designado éste parámetro como Cv”. Por encima de cierta relación filler-betún la capacidad de deformación del sistema disminuye rápidamente (siendo sometido a carga y temperatura constantes) apareciendo una viscosidad entre las partículas del filler que hace que el sistema se comporte como un sólido rígido gracias a esta estructura interna [56]. La concentración volumétrica se ha calculado a partir de la siguiente expresión (II-f):

=

=

(II-e)

Dónde:

- Cv: Concentración volumétrica - Vf: Volumen del filler en la mezcla - Vb: Volumen del betún - Pf: Porcentaje en masa del filler en la mezcla - Pb: Porcentaje en masa del betún - γf: Peso específico del filler utilizado - γb: Peso específico del betún

28


1.3.2.EnsayodeSensibilidadalagua

El ensayo de sensibilidad al agua se ha realizado acorde a la normativa UNE- EN 12697-12 (2009).

Mediante este ensayo se determina la relación entre la resistencia a tracción indirecta de probetas de la “misma edad” sometidas a una inmersión en agua destilada (20±5ºC) y probetas mantenidas al aire con una temperatura ambiente comprendida entre 20±5ºC. Posteriormente, se aplica el vacío en las probetas húmedas durante 30 ± 5 minutos y una vez transcurrido ese tiempo se deja entrar lentamente la presión atmosférica en el vacío.

Una vez transcurridos otros 30 ± 5 minutos de reposo de las probetas en agua, se calcula el volumen de éstas acorde a la norma UNE- EN 12697-6 rechazando cualquier probeta que haya incrementado su volumen en más de un 2%.

Se colocan las probetas en un baño a una temperatura de 40±1ºC durante un periodo comprendido entre 68 y 72 horas. Posteriormente se llevan las probetas a la cámara de ensayo y se someten a tracción indirecta (Figura 9) acorde con la norma UNE-EN 12697-23 (2004) calculando su índice de resistencia mediante la expresión (II-f):

1.3.2. Ensayo de Sensibilidad al agua

El ensayo de sensibilidad al agua se ha realizado acorde a la normativa UNE- EN 12697-12 (2009). Mediante este ensayo se determina la relación entre la resistencia a tracción indirecta de probetas de la “misma edad” sometidas a una inmersión en agua destilada ( ±5ºC) y probetas mantenidas al aire con una temperatura ambiente comprendida entre 20±5ºC. Posteriormente, se aplica el vacío en las probetas húmedas durante 30 ± 5 minutos y una vez transcurrido ese tiempo se deja entrar lentamente la presión atmosférica en el vacío. Una vez transcurridos otros 30 ± 5 minutos de reposo de las probetas en agua, se calcula el volumen de éstas acorde a la norma UNE- EN 12697-6 rechazando cualquier probeta que haya incrementado su volumen en más de un 2%. Se colocan las probetas en un baño a una temperatura de 40±1ºC durante un periodo comprendido entre 68 y 72 horas. Posteriormente se llevan las probetas a la cámara de ensayo y se someten a tracción indirecta (Figura 9) acorde con la norma UNE-EN 12697-23 (2004) calculando su índice de resistencia mediante la expresión (II-f):

(II-f) Dónde:

- ITSR: Relación de la resistencia a tracción indirecta, en porcentaje (%). - ITSw: Resistencia media a la tracción indirecta del grupo húmedo, (kPa). - ITSd: Resistencia media a la tracción indirecta del grupo seco, (kPa).

Figura 9. Máquina de ensayo de sensibilidad al agua y probetas sometidas a tracción

1.3.2. Ensayo de Sensibilidad al agua

El ensayo de sensibilidad al agua se ha realizado acorde a la normativa UNE- EN 12697-12 (2009). Mediante este ensayo se determina la relación entre la resistencia a tracción indirecta de probetas de la “misma edad” sometidas a una inmersión en agua destilada ( ±5ºC) y probetas mantenidas al aire con una temperatura ambiente comprendida entre 20±5ºC. Posteriormente, se aplica el vacío en las probetas húmedas durante 30 ± 5 minutos y una vez transcurrido ese tiempo se deja entrar lentamente la presión atmosférica en el vacío. Una vez transcurridos otros 30 ± 5 minutos de reposo de las probetas en agua, se calcula el volumen de éstas acorde a la norma UNE- EN 12697-6 rechazando cualquier probeta que haya incrementado su volumen en más de un 2%. Se colocan las probetas en un baño a una temperatura de 40±1ºC durante un periodo comprendido entre 68 y 72 horas. Posteriormente se llevan las probetas a la cámara de ensayo y se someten a tracción indirecta (Figura 9) acorde con la norma UNE-EN 12697-23 (2004) calculando su índice de resistencia mediante la expresión (II-f):

(II-f) Dónde:

- ITSR: Relación de la resistencia a tracción indirecta, en porcentaje (%). - ITSw: Resistencia media a la tracción indirecta del grupo húmedo, (kPa). - ITSd: Resistencia media a la tracción indirecta del grupo seco, (kPa).

Figura 9. Máquina de ensayo de sensibilidad al agua y probetas sometidas a tracción Figura 9. Máquina de ensayo de sensibilidad al agua y probetas sometidas a

tracción indirecta

29


Donde:

- ITSR: Relación de la resistencia a tracción indirecta, en porcentaje (%).

- ITSw: Resistencia media a la tracción indirecta del grupo húmedo, (kPa).

- ITSd: Resistencia media a la tracción indirecta del grupo seco, (kPa).

1.3.3.Ensayodeinmersión-compresión

Según la norma NLT-166-00 (2000) el ensayo de inmersión-compresión determina la pérdida de cohesión producida por la acción del agua sobre las mezclas bituminosas compactadas utilizadas en construcción de carreteras.

Mediante este ensayo se realiza una comparativa entre una serie de probetas al aire sometidas a compresión simple (NLT-161/98) y una serie de probetas sometidas a la acción del agua (Figura 10).

A partir de este ensayo se determina un índice numérico denominado como índice de resistencia conservada (II-g), que indica la susceptibilidad al agua de las mezclas bituminosas.

Figura 10. Máquina de ensayo inmersión-compresión A partir de este ensayo se determina un índice numérico denominado como índice de resistencia conservada (II-g), que indica la susceptibilidad al agua de las mezclas bituminosas.

Figura 10. Máquina de ensayo inmersión-compresión

30


Donde:

- IRC: Índice de resistencia conservada, en porcentaje (%).

- R1: Resistencia a compresión de las probetas no sumergidas

- R2: Resistencia a compresión de las probetas sumergidas

indirecta

1.3.3. Ensayo de inmersión-compresión Según la norma NLT-166-00 (2000) el ensayo de inmersión-compresión determina la pérdida de cohesión producida por la acción del agua sobre las mezclas bituminosas compactadas utilizadas en construcción de carreteras. Mediante este ensayo se realiza una comparativa entre una serie de probetas al aire sometidas a compresión simple (NLT-161/98) y una serie de probetas sometidas a la acción del agua (Figura 10).

Figura 10. Máquina de ensayo inmersión-compresión A partir de este ensayo se determina un índice numérico denominado como índice de resistencia conservada (II-g), que indica la susceptibilidad al agua de las mezclas bituminosas.

IRC = (II-g)

Dónde:

- IRC: Índice de resistencia conservada, en porcentaje (%). - R1: Resistencia a compresión de las probetas no sumergidas - R2: Resistencia a compresión de las probetas sumergidas

31


33

2.1. Antecedentes

2.1.1.Riegosdeadherencia

Los riegos de adherencia son aquellos en los que se aplica una emulsión bituminosa sobre una capa tratada con ligantes hidrocarbonados o conglomerantes hidráulicos antes de extender sobre ella otra capa bituminosa, a excepción de tratamientos con gravilla o lechadas bituminosas [9]. La función principal de los riegos de adherencia es la perfecta unión entre las capas. Esto provoca que las capas trabajen de forma solidaria con el fin de resistir mejor los esfuerzos del tráfico, reduciendo las deformaciones y el deslizamiento.

En este tipo de riegos se utilizan emulsiones bituminosas: emulsiones aniónicas y catiónicas de rotura rápida (EAR-1 y ECR-1), y emulsiones catiónicas de rotura rápida modificadas con polímeros (ECR-1-m y ECR-2-m). La dotación mínima de ligante residual es normalmente de 200 g/m2, excepto en los casos de una capa superior de mezcla bituminosa discontinua en caliente, una capa de rodadura drenante y una capa de mezcla bituminosa en caliente utilizada para rehabilitar la superficie de una carretera en servicio, en los que la dotación mínima es de 250 g/m2 [9].

La aplicación de la emulsión habitualmente se realiza mediante cisternas regadoras. Suelen tener un sistema de calentamiento y termómetros para el control de temperatura y de indicadores de nivel. El ligante se aplica a través de la rampa de pulverización, con sistemas que pueden ser de presión constante, de volumen constante o de dosificación constante. En las zonas de difícil accesibilidad, se completa la extensión del ligante mediante lanzas manuales. En cualquier caso, debe controlarse y calibrarse el sistema de riego habitualmente, ya que una dosificación errónea de ligante puede provocar la aparición prematura de defectos en el pavimento.

2.1.2.Defectosenfirmescausadosporfallosdeadherencia

Existen multitud de deterioros que pueden aparecer en el pavimento transcurrido un periodo de tiempo desde su construcción. En varios análisis se han destacado los más comunes, sobre todo relacionados con pavimentos bituminosos. Debido a una mala ejecución, selección y dosificación de materiales y el deterioro del pavimento, surgen

2. Optimizacion de la adherencia en pavimentos bituminosos

34


estos defectos en el firme, entre los que destacan las deformaciones, las roturas, los desprendimientos y las exudaciones [30, 31].

2.1.2.1.Falloscausadosporfaltadeadherenciaentrecapas

EAlgunos fallos se deben a una incorrecta unión entre las capas del firme. Los cordones longitudinales son desplazamientos horizontales de material en la superficie de rodadura, creando protuberancias prolongadas en la dirección del tráfico, generalmente en el borde de la calzada (Figura 11). Pueden ser debidos, aparte de por problemas de adherencia, a una falta de contención lateral de la capa de rodadura o a mezclas poco estables. Estos defectos pueden ser provocados por las fuerzas generadas por vehículos pesados en rampas.

Los arrollamientos transversales son desplazamientos de material en la superficie de rodadura, creando protuberancias prolongadas en sentido perpendicular al tráfico. Además de la unión entre capas, pueden ser debidos a la utilización de mezclas poco estables (Figura 12). En este caso, estas deformaciones pueden aparecer por las fuerzas generadas por los frenazos o aceleraciones de los vehículos.

Además de la unión entre capas, pueden ser debidos a la utilización de mezclas poco estables (Figura 2). En este caso, estas deformaciones pueden aparecer por las fuerzas generadas por los frenazos o aceleraciones de los vehículos. En cuanto a las roturas del firme, las grietas relacionadas con la adherencia son las grietas parabólicas. Este tipo de roturas se deben al deslizamiento de la capa de rodadura respecto de la inmediatamente inferior. Al igual que los arrollamientos transversales, estos desperfectos aparecen en zonas sometidas a frenadas y aceleraciones (Figura 3). Dentro de los desprendimientos del firme, pueden aparecer las peladuras. Una peladura consiste en la pérdida de la capa de rodadura por el desprendimiento de la última capa de tratamiento superficial (Figura 4). Este deterioro puede ser causado por una limpieza insuficiente antes de la realización del tratamiento superficial, la utilización de un ligante inadecuado o el envejecimiento del mismo. También puede producirse por una aplicación errónea o inadecuada del tratamiento superficial debido a una mala dosificación, una compactación deficiente, un mal esparcido del ligante, o la aparición de lluvia o agua durante la colocación del tratamiento.

Figura 1. Cordones longitudinales Figura 2. Arrollamiento transversal

Figura 3. Grietas parabólicas Figura 4. Peladuras

2.1.2.2. Fallos causados por la incorrecta dotación y aplicación del riego Un tipo de deformación debido a una incorrecta aplicación los tratamientos superficiales son huellas en relieve localizadas en la superficie de rodadura. Este defecto puede aparecer por un exceso de dotación de riego de adherencia. Aunque también puede

Además de la unión entre capas, pueden ser debidos a la utilización de mezclas poco estables (Figura 2). En este caso, estas deformaciones pueden aparecer por las fuerzas generadas por los frenazos o aceleraciones de los vehículos. En cuanto a las roturas del firme, las grietas relacionadas con la adherencia son las grietas parabólicas. Este tipo de roturas se deben al deslizamiento de la capa de rodadura respecto de la inmediatamente inferior. Al igual que los arrollamientos transversales, estos desperfectos aparecen en zonas sometidas a frenadas y aceleraciones (Figura 3). Dentro de los desprendimientos del firme, pueden aparecer las peladuras. Una peladura consiste en la pérdida de la capa de rodadura por el desprendimiento de la última capa de tratamiento superficial (Figura 4). Este deterioro puede ser causado por una limpieza insuficiente antes de la realización del tratamiento superficial, la utilización de un ligante inadecuado o el envejecimiento del mismo. También puede producirse por una aplicación errónea o inadecuada del tratamiento superficial debido a una mala dosificación, una compactación deficiente, un mal esparcido del ligante, o la aparición de lluvia o agua durante la colocación del tratamiento.



2.1.2.2. Fallos causados por la incorrecta dotación y aplicación del riego Un tipo de deformación debido a una incorrecta aplicación los tratamientos superficiales son huellas en relieve localizadas en la superficie de rodadura. Este defecto puede aparecer por un exceso de dotación de riego de adherencia. Aunque también puede



35


En cuanto a las roturas del firme, las grietas relacionadas con la adherencia son las grietas parabólicas. Este tipo de roturas se deben al deslizamiento de la capa de rodadura respecto de la inmediatamente inferior. Al igual que los arrollamientos transversales, estos desperfectos aparecen en zonas sometidas a frenadas y aceleraciones (Figura 13).

Dentro de los desprendimientos del firme, pueden aparecer las peladuras. Una peladura consiste en la pérdida de la capa de rodadura por el desprendimiento de la última capa de tratamiento superficial (Figura 14). Este deterioro puede ser causado por una limpieza insuficiente antes de la realización del tratamiento superficial, la utilización de un ligante inadecuado o el envejecimiento del mismo. También puede producirse por una aplicación errónea o inadecuada del tratamiento superficial debido a una mala dosificación, una compactación deficiente, un mal esparcido del ligante, o la aparición de lluvia o agua durante la colocación del tratamiento.

2.1.2.2.Falloscausadosporlaincorrectadotaciónyaplicacióndelriego

Un tipo de deformación debido a una incorrecta aplicación los tratamientos superficiales son huellas en relieve localizadas en la superficie de rodadura. Este defecto puede aparecer por un exceso de dotación de riego de adherencia. Aunque también puede aparecer por el uso de una mezcla bituminosa de poca estabilidad. Estas deformaciones pueden ser provocadas por el estacionamiento prolongado de vehículos pesados o por los neumáticos del compactador (Figura 15).

Los estriados son franjas de gravilla desprendida paralelas al eje de la calzada (Figura 16). Su aparición está relacionada con una mala puesta en obra del ligante por defectos en la barra pulverizadora, la altura incorrecta de dicha barra, el exceso de viento o una baja temperatura durante la aplicación del riego.

Existen dos tipos de exudaciones relacionadas con la aplicación de tratamientos superficiales: el llorado de ligante y los flujos de ligante.

El llorado de ligante consiste en la presencia de betún sin árido en la superficie (Figura 17). Puede ser causado por un exceso de ligante, por el uso de un ligante de baja viscosidad, por el derrame de solventes pero sobre todo por la utilización de un exceso de riego de adherencia.

El flujo de ligante consiste en el ascenso de ligante a la superficie de rodadura a través de una grieta (Figura 18). La causa principal de este tipo de deterioros es la dosificación excesiva de ligante en los riegos de adherencia.

Como se puede apreciar, la mayoría de estos fallos están provocados por un mal control y ejecución de los tratamientos encargados de la unión entre las capas y los problemas de

36


adherencia entre las mismas, siendo uno de los factores más influyentes en la aparición de deterioros, provocando que sea uno de los campos que más investigación suscita.

2.1.3.Controldelacantidaddeliganteaplicadoenobra

Actualmente existe un método estandarizado para el control de la cantidad de emulsión aplicada durante la realización de un riego. Dicho método, estandarizado según la norma ASTM D2995 [4], provoca dudas respecto a su fiabilidad por los resultados mostrados en algunas investigaciones que lo han utilizado. Este método consiste en colocar una superficie cuadrada de geotextil previamente pesada sobre la capa inferior del pavimento previo a la extensión del riego (Figura 19). Una vez que el ligante es extendido, bien sea manualmente o mediante un dispositivo regador, la superficie de geotextil es extraída y pesada de nuevo, y por la diferencia de peso se obtiene la dotación de riego aplicada.

Dentro de la normativa española de aplicación de riegos se contempla una versión de esta norma para controlar la cantidad de riego aplicado. El método se desarrolla de modo similar al indicado en la norma ASTM, aunque en este caso se indica que se utilicen bandejas metálicas u hojas de papel, o de otro material similar, para recoger la emulsión.

aparecer por el uso de una mezcla bituminosa de poca estabilidad. Estas deformaciones pueden ser provocadas por el estacionamiento prolongado de vehículos pesados o por los neumáticos del compactador (Figura 5). Los estriados son franjas de gravilla desprendida paralelas al eje de la calzada (Figura 6). Su aparición está relacionada con una mala puesta en obra del ligante por defectos en la barra pulverizadora, la altura incorrecta de dicha barra, el exceso de viento o una baja temperatura durante la aplicación del riego. Existen dos tipos de exudaciones relacionadas con la aplicación de tratamientos superficiales: el llorado de ligante y los flujos de ligante. El llorado de ligante consiste en la presencia de betún sin árido en la superficie (Figura 7). Puede ser causado por un exceso de ligante, por el uso de un ligante de baja viscosidad, por el derrame de solventes pero sobre todo por la utilización de un exceso de riego de adherencia. El flujo de ligante consiste en el ascenso de ligante a la superficie de rodadura a través de una grieta (Figura 8). La causa principal de este tipo de deterioros es la dosificación excesiva de ligante en los riegos de adherencia.

Figura 5. Huellas en relieve Figura 6. Estriado

Figura 7. Llorado de ligante Figura 8. Flujo de ligante Como se puede apreciar, la mayoría de estos fallos están provocados por un mal control y ejecución de los tratamientos encargados de la unión entre las capas y los problemas de


aparecer por el uso de una mezcla bituminosa de poca estabilidad. Estas deformaciones pueden ser provocadas por el estacionamiento prolongado de vehículos pesados o por los neumáticos del compactador (Figura 5). Los estriados son franjas de gravilla desprendida paralelas al eje de la calzada (Figura 6). Su aparición está relacionada con una mala puesta en obra del ligante por defectos en la barra pulverizadora, la altura incorrecta de dicha barra, el exceso de viento o una baja temperatura durante la aplicación del riego. Existen dos tipos de exudaciones relacionadas con la aplicación de tratamientos superficiales: el llorado de ligante y los flujos de ligante. El llorado de ligante consiste en la presencia de betún sin árido en la superficie (Figura 7). Puede ser causado por un exceso de ligante, por el uso de un ligante de baja viscosidad, por el derrame de solventes pero sobre todo por la utilización de un exceso de riego de adherencia. El flujo de ligante consiste en el ascenso de ligante a la superficie de rodadura a través de una grieta (Figura 8). La causa principal de este tipo de deterioros es la dosificación excesiva de ligante en los riegos de adherencia.


Figura 7. Llorado de ligante Figura 8. Flujo de ligante Como se puede apreciar, la mayoría de estos fallos están provocados por un mal control y ejecución de los tratamientos encargados de la unión entre las capas y los problemas de

Figura 17. Llorado de ligante Figura 18. Flujo de ligante

37


Posteriormente, para comprobar la dotación se realiza el pesaje de la bandeja.

Tashman [64] utilizó este método ASTM D2995 en sus estudios sobre adherencia entre capas. En ellos realizaba comparaciones de diferentes aparatos para medir la resistencia al corte que aportaban diferentes cantidades de emulsión, y para medir la cantidad de betún residual aplicado sobre la superficie, colocaba una capa de geotextil sobre la superficie de la capa de base antes de la aplicación del riego de adherencia, de la misma manera que indica la norma ASTM D2995 [4]. Sin embargo, en vez de medir la cantidad de emulsión aplicada, se medía la cantidad de betún residual tras la evaporación del agua. Los resultados prácticos que obtuvo fueron sensiblemente distintos a los calculados y esperados teóricamente, observando valores demasiado altos para las dotaciones más bajas y valores demasiado bajos para las dotaciones más altas. A su vez, entre los valores objetivo más altos y los más bajos, la diferencia de dotación teórica se sitúa alrededor de 250 g/m2, mientras que las mediciones reales obtenidas la diferencia era de solamente de 40 g/m2. Esto provoca que para sus ensayos haya tenido que utilizar los valores teóricos en lugar de las mediciones reales. Estas desviaciones pueden estar generadas por una medición errónea durante el ensayo, un procedimiento de ensayo inadecuado, el descalibrado del dispositivo regador o una combinación de los factores anteriormente citados.

Sin embargo, West [69] afirma que este método es fiable a la vista de los resultados que obtuvo durante la realización de sus ensayos sobre resistencia de los riegos de adherencia en obra. En ellos tomó muestras del riego de adherencia en siete proyectos diferentes, para luego poder comparar resultados de diferentes tipos de emulsión aplicada y diferentes cantidades de la misma.

adherencia entre las mismas, siendo uno de los factores más influyentes en la aparición de deterioros, provocando que sea uno de los campos que más investigación suscita.

2.1.3. Control de la cantidad de ligante aplicado en obra Actualmente existe un método estandarizado para el control de la cantidad de emulsión aplicada durante la realización de un riego. Dicho método, estandarizado según la norma ASTM D2995 [4], provoca dudas respecto a su fiabilidad por los resultados mostrados en algunas investigaciones que lo han utilizado. Este método consiste en colocar una superficie cuadrada de geotextil previamente pesada sobre la capa inferior del pavimento previo a la extensión del riego (Figura 9). Una vez que el ligante es extendido, bien sea manualmente o mediante un dispositivo regador, la superficie de geotextil es extraída y pesada de nuevo, y por la diferencia de peso se obtiene la dotación de riego aplicada.

Dentro de la normativa española de aplicación de riegos se contempla una versión de esta norma para controlar la cantidad de riego aplicado. El método se desarrolla de modo similar al indicado en la norma ASTM, aunque en este caso se indica que se utilicen bandejas metálicas u hojas de papel, o de otro material similar, para recoger la emulsión. Posteriormente, para comprobar la dotación se realiza el pesaje de la bandeja Tashman [64] utilizó este método ASTM D2995 en sus estudios sobre adherencia entre capas. Figura 9. Método de medición ASTM D2995

[47] En ellas realizaba comparaciones de diferentes aparatos para medir la resistencia al corte que aportaban diferentes cantidades de emulsión, y para medir la cantidad de betún residual aplicado sobre la superficie, colocaba una capa de geotextil sobre la superficie de la capa de base antes de la aplicación del riego de adherencia, de la misma manera que indica la norma ASTM D2995 [4]. Sin embargo, en vez de medir la cantidad de emulsión aplicada, se medía la cantidad de betún residual tras la evaporación del agua. Los resultados prácticos que obtuvo fueron sensiblemente distintos a los calculados y esperados teóricamente, observando valores demasiado altos para las dotaciones más bajas y valores demasiado bajos para las dotaciones más altas. A su vez, entre los valores objetivo más altos y los más bajos, la diferencia de dotación teórica se sitúa alrededor de 250 g/m2, mientras que las mediciones reales obtenidas la diferencia era de solamente de 40 g/m2. Esto provoca que para sus ensayos haya tenido que utilizar los valores teóricos en lugar de las mediciones reales. Estas desviaciones pueden estar generadas por una medición errónea durante el ensayo, un procedimiento de ensayo inadecuado, el descalibrado del dispositivo regador o una combinación de los factores anteriormente citados.

Figura 19. Método de medición ASTM D2995 [47]

38


Muench [43] expresa sus dudas al respecto de la fiabilidad de este método ya que, tomando como referencia los tests realizados por Tashman [64] y West [69], dichos resultados presentas muchas variaciones. Aunque West lo adopte como un método válido, Muench observa que en tres de los siete proyectos analizados por West, la cantidad de riego de adherencia pesada es bastante menor a la cantidad que se había previsto inicialmente. Esto ocurre en los 3 proyectos que utilizan emulsiones catiónicas de rotura rápida. Puede ser debido a que a la hora de pesar los geotextiles se haya evaporado una parte del agua de la emulsión. Otra fuente de error puede ser la precisión de la calibración de los dispensadores del riego de adherencia de los camiones.

Se han detectado varios inconvenientes relativos a la aplicación de este ensayo. El primero es que el geotextil puede ser doblado o movido por las ruedas del dispositivo regador en el momento en el que se aplica el riego, ya que éste simplemente es colocado sobre la superficie de la capa sobre la que se extiende el riego de adherencia, y carece de sujeción.

También se ha observado que el operario puede aplicar sobre el geotextil una cantidad distinta a la que esté aplicando previamente en otras partes del pavimento en las zonas donde se deba realizar la aplicación de riego de modo manual, falseando los resultados obtenidos.

También se ha apreciado una falta de control sobre el tiempo que transcurre desde que se aplica el riego de adherencia y se pesa el geotextil impregnado. Esto puede provocar resultados dispares debido a la evaporación del agua del ligante utilizado.

Asimismo, se observa que parte del riego aplicado sobre la superficie del geotextil podría escurrirse si la dosificación aplicada es alta y el geotextil no puede absorber por completo dicha cantidad.

Debido a estos motivos, es necesario desarrollar un nuevo método para analizar el riego aplicado en obra, desarrollando a su vez correlaciones entre las cantidades aplicadas, las cantidades absorbidas por el geotextil elegido y la dependencia de la superficie de contacto.

2.1.4.Investigacionessobreriegosdeadherencia

En todos los tratamientos de reparación y prevención de defectos superficiales es fundamental el control de una adecuada adherencia entre las diferentes capas, ya sean dos capas nuevas o el caso de una capa nueva y un pavimento antiguo. En base a ello se han realizado múltiples investigaciones centradas en el análisis de la adherencia aportada por los riegos realizados con emulsión.

39


Desde que Uzan et al. [67] empezaron a analizar la unión entre capas del pavimento en 1978, varios investigadores han intentado identificar los factores más influyentes en la efectividad de dicha unión. Los factores más analizados son: la dotación y el tipo de ligante, las características superficiales de la cara de contacto y el tipo de mezcla, incluyendo su fabricación y compactación.

2.1.4.1.Dosificacióndelriegodeadherencia

Con el fin de saber la influencia que tiene la aplicación del riego de adherencia, varios investigadores analizaron la resistencia al deslizamiento en probetas con y sin riego de adherencia aplicado entre las capas. Romanoschi et al. [55] utilizaron tres parámetros (módulo obtenido de la pendiente de la curva de rotura, cortante máximo y coeficiente de fricción de la cara de contacto de la probeta después de la rotura de la misma), pero solo el módulo y el cortante máximo se ven afectados en probetas sin riego de adherencia. A su vez, Gordillo [23] obtuvo en sus análisis sobre los métodos de fabricación y ensayos de laboratorio de la fabricación de micro-conglomerados en caliente, que la aplicación de riego de adherencia es de alta importancia para el correcto comportamiento de este tipo de mezclas bituminosas. También Diakhate et al. [17] y Collop et al. [15] observaron que las probetas sin riego de adherencia disminuyen su resistencia a fatiga. Sin embargo, un exceso de ligante provoca el deslizamiento entre éstas [54].

Soto [61, 62, 63] evaluó la importancia de la existencia de riego de adherencia aplicado mediante ensayos de corte. Obtuvo que la existencia de este tipo de riegos es fundamental, especialmente si las capas de rodadura son finas. Observa que comúnmente la capa de emulsión bituminosa como riego de adherencia se aplicaba en la construcción o reparación de carreteras, pero no se tenía el control necesario respecto a la calidad de la emulsión, la dotación aplicada o el proceso de aplicación del mismo, quedando éste mal repartido. Esto provoca la disminución de prácticamente 4 veces la vida útil del mismo si sobre el pavimento no se aplica o se aplica de manera incorrecta el riego de adherencia.

Molenaar [42], Collop et al.[14], Raab et al. [54], Piber et al. [53], Alvarez [1] y Vargas [68] desarrollaron sus investigaciones con diferentes dosificaciones de riego de adherencia, incluyendo también probetas sin riego de adherencia. La mayor resistencia al deslizamiento se obtiene para el rango más común de dotación de riego de adherencia, y dicha resistencia se reduce en las probetas sin dicho riego aplicado [14]. Aunque en algunas combinaciones de capa superficial e intermedia se obtienen mejores resultados sin la aplicación del ligante entre capas [13].

Sin embargo, Sholar et al. [60], Miró-Recasens et al. [35] y Zamora-Barraza et al. [70] analizaron varias dosificaciones, concluyendo que las menos efectivas son aquellas

40


menores de 300 g/m2 de betún residual, con las dotaciones óptimas entre 300 y 450 g/m2

de betún residual.

2.1.4.2.Tiempoderoturadelaemulsión

En 1995 se introdujo una nueva técnica de aplicación de riego de adherencia, para evitar la pérdida de propiedades debida al tránsito de vehículos sobre la superficie del riego de adherencia previo a la colocación sobre esta de la capa superior de mezcla bituminosa. Para ello se utilizó una extendedora Vogele Super 1800 SF, que poseía una rampa extendedora de la emulsión del riego de adherencia justo detrás del tren de rodaje y antes del extendedor de mezcla bituminosa [21]. El problema de este tipo de procesos con estas extendedoras, en las que el riego de adherencia es aplicado inmediatamente antes de la extensión de la capa superior, reside en que no se espera el tiempo necesario para la rotura de la emulsión, lo que puede provocar una disminución de la adherencia entre capas.

Deysarkar [16], Tashman et al. [65] y Chen et al. [11] consideraron el tiempo de rotura de cada ligante y el momento en el que se extiende la segunda capa de mezcla bituminosa, ya que a veces, el agua que queda sobre la superficie tras la rotura de la emulsión puede afectar la adherencia. Estas investigaciones incluyeron también diferentes tipos de dosificaciones de riego de adherencia.

Deysarkar [16] observó que un incremento de 0,27 l/m2 de riego de adherencia no presenta diferencias significativas si la resistencia es analizada 5 minutos después de la aplicación del riego, pero dichas diferencias incrementaban si dicha resistencia era analizada 30 y 60 minutos después de la aplicación del riego, en relación a la rotura de la emulsión. También Chen et al. [11] obtuvieron que la resistencia al corte aumentaba cuando se aplicaba el riego de adherencia y la compactación de la segunda capa se producía justo después de la rotura de la emulsión.

Sin embargo, en otra investigación se obtuvo que el tiempo de rotura de la emulsión y el incremento de la dotación de riego de adherencia tienen un efecto mínimo en la resistencia [65].

2.1.4.3.Acabadosuperficial

En varias investigaciones se incluyó la textura superficial como un factor influyente en la adherencia entre capas. Canestrari et al. [10], Miró-Recasens et al. [38, 26], Tashman et al. [65], Mohammad et al. [41], Santagata et al. [59], Leng et al. [27], Liu et al. [29] y Vargas [68] observaron que las condiciones de la cara de contacto entre capas tienen influencia directa en la resistencia a fatiga. Se consiguen altos valores de esta resistencia

41


en superficies fresadas, con un efecto mínimo de la ausencia de riego de adherencia, mientras que en superficies no fresadas la resistencia disminuye de manera importante si no se aplica el riego de adherencia [65]. Cuando se analizan superficies lisas, rugosas o fresadas, los mejores resultados se obtienen de nuevo para las superficies fresadas [27].

Esta rugosidad superficial puede variar dependiendo del tipo de mezcla bituminosa utilizada. Algunos investigadores analizaron diferentes tipos de mezcla. Raab et al. [54], Collop et al. [13] y Chen et al. [11] obteniendo que cada mezcla bituminosa tiene un valor determinado de macro-textura, y de acuerdo a este valor se debe seleccionar la dotación de riego de adherencia a utilizar.

Los mejores resultados se consiguen para valores altos de rugosidad, sobre todo si la capa está fresada. Pero debido a algunos datos que indicaban que mezclas más rugosas obtenían menores resistencias al corte, es necesario correlacionar el tipo de mezcla bituminosa y su macro-textura con diferentes dotaciones de riego de adherencia, adecuando la dotación a cada tipo de mezcla. La macro-textura de la capa inferior debe ser medida in situ antes de la extensión del riego para calcular la cantidad correcta a aplicar de acuerdo con las correlaciones establecidas entre la textura y la dotación.

2.1.5.Medicióndelacabadosuperficialdelascapasbituminosas

Como se ha comentado anteriormente, y a su vez se ha tenido parcialmente en cuenta en investigaciones previas, el tipo de acabado superficial tiene una alta influencia tanto en la calidad de rodadura de la superficie como en la adherencia entre las capas del pavimento. Para medir el acabado superficial de las capas del firme se considera la textura de la capa a analizar, entre otras características.

El ensayo más antiguo para la medición de esta característica del pavimento, pero que sigue estando en vigor, es el ensayo de Círculo de Arena. Debido al rango de textura analizado se debe decir que el ensayo determina la macro-textura.

Mediante este ensayo se determina la profundidad (H, en milímetros) de la textura a través de la utilización de una arena muy fina y homogénea (de la cual se conoce su densidad y su masa, por lo que se obtiene el volumen en mm3) que es extendida en el pavimento de manera que ocupe una superficie circular, a la que se mide su diámetro (en mm) (Figura 20). El tamaño de partícula de la arena utilizada debe estar comprendido entre 0,17 y 0,25 mm, y el ensayo se debe llevar a cabo con el pavimento seco y limpio, y en días sin viento. Los valores de la medición deben estar entre 0,25 y 5 mm, interpretando con reserva valores obtenidos fuera de dicho rango. El valor obtenido se llama altura de la mancha de arena “H” [15, 47].

42


Por lo general, el valor obtenido depende en gran medida del tipo de pavimento analizado, obteniendo mayores macro-texturas para los tratamientos superficiales, y en ocasiones para los pavimentos de hormigón que para mezclas bituminosas. A su vez dentro de las mezclas bituminosas, se obtienen mayores valores de macro-textura para mezclas discontinuas y porosas que para mezclas continuas, y dentro de cada tipo hay diferencias acordes al tamaño de árido máximo de cada mezcla [15].

En una actualización de esta norma de ensayo se incluye como material recomendado las esferas normalizadas de cristal de tamaño similar a la arena. Esto es debido a la mayor uniformidad entre esferas en comparación con la arena [6].

Existe otro tipo de ensayo utilizado para obtener la textura del pavimento. El Out Flow Meter (OFM) es un test volumétrico que mide el agua drenada a través de la textura superficial y los huecos del pavimento, relacionando la posibilidad de aquaplanning con el tiempo de evacuación del agua debajo del neumático en movimiento [5].

Sin embargo, la tendencia actual es la de realizar la medida de la textura mediante instrumentación láser que proporciona información detallada del perfil. Dentro de estos instrumentos caben destacar dos: el Electro-Optic laser Method (EOM, Figura 21) y el Circular Texture Meter (CTM, Figura 22).

Con esta instrumentación se obtienen los perfiles de la zona analizada. El ordenador asociado al aparato de medida se encarga de transformar la información obtenida para lograr el valor de profundidad media del perfil (Mean Profile Depth, MPD). A su vez, y teniendo en cuenta la correlación existente entre la profundidad media del perfil y la

Como se ha comentado anteriormente, y a su vez se ha tenido parcialmente en cuenta en investigaciones previas, el tipo de acabado superficial tiene una alta influencia tanto en la calidad de rodadura de la superficie como en la adherencia entre las capas del pavimento. Para medir el acabado superficial de las capas del firme se considera la textura de la capa a analizar, entre otras características. El ensayo más antiguo para la medición de esta característica del pavimento, pero que sigue estando en vigor, es el ensayo de Círculo de Arena. Debido al rango de textura analizado se debe decir que el ensayo determina la macro-textura. Mediante este ensayo se determina la profundidad (H, en milímetros) de la textura a través de la utilización de una arena muy fina y homogénea (de la cual se conoce su densidad y su masa, por lo que se obtiene el volumen en mm3) que es extendida en el pavimento de manera que ocupe una superficie circular, a la que se mide su diámetro (en mm) (Figura 10). El tamaño de partícula de la arena utilizada debe estar comprendido entre 0,17 y 0,25 mm, y el ensayo se debe llevar a cabo con el pavimento seco y limpio, y en días sin viento. Los valores de la medición deben estar entre 0,25 y 5 mm, interpretando con reserva valores obtenidos fuera de dicho rango. El valor obtenido se llama altura de la mancha de arena “H” [15, 47].

Por lo general, el valor obtenido depende en gran medida del tipo de pavimento analizado, obteniendo mayores macro-texturas para los tratamientos superficiales, y en ocasiones para los pavimentos de hormigón, que para mezclas bituminosas. A su vez dentro de las mezclas bituminosas, se obtienen mayores valores de macro-textura para mezclas discontinuas y porosas que para mezclas continuas, y dentro de cada tipo hay diferencias acordes al tamaño de árido máximo de cada mezcla [15]. En una actualización de esta norma de ensayo se incluye como material recomendado las esferas normalizadas de cristal de tamaño similar a la arena. Figura 10. Ensayo de Círculo de Arena [47]

Esto es debido a la mayor uniformidad entre esferas en comparación con la arena [6]. Existe otro tipo de ensayo utilizado para obtener la textura del pavimento. El Out Flow Meter (OFM) es un test volumétrico que mide el agua drenada a través de la textura superficial y los huecos del pavimento, relacionando la posibilidad de aquaplanning con el tiempo de evacuación del agua debajo del neumático en movimiento [5]. Sin embargo, la tendencia actual es la de realizar la medida de la textura mediante instrumentación láser que proporciona información detallada del perfil. Dentro de estos instrumentos caben destacar dos: el Electro-Optic laser Method (EOM, Figura 11) y el Circular Texture Meter (CTM, Figura 12).

Figura 20. Ensayo de Círculo de Arena [47]

43


profundidad media de la textura (Mean Texture Depth), obtenida en investigaciones internacionales PIARC, se obtiene el valor de profundidad media de la textura de la zona analizada [24].

Como se ha comentado anteriormente, el método más antiguo, y sobre el que se tiene experiencia de uso y se obtienen resultados conocidos, es el ensayo de círculo de arena. En este ensayo se obtiene la profundidad media de la textura (MTD). Con los nuevos métodos de medición láser se obtiene, sin embargo, la profundidad media del perfil (MPD). A priori los datos obtenidos mediante los métodos de medición láser son más precisos que los obtenidos con el círculo de arena, y por lo tanto se hace necesaria establecer una correlación entre ambos métodos. Para ello, y durante los ensayos desarrollados por el PIARC en 1995, se estableció una correlación entre ambos resultados [8], dependiendo del método láser empleado:

EOM g MTD [mm] = 0,79 × MPD + 0,23

CTM g MTD [mm] = 0,947 × MPD + 0,069

Mediante todos los ensayos de medida de rugosidad y textura se aprecian diferencias significativas entre los diferentes tipos de mezclas bituminosas. Varios investigadores observaron que la rugosidad superficial y la macro-textura son factores importantes relacionados con la adherencia entre capas.

Figura 11. Electro-Optic laser Method [24] Figura 12. Circular Texture Meter [24]

Con esta instrumentación se obtienen los perfiles de la zona analizada. El ordenador asociado al aparato de medida se encarga de transformar la información obtenida para lograr el valor de profundidad media del perfil (Mean Profile Depth, MPD). A su vez, y teniendo en cuenta la correlación existente entre la profundidad media del perfil y la profundidad media de la textura (Mean Texture Depth), obtenida en investigaciones internacionales PIARC, se obtiene el valor de profundidad media de la textura de la zona analizada [24]. Como se ha comentado anteriormente, el método más antiguo, y sobre el que se tiene experiencia de uso y se obtienen resultados conocidos, es el ensayo de círculo de arena. En este ensayo se obtiene la profundidad media de la textura (MTD). Con los nuevos métodos de medición láser se obtiene, sin embargo, la profundidad media del perfil (MPD). A priori los datos obtenidos mediante los métodos de medición láser son más precisos que los obtenidos con el círculo de arena, sin embargo se hace necesaria establecer una correlación entre ambos métodos. Para ello, y durante los ensayos desarrollados por el PIARC en 1995, se estableció una correlación entre ambos resultados [8], dependiendo del método láser empleado: EOM MTD [mm] = 0,79 × MPD + 0,23 CTM MTD [mm] = 0,947 × MPD + 0,069 Mediante todos los ensayos de medida de rugosidad y textura se aprecian diferencias significativas entre los diferentes tipos de mezclas bituminosas. Varios investigadores observaron que la rugosidad superficial y la macro-textura son factores importantes relacionados con la adherencia entre capas.

2.2. DESARROLLO DE LOS ENSAYOS 2.2.1. Estudio sobre la dotación óptima de ligante e influencia de la macro-textura

En varias investigaciones se ha estudiado el comportamiento de los riegos de adherencia, analizando para ello los factores más influyentes en la variación de propiedades y efectividad de la unión entre capas de un firme. Para realizar estas investigaciones se han

Figura 21. Electro-Optic laser Method [24] Figura 22. Circular Texture Meter [24]

44


2.2.Desarrollodelosensayos

2.2.1.Estudio sobre la dotaciónoptimade ligante e influenciade lamacro-textura

En varias investigaciones se ha estudiado el comportamiento de los riegos de adherencia, analizando para ello los factores más influyentes en la variación de propiedades y efectividad de la unión entre capas de un firme. Para realizar estas investigaciones se han utilizado multitud de ensayos y aparatos, basados en instrumentos de tracción, torsión y corte. Uno de los más empleados es el ensayo diseñado por Leutner [28] que ha sido modificado posteriormente por diferentes investigadores para adecuar dicho ensayo a sus necesidades, entre ellos Miró-Recasens et al. [35, 36, 38, 39] en sus ensayos sobre el comportamiento de los riegos de adherencia con emulsiones termo-adherentes.

Para realizar los ensayos correspondientes al análisis de las dotaciones más adecuadas de riegos de adherencia se ha utilizado como base el ensayo de corte LCB de la Escuela de Caminos de Barcelona. El procedimiento para el desarrollo de este ensayo viene detallado en la norma NLT-328/08 [46]. Se ha seleccionado este ya que es de fácil ejecución y proporciona valores válidos respecto a la dotación de riego de adherencia a utilizar, además de disponer de la normativa necesaria para realizar el ensayo.

Inicialmente, el ensayo consiste en acoplar el aparato LCB a una máquina de ensayos estáticos que aplica una carga ligera, y que produce un desplazamiento continuo sobre una de las capas de las probetas. Dichas probetas están formadas por dos capas de mezcla bituminosa unidas entre sí por un riego de adherencia. Mediante la aplicación del desplazamiento en una de las capas, quedando la otra fija, se produce la separación de éstas por la zona de unión entre ambas, superando los valores de resistencia al corte de dicha unión.

En este caso, para la realización del ensayo se han introducido modificaciones en el aparato LCB con el fin de facilitar la colocación de las probetas y generar el corte siempre en la misma posición y evitar posibles desplazamientos de la cuna durante el ensayo (Figura 23).Dicho aparato consiste en una mordaza cilíndrica de 101,6 mm de diámetro dividida en dos partes iguales, entre las cuales se coloca una de las capas que forman las probetas.La otra capa se deja fuera de la mordaza apoyada en la base con el fin de tener una capa fija y otro sobre la cual se aplica el desplazamiento.

Se han analizado 48 combinaciones, con dos tipos de mezclas bituminosas en la capa superior (AC16 surf D y AC22 surf D), combinándolas con cuatro tipos de mezclas bituminosas para la capa inferior (AC22 bin D, AC22 bin S, AC22 bin G, AC22 bin G con granulometría modificada y AC32 base G). Además, se ha incluido también como capa inferior la mezcla

45


AC22 bin D con la cara de contacto serrada para comprobar el comportamiento del riego de adherencia cuando la textura superficial es mínima. Se han utilizado cuatro dotaciones de riego de adherencia (entre 125 y 500 g/m2). Para comprobar la influencia de la textura superficial, se han realizado las mediciones en cada probeta de la macro-textura de la cara de contacto de la capa inferior.

2.2.2.Controldeladotacióndeliganteaplicadaenobra

Con el fin de medir la dotación de riego de adherencia aplicado en obra se ha diseñado un aparato con el que se comprueba dicha dotación. Se han realizado diferentes ensayos con el fin de analizar la idoneidad de este aparato.

El aparato aplica una determinada presión sobre una placa de acero recubierta de un material absorbente que se encarga de retener un determinado porcentaje de emulsión bituminosa del riego de adherencia.

En el ensayo se han analizado 36 combinaciones. Se han incluido tres tipos de mezclas bituminosas (AC16 surf D, AC16 surf S y BBTM11A), dos tipos de emulsión bituminosa para el riego de adherencia (ECR-1 y ECR-1 termo-adherente), y tres dosificaciones de riego de adherencia (entre 250 y 500 g/m2). Sobre cada probeta se ha medido la macro-textura superficial y se han realizado los ensayos en ambas caras ya que tras el proceso de compactación se ha comprobado que dichos valores de textura son diferentes en ambas caras, proporcionando un rango más amplio, obteniendo el doble de datos para el estudio. El método de medición de la macro-textura superficial es el mismo que en ensayos anteriores.

utilizado multitud de ensayos y aparatos, basados en instrumentos de tracción, torsión y corte. Uno de los más empleados es el ensayo diseñado por Leutner [28] que ha sido modificado posteriormente por diferentes investigadores para adecuar dicho ensayo a sus necesidades, entre ellos Miró-Recasens et al. [35, 36, 38, 39] en sus ensayos sobre el comportamiento de los riegos de adherencia con emulsiones termo-adherentes. Para realizar los ensayos correspondientes al análisis de las dotaciones más adecuadas de riegos de adherencia se ha utilizado como base el ensayo de corte LCB de la Escuela de Caminos de Barcelona. El procedimiento para el desarrollo de este ensayo viene detallado en la norma NLT-328/08 [46]. Se ha seleccionado éste ya que es de fácil ejecución y proporciona valores válidos respecto a la dotación de riego de adherencia a utilizar, además de disponer de la normativa necesaria para realizar el ensayo. Inicialmente, el ensayo consiste en acoplar el aparato LCB a una máquina de ensayos estáticos que aplica una carga ligera, y que produce un desplazamiento continuo sobre una de las capas de las probetas. Dichas probetas están formadas por dos capas de mezcla bituminosa unidas entre sí por un riego de adherencia. Mediante la aplicación del desplazamiento en una de las capas, quedando la otra fija, se produce la separación de éstas por la zona de unión entre ambas, superando los valores de resistencia al corte de dicha unión.

En este caso, para la realización del ensayo se han introducido modificaciones en el aparato LCB con el fin de facilitar la colocación de las probetas y generar el corte siempre en la misma posición y evitar posibles desplazamientos de la cuna durante el ensayo (Figura 13). Dicho aparato consiste en una mordaza cilíndrica de 101,6 mm de diámetro dividida en dos partes iguales, entre las cuales se coloca una de las capas que forman las probetas. Figura 13. LCB modificado

La otra capa se deja fuera de la mordaza apoyada en la base con el fin de tener una capa fija y otra sobre la cual se aplica el desplazamiento. Se han analizado 48 combinaciones, con dos tipos de mezclas bituminosas en la capa superior (AC16 surf D y AC22 surf D), combinándolas con cuatro tipos de mezclas bituminosas para la capa inferior (AC22 bin D, AC22 bin S, AC22 bin G, AC22 bin G con granulometría modificada y AC32 base G). Además, se ha incluido también como capa inferior la mezcla AC22 bin D con la cara de contacto serrada para comprobar el comportamiento del riego de adherencia cuando la textura superficial es mínima. Se han utilizado cuatro dotaciones de riego de adherencia (entre 125 y 500 g/m2). Para comprobar la influencia de la textura superficial, se han realizado las mediciones en cada probeta de la macro-textura de la cara de contacto de la capa inferior.

2.2.2. Control de la dotación de ligante aplicada en obra

Figura 23. LCB modificado

46


2.2.3.Fabricacióndeprobetasdeensayodecorte

2.2.3.1.Procesodefabricación

Para el ensayo se han fabricado probetas de 101,60 mm de diámetro. Las probetas están formadas por 2 capas de mezcla bituminosa unidas por el riego de adherencia. Cada capa tiene un tamaño de 65 mm, con una altura total aproximada de probeta de 130 mm (Figura 24). Para ello se utilizan unos moldes cilíndricos de 101,60 mm de diámetro y una altura de 180 mm).

2.2.3.2.Procesodecompactación

La compactación se ha realizado por compresión simple mediante la máquina empleada en el ensayo de inmersión-compresión, de acuerdo a la norma NLT-161/98 [45]. Este tipo de compactación es adecuada para ambas capas debido al control que se tiene sobre el tiempo de ejecución y la presión ejercida. A su vez, no supone ningún problema respecto a la sujeción de la base y los moldes, proporcionando probetas adecuadas para los ensayos. Este tipo de compactación ha sido el elegido por su idoneidad para la realización de las dos capas.

Con el fin de medir la dotación de riego de adherencia aplicado en obra se ha diseñado un aparato con el que se comprueba dicha dotación. Se han realizado diferentes ensayos con el fin de analizar la idoneidad de este aparato así como para desarrollar una tabla de datos y establecer las correlaciones correspondientes que permitan saber la cantidad real de riego aplicado. Para medir las dotaciones aplicadas se ha desarrollado un aparato que aplica una determinada presión sobre una placa de acero recubierta de un material absorbente que se encarga de retener un determinado porcentaje de emulsión bituminosa del riego de adherencia. En el ensayo se han analizado 36 combinaciones. Se han incluido tres tipos de mezclas bituminosas (AC16 surf D, AC16 surf S y BBTM11A), dos tipos de emulsión bituminosa para el riego de adherencia (ECR-1 y ECR-1 termo-adherente), y tres dosificaciones de riego de adherencia (entre 250 y 500 g/m2). Sobre cada probeta se ha medido la macro-textura superficial y se han realizado los ensayos en ambas caras ya que tras el proceso de compactación se ha comprobado que dichos valores de textura son diferentes en ambas caras, proporcionando un rango más amplio, obteniendo el doble de datos para el estudio. El método de medición de la macro-textura superficial es el mismo que en ensayos anteriores.

2.2.3. Fabricación de probetas de ensayo de corte 2.2.3.1. Proceso de fabricación

Para el ensayo se han fabricado probetas de 101,60 mm de diámetro. Las probetas están formadas por 2 capas de mezcla bituminosa unidas por el riego de adherencia. Cada capa tiene un tamaño de 65 mm, con una altura total aproximada de probeta de 130 mm (Figura 14). Para ello se utilizan unos moldes cilíndricos de 101,60 mm de diámetro y una altura de 180 mm).

2.2.3.2. Proceso de compactación La compactación se ha realizado por compresión simple mediante la máquina empleada en el ensayo de inmersión-compresión, de acuerdo a la norma NLT-161/98 [45]. Este tipo de compactación es adecuada para ambas capas debido al control que se tiene sobre el tiempo de ejecución y la presión ejercida.

Figura 14. Probeta de 2 capas A su vez, no supone ningún problema respecto a la sujeción de la base y los moldes, proporcionando probetas adecuadas para los ensayos. Este tipo de compactación ha sido el elegido por su idoneidad para la realización de las dos capas.

Figura 24. Probeta de 2 capas

47


2.2.3.3.Fabricacióndelacapainferiorysuperior

Uno de los puntos más importantes para garantizar el correcto comportamiento del riego de adherencia es tener en cuenta el tiempo de rotura de la emulsión. La segunda capa de mezcla bituminosa debe ser colocada sobre el riego de adherencia una vez que este ha roto. La colocación de esta capa de mezcla sin haber esperado el tiempo necesario provoca fallos prematuros en el firme.

Con el fin de evitar estos problemas, previo a la fabricación de las probetas de ensayo, se realizaron ensayos para determinar el tiempo de rotura de cada dotación de emulsión.

Según los datos obtenidos, el tiempo de espera hasta la rotura total de la emulsión está entre 6 y 7 minutos para cada 10 g/m2 de betún residual. Mediante estos datos se elaboró una tabla con los tiempos de espera para cada cantidad de emulsión aplicada sobre la superficie circular de la probeta. Dicha superficie corresponde a un diámetro de 101,60 mm.

Si transcurre más tiempo del mínimo indicado entre la completa rotura de la emulsión y la compactación de la segunda capa, los resultados apenas varían. Sin embargo si se produce antes de la completa rotura, pueden aparecer defectos en la unión entre las capas.

2.2.3.4.Serradoeimpermeabilizadodeprobetas

Para los ensayos de corte, parte de las probetas se realizan con la cara de contacto de la capa inferior serrada, con el fin de comprobar la adherencia de una superficie de macro-textura mínima respecto a las macro-texturas más comunes de las mezclas bituminosas. Para lograr la reducción de la macro-textura se recurre al corte de dicha cara de contacto, dejando la superficie lisa.

Una vez realizada la compactación de la capa inferior, y esperando a que dicha probeta haya enfriado, se realiza la extracción parcial de la misma. Posteriormente, se marcan las probetas por las zonas a cortar para ajustar el tamaño final a 65 mm. La máquina de corte utilizada es una sierra circular mecánica disponible en el laboratorio, refrigerada por agua en la zona de corte para evitar el calentamiento.

Finalmente, tras realizar el corte de las probetas, estas se secan a una temperatura de entre 30 y 40 ºC, y cuando estén secas y frías se reintroducen en el molde.

La reintroducción se realiza en dos pasos: primero, se coloca de manera que la cara de contacto quede al nivel del borde del molde para realizar la medición de la macro-textura, y una vez realizada la medición se elimina el material utilizado para dicha medición y se

48


reintroduce finalmente hasta la posición necesaria para la aplicación de la emulsión y posterior compactación de la capa superior. El siguiente paso a realizar, una vez que las probetas han sido reintroducidas en el molde, es la aplicación de la emulsión del riego de adherencia previo a la compactación de la segunda capa.

En los primeros ensayos de prueba se comprobó que la emulsión aplicada sobre la probeta fluía entre dicha probeta y las paredes del molde antes de que dicha emulsión rompiera. Con el fin de evitar la pérdida de emulsión, lo que falsearía los resultados de los ensayos, se procedió a la impermeabilización de la zona de contacto entre la probeta y las paredes del molde. Para ello se ha procedido a la aplicación de un pequeño hilo de vaselina alrededor de la probeta en la zona de contacto con el molde mediante la utilización de una jeringuilla.

Posteriormente, se ha ajustado el hilo de aplicación únicamente en la zona de contacto para evitar inferencias en los resultados de los ensayos. Una vez extendida la vaselina en la zona de contacto, se procede a la aplicación de la emulsión.

2.2.4.Análisisdelamacro-texturasuperficial

2.2.4.1.Caracterizacióndemateriales

Con el fin de obtener valores precisos de macro-textura superficial, a cada probeta se le ha realizado un ensayo similar al ensayo medida de la macro-textura superficial de un pavimento por la técnica volumétrica (NLT-335/00 [47]) pero aplicado a probetas de menor escala en laboratorio. Para rellenar el volumen de todos los huecos superficiales, previamente se han caracterizado dos materiales para seleccionar el más adecuado para estos ensayos: un filler ofítico, de tamaño de partícula inferior a 0,063 mm, y una arena de río de tamaño de partícula entre 0,5 y 0,25 mm.

Para seleccionar el material más adecuado, se han obtenido las densidades relativas y aparentes de cada material para comprobar cuál de los dos materiales rellena más huecos superficiales y cuál es el más adecuado para la obtención de los datos necesarios.

Dicha caracterización fue realizada mediante los ensayos de determinación de la densidad aparente y porosidad (UNE-EN 1097-3 [66]) y de determinación de la densidad relativa (NLT-155/95 [44]).

Se obtiene un porcentaje de huecos del 68,19 % en el caso del filler ofitico, mientras que en el caso de la arena de río el porcentaje de huecos es del 50,28 %. Se observa que el filler ofítico posee un mayor porcentaje de huecos y una menor densidad aparente. Esto provoca que al extender el filler sobre las probetas se ejerza una ligera compactación,

49


amoldándose de mejor manera a los huecos superficiales que la arena de río. A su vez, al poseer el filler de ofíta un tamaño de partícula menor que la arena de río, rellena por completo los huecos superficiales de la textura, y a su vez evita un sobredimensionamiento que sí puede aparecer si se utiliza la arena de río.

Como se puede apreciar en las fotografías, durante el proceso de extensión de los materiales se rellenan de una manera más uniforme los huecos si el material utilizado es el filler ofitico (Figura 25) que si se hace con arena de río (Figura 26).

Cabe destacar también que una parte de las probetas ensayadas tienen la cara de contacto serrada, por lo que a la hora de realizar la medición de la macro-textura, la arena de río posee un tamaño de partícula demasiado elevado, resultando más adecuado el filler.

Al utilizar el filler ofitico para realizar las mediciones de macro-textura se obtienen valores no normalizados, por lo que es necesario realizar una transformación de dichos datos para poder compararlos con los valores de macro-textura estandarizados.

Para obtener valores de macro-textura normalizado, se han realizado ensayos de círculo de arena (NLT-335/00 [47]) con el filler ofítico seleccionado sobre probetas de pista de diferentes tipos de mezcla bituminosa, logrando diferentes texturas, para obtener el ajuste y la correlación adecuada entre los resultados de ambos materiales. La arena utilizada en este ensayo tiene un tamaño de partícula entre 0,32 y 0,16 mm.

Para obtener valores fiables se realizan cuatro mediciones de las que se obtiene el valor medio. A través de estos datos se obtiene una correlación entre las macro-texturas obtenidas con ambos materiales (Figura 27). Para realizar la transformación de datos se utiliza la ecuación obtenida en la gráfica, la cual resulta:

Figura 16. Extensión de filler ofítico Figura 17. Extensión de arena de río Cabe destacar también que una parte de las probetas ensayadas tienen la cara de contacto serrada, por lo que a la hora de realizar la medición de la macro-textura, la arena de río posee un tamaño de partícula demasiado elevado, resultando más adecuado el filler. Al utilizar el filler ofitico para realizar las mediciones de macro-textura se obtienen valores no normalizados, por lo que es necesario realizar una transformación de dichos datos para poder compararlos con los valores de macro-textura estandarizados. Para obtener valores de macro-textura normalizado, se han realizado ensayos de círculo de arena (NLT-335/00 [47]) con el filler ofítico seleccionado sobre probetas de pista de diferentes tipos de mezcla bituminosa, logrando diferentes texturas, para obtener el ajuste y la correlación adecuada entre los resultados de ambos materiales. La arena utilizada en este ensayo tiene un tamaño de partícula entre 0,32 y 0,16 mm. Para obtener valores fiables se realizan cuatro mediciones de las que se obtiene el valor medio. A través de estos datos se obtiene una correlación entre las macro-texturas obtenidas con ambos materiales (Figura 18). Para realizar la transformación de datos se utiliza la ecuación obtenida en la gráfica, la cual resulta: Macro-textura_Normalizada = (Macro-textura_Ensayada * 1,271) + 0,041 Mediante esta correlación se logra transformar los valores obtenidos mediante la extensión de filler de ofita sobre las diferentes superficies en valores estandarizados de macro-textura obtenidos con la arena de río 0,32-0,16 mm.

2.2.4.2. Realización del ensayo Puesto que las superficies sobre las que se va a extender el filler son conocidas, en lugar de emplear un volumen fijo del mismo se determina el peso de filler necesario para enrasar las superficies. En el caso de los ensayos de corte, la medición se realiza sobre la cara de contacto de la capa inferior sobre la que se va a aplicar el riego de adherencia para posteriormente compactar la segunda capa encima cuando el riego haya curado. Para medir la macro-

Figura 25. Extensión de filler ofítico Figura 26. Extensión de arena de río

50


Macro-textura_Normalizada = (Macro-textura_Ensayada * 1,271) + 0,041

Mediante esta correlación se logra transformar los valores obtenidos mediante la extensión de filler de ofita sobre las diferentes superficies en valores estandarizados de macro-textura obtenidos con la arena de río 0,32-0,16 mm.

2.2.4.2.Realizacióndelensayo

Puesto que las superficies sobre las que se va a extender el filler son conocidas, en lugar de emplear un volumen fijo del mismo se determina el peso de filler necesario para enrasar las superficies.

En el caso de los ensayos de corte, la medición se realiza sobre la cara de contacto de la capa inferior sobre la que se va a aplicar el riego de adherencia para posteriormente compactar la segunda capa encima cuando el riego haya curado. Para medir la macro-textura, se coloca dicha capa a nivel del borde del molde para lograr la extensión uniforme del filler ofítico y no dejar huecos superficiales sin rellenar. Una vez realizado esto, se pesa el conjunto de molde más probeta. Posteriormente, se extiende el filler sobre dicha capa para rellenar todos los huecos superficiales, se allana y elimina el filler sobrante (Figura

Figura 15. Extensión de filler ofítico Figura 16. Extensión de arena de río Cabe destacar también que una parte de las probetas ensayadas tienen la cara de contacto serrada, por lo que a la hora de realizar la medición de la macro-textura, la arena de río posee un tamaño de partícula demasiado elevado, resultando más adecuado el filler. Al utilizar el filler ofitico para realizar las mediciones de macro-textura se obtienen valores no normalizados, por lo que es necesario realizar una transformación de dichos datos para poder compararlos con los valores de macro-textura estandarizados. Para obtener valores de macro-textura normalizado, se han realizado ensayos de círculo de arena (NLT-335/00 [47]) con el filler ofítico seleccionado sobre probetas de pista de diferentes tipos de mezcla bituminosa, logrando diferentes texturas, para obtener el ajuste y la correlación adecuada entre los resultados de ambos materiales. La arena utilizada en este ensayo tiene un tamaño de partícula entre 0,32 y 0,16 mm. Para obtener valores fiables se realizan cuatro mediciones de las que se obtiene el valor medio. A través de estos datos se obtiene una correlación entre las macro-texturas obtenidas con ambos materiales (Figura 17). Para realizar la transformación de datos se utiliza la ecuación obtenida en la gráfica, la cual resulta:

Figura 27. Gráfica de correlación entre macro-texturas

51


28), para finalmente volver a pesar el conjunto de molde, probeta y filler. La diferencia entre el peso final y el inicial indica el peso del filler aplicado, el cual relacionándolo con su densidad y la superficie de aplicación (diámetro 101.60 mm) nos proporciona la equivalencia de altura del filler aplicado.

Una vez realizada la medición, se elimina completamente el filler para recolocar la probeta en su posición previa dentro del molde una vez esta haya secado, y proceder así con la fabricación de la segunda capa.

Para la medición de la macro-textura de las probetas de pista en los ensayos de control de la dotación de ligante aplicado, se ha utilizado el mismo filler adaptando la aplicación a las dimensiones de la nueva probeta. Primero, se pesa la probeta para posteriormente aplicar el filler sobre una superficie de 180x180 mm de la cara de la probeta a medir (Figura 29). Una vez aplicado el filler, se allana la superficie, eliminando el sobrante para lograr una superficie completamente plana. Finalmente, se vuelve a pesar la probeta. La diferencia entre el peso final y el inicial nos da la cantidad de filler necesario para rellenar los huecos superficiales. Así, una vez sabemos el peso del filler, y con la densidad del mismo y la superficie que ocupa, obtenemos el volumen que rellena dicho filler y su correspondencia en valores de macro-textura en milímetros.

Una vez realizada la medición, se elimina completamente el filler de la cara de la probeta y se procede a la aplicación del riego de adherencia para continuar los ensayos.

textura, se coloca dicha capa a nivel del borde del molde para lograr la extensión uniforme del filler ofítico y no dejar huecos superficiales sin rellenar. Una vez realizado esto, se pesa el conjunto de molde más probeta. Posteriormente, se extiende el filler sobre dicha capa para rellenar todos los huecos superficiales, se allana y elimina el filler sobrante (Figura 19), para finalmente volver a pesar el conjunto de molde, probeta y filler. La diferencia entre el peso final y el inicial indica el peso del filler aplicado, el cual relacionándolo con su densidad y la superficie de aplicación (diámetro 101.60 mm) nos proporciona la equivalencia de altura del filler aplicado. Una vez realizada la medición, se elimina completamente el filler para recolocar la probeta en su posición previa dentro del molde una vez esta haya secado, y proceder así con la fabricación de la segunda capa. Para la medición de la macro-textura de las probetas de pista en los ensayos de control de la dotación de ligante aplicado, se ha utilizado el mismo filler adaptando la aplicación a las dimensiones de la nueva probeta. Primero, se pesa la probeta para posteriormente aplicar el filler sobre una superficie de 180x180 mm de la cara de la probeta a medir (Figura 20). Una vez aplicado el filler, se allana la superficie, eliminando el sobrante para lograr una superficie completamente plana. Finalmente, se vuelve a pesar la probeta. La diferencia entre el peso final y el inicial nos da la cantidad de filler necesario para rellenar los huecos superficiales. Así, una vez sabemos el peso del filler, y con la densidad del mismo y la superficie que ocupa, obtenemos el volumen que rellena dicho filler y su correspondencia en valores de macro-textura en milímetros. Una vez realizada la medición, se elimina completamente el filler de la cara de la probeta y se procede a la aplicación del riego de adherencia para continuar los ensayos.

Figura 19. Medición en probetas de corte Figura 20. Medición en probetas de pista

2.2.5. Realización del ensayo de absorción de ligante 2.2.5.1. Instrumentación utilizada

Analizando los resultados en investigaciones previas, y teniendo en cuenta los inconvenientes encontrados en el actual método de control de la dotación de riego de adherencia aplicado en obra, se ha diseñado un instrumento de medición en obra.

Figura 28. Medición en probetas de corte Figura 29. Medición en probetas de pista

52


2.2.5.Realizacióndelensayodeabsorcióndeligante

2.2.5.1.Instrumentaciónutilizada

Analizando los resultados en investigaciones previas, y teniendo en cuenta los inconvenientes encontrados en el actual método de control de la dotación de riego de adherencia aplicado en obra, se ha diseñado un instrumento de medición en obra.

El instrumento debe evitar la posibilidad de que el geotextil se arrugue o doble con el paso del regador móvil. Por ello se ha pensado en un dispositivo que pueda ser utilizado una vez que el riego de adherencia es aplicado. Para ello el geotextil está sujeto a dicho instrumento obteniendo siempre los valores precisos de absorción de ligante.

Dicho instrumento puede colocarse en cualquier parte del pavimento, y así se evita el falseo de resultados que un operario en la aplicación manual del riego de adherencia pudiera provocar.

Basándose en estas premisas, se ha diseñado un primer instrumento que constaba de una placa de acero recubierta de geotextil sobre la que se aplica una carga vertical determinada mediante un anillo dinamométrico (Figura 30).

Dicho anillo soporta una carga máxima de 50 kg, con un módulo de deformación de 55,87 kg/mm. Igualmente, para asegurar que el geotextil se amolde a posibles irregularidades de la superficie, entre la placa de acero y el mismo se ha colocado una pieza de espuma de polietileno de las mismas dimensiones de la placa de acero. Para evitar que dicha espuma pueda ensuciarse con emulsión debido a filtraciones, se ha colocado entre dicha espuma y el geotextil una capa de polímero impermeable del mismo tamaño.

El anillo dinamométrico controla la carga aplicada a través del desplazamiento producido en la compresión del mismo. Dicho desplazamiento queda reflejado en un reloj comparador incluido en el anillo. Mediante los ensayos de calibración del instrumento se ha observado que el proceso de aplicación de la carga no es totalmente preciso. Puesto que durante la aplicación de la carga, la espuma de polietileno se comprime, pero debido a la fluencia de dicha espuma, esta va recuperando su forma inicial, ya que el anillo de carga no ejerce la resistencia necesaria para evitar esta recuperación. Esto provoca que la aguja del reloj comparador del anillo se mueva, falseando la carga real que se está aplicando, generando una lectura imprecisa en dicho reloj.

Con el fin de evitar estos falseos de resultados, se ha rediseñado el instrumento de medición, simplificando a su vez su construcción. El anillo de carga ha sido sustituido por una barra de acero en la que se coloca la carga deseada a aplicar.

53


2.2.5.2.Procedimientodeensayo

Una vez determinado el ensayo a realizar y los materiales a utilizar se procede con los ensayos de absorción de ligante en obra. Se realiza la fabricación de las probetas, serrado, medida de la macro-textura y por último la impermeabilización para la posterior aplicación de la dotación deseada de riego de adherencia.

Antes de continuar con los ensayos, se pesan todas las piezas de geotextil, para obtener su peso inicial. Posteriormente se coloca el geotextil, la lámina de polímero impermeable y la pieza de espuma de polietileno en la placa de acero. La pieza de geotextil queda unida a la placa de acero mediante cinta adhesiva.

Posteriormente se coloca el peso a aplicar en la barra de acero que está unida a la placa, y se coloca el trípode. El siguiente paso es nivelar las patas del trípode para que la aplicación de la carga tenga el mismo ángulo de inclinación que la probeta a ensayar. Para ello se apoya la placa sobre la probeta y se regulan las patas de manera que la barra unida a la placa permanezca perpendicular a la superficie de la probeta. Una vez reguladas las patas, se eleva la placa de acero con geotextil y la carga hasta la posición de reposo, quedando preparada para la aplicación de la carga durante el ensayo (Figura 31).

Después de regular las patas del trípode, se extiende el riego de adherencia, y acto seguido se coloca la probeta sobre una superficie plana y nivelada para evitar que la emulsión

Figura 21. Anillo dinamométrico El instrumento debe evitar la posibilidad de que el geotextil se arrugue o doble con el paso del regador móvil. Por ello se ha pensado en un dispositivo que pueda ser utilizado una vez que el riego de adherencia es aplicado. Para ello el geotextil está sujeto a dicho instrumento obteniendo siempre los valores precisos de absorción de ligante. Dicho instrumento puede colocarse en cualquier parte del pavimento, y así se evita el falseo de resultados que un operario en la aplicación manual del riego de adherencia pudiera provocar. Basándose en estas premisas, se ha diseñado un primer instrumento que constaba de una placa de acero recubierta de geotextil sobre la que se aplica una carga vertical determinada mediante un anillo dinamométrico (Figura 21). Dicho anillo soporta una carga máxima de 50 kg, con un módulo de deformación de 55,87 kg/mm. Igualmente, para asegurar que el geotextil se amolde a posibles irregularidades de la superficie, entre la placa de acero y el mismo se ha colocado una pieza de espuma de polietileno de las mismas dimensiones de la placa de acero. Para evitar que dicha espuma pueda ensuciarse con emulsión debido a filtraciones, se ha colocado entre dicha espuma y el geotextil una capa de polímero impermeable del mismo tamaño. El anillo dinamométrico controla la carga aplicada a través del desplazamiento producido en la compresión del mismo. Dicho desplazamiento queda reflejado en un reloj comparador incluido en el anillo. Mediante los ensayos de calibración del instrumento se ha observado que el proceso de aplicación de la carga no es totalmente preciso. Esto es debido a que durante la aplicación de la carga, la espuma de polietileno se comprime,

Figura 30. Anillo dinamométrico

54


se escurra. Esto debe realizarse inmediatamente después de extender la emulsión en la superficie de la probeta.

Una vez colocada la probeta, se posiciona encima el conjunto trípode-barra-placa-pesas, y, transcurridos cinco minutos desde el inicio de la extensión del riego de adherencia, se libera la carga y la placa, aplicando con ella una presión de 3,14 kPa sobre la superficie de la probeta para lograr porcentajes adecuados de absorción del geotextil.

Finalmente, transcurridos otros cinco minutos desde la aplicación de la carga, esta se retira y se coloca nuevamente en posición de reposo, se despega el geotextil de la placa de acero e inmediatamente se pesa para anotar el peso total del geotextil con la emulsión absorbida. Las diferentes dotaciones y macro-texturas dan lugar a diferentes porcentajes de absorción (Figura 32, Figura 33). Comparando el peso final del geotextil con el peso inicial se obtiene la cantidad de emulsión absorbida, y comparando este valor con la cantidad aplicada inicialmente en la superficie de 250x250 mm se obtiene el porcentaje de emulsión absorbido por el geotextil. Mediante estos datos se establecen las correlaciones entre la emulsión absorbida y la extendida.

pero debido a la fluencia de dicha espuma, ésta va recuperando su forma inicial, ya que el anillo de carga no ejerce la resistencia necesaria para evitar esta recuperación. Esto provoca que la aguja del reloj comparador del anillo se mueva, falseando la carga real que se está aplicando, generando una lectura imprecisa en dicho reloj. Con el fin de evitar estos falseos de resultados, se ha rediseñado el instrumento de medición, simplificando a su vez su construcción. El anillo de carga ha sido sustituido por una barra de acero en la que se coloca la carga deseada a aplicar.

2.2.5.2. Procedimiento de ensayo Una vez determinado el ensayo a realizar y los materiales a utilizar se procede con los ensayos de absorción de ligante en obra. Se realiza la fabricación de las probetas, serrado, medida de la macro-textura y por último la impermeabilización para la posterior aplicación de la dotación deseada de riego de adherencia.

Figura 22. Instrumento con carga en reposo Antes de continuar con los ensayos, se pesan todas las piezas de geotextil, para obtener su peso inicial. Posteriormente se coloca el geotextil, la lámina de polímero impermeable y la pieza de espuma de polietileno en la placa de acero. La pieza de geotextil queda unida a la placa de acero mediante cinta adhesiva.

Figura 31. Instrumento con carga en reposo

55


2.3.Resultados

2.3.1.Ensayosdecorte

En este primer estudio se han analizado los resultados atendiendo únicamente al tipo de capa inferior utilizada en la fabricación de las probetas. Según los resultados obtenidos, los tipos de mezclas bituminosas AC22S, AC22G (M) y AC22G utilizados como capa inferior proporcionan los valores más altos de resistencia al corte (Tabla 2), siendo la mezcla AC22G (M), con granulometría intermedia entre la AC22S y la AC22G, la que mayores valores de resistencia proporciona, con un valor medio de resistencia del orden de 10,6 kN, obteniendo también valores apropiados para las mezclas AC22S y AC22G, con valores medios de 9,2 kN y 10,2 kN respectivamente.

A su vez, se aprecia que los valores más bajos para las mezclas con macro-texturas extremas, con unos valores de resistencia al corte de 6,8 kN para la mezcla AC22D con la cara de contacto serrada, y 7,9 kN para la mezcla AC32G (mezcla con mayor macro-textura de las analizadas). Los valores medios más bajos se obtienen para las mezclas AC22D con la cara de contacto serrada y AC32G, con las que se obtienen valores de resistencia casi un 50 % más bajos que los obtenidos para la mezcla más adecuada. En este caso los valores obtenidos se sitúan en 6,4 kN, mucho menores que el máximo obtenido de 11,8 kN, lo que indica la clara influencia de la aplicación de la dotación de ligante adecuada dependiendo de la macro-textura de la mezcla de la capa inferior.

Posteriormente se coloca el peso a aplicar en la barra de acero que está unida a la placa, y se coloca el trípode. El siguiente paso es nivelar las patas del trípode para que la aplicación de la carga tenga el mismo ángulo de inclinación que la probeta a ensayar. Para ello se apoya la placa sobre la probeta y se regulan las patas de manera que la barra unida a la placa permanezca perpendicular a la superficie de la probeta. Una vez reguladas las patas, se eleva la placa de acero con geotextil y la carga hasta la posición de reposo, quedando preparada para la aplicación de la carga durante el ensayo (Figura 22). Después de regular las patas del trípode, se extiende el riego de adherencia, y acto seguido se coloca la probeta sobre una superficie plana y nivelada para evitar que la emulsión se escurra. Esto debe realizarse inmediatamente después de extender la emulsión en la superficie de la probeta. Una vez colocada la probeta, se posiciona encima el conjunto trípode-barra-placa-pesas, y, transcurridos cinco minutos desde el inicio de la extensión del riego de adherencia, se libera la carga y la placa, aplicando con ella una presión de 3,14 kPa sobre la superficie de la probeta para lograr porcentajes adecuados de absorción del geotextil. Finalmente, transcurridos otros cinco minutos desde la aplicación de la carga, ésta se retira y se coloca nuevamente en posición de reposo, se despega el geotextil de la placa de acero e inmediatamente se pesa para anotar el peso total del geotextil con la emulsión absorbida. Las diferentes dotaciones y macro-texturas dan lugar a diferentes porcentajes de absorción (Figura 23, Figura 24). Comparando el peso final del geotextil con el peso inicial se obtiene la cantidad de emulsión absorbida, y comparando este valor con la cantidad aplicada inicialmente en la superficie de 250x250 mm se obtiene el porcentaje de emulsión absorbido por el geotextil. Mediante estos datos se establecen las correlaciones entre la emulsión absorbida y la extendida

Figura 23. Geotextil con baja dotación de emulsión aplicada

Figura 24. Geotextil con alta dotación de emulsión aplicada

2.3. RESULTADOS 2.3.1. Ensayos de corte

Figura 32. Geotextil con baja dotación de emulsión aplicada

Figura 33. Geotextil con alta dotación de emulsión aplicada

56


Analizando la Tabla 2, se aprecian menores diferencias entre los valores mínimos de resistencia para tipo de capa inferior (entre 6,4 y 9,0 kN) que entre los valores máximos de resistencia (entre 7,4 y 11,8 kN). Las desviaciones típicas incrementan a medida que aumenta la macro-textura hasta llegar a la mezcla AC22G con granulometría modificada, punto en el que disminuyen ligeramente.

Por último, se aprecia poca diferencia entre la media y la mediana para todos los casos (menores de 0,3 kN) lo que indica la ausencia de datos atípicos o valores extremos o la influencia mínima de éstos en caso de que los hubiera.

Se pueden apreciar las diferencias entre los resultados obtenidos para los dos tipos de capa superior, con unos valores de resistencia al corte más altos para las probetas con mezcla AC22 surf D en la capa superior (Figura 34, Figura 35, Figura 36, Figura 37).

Se muestra la influencia de la macro-textura, como se había obtenido del análisis de correlaciones de las variables respecto a la resistencia al corte. Para las probetas con dotación de 125 g/m2, los valores más altos corresponden a macro-texturas entre 0,675 mm (AC22G(M)) y 0,945 mm (AC22G), con los valores más bajos para macro-texturas máximas (entre 1,220 mm y 1,300 mm, AC32G) y mínimas (entre 0,000 mm y 0,095 mm, AC22D(S)).

En el caso de probetas con dotación de 250 g/m2 existen diferencias notables entre los dos tipos de capa superior, acentuado en las probetas con altos valores de macro-textura. Los valores más altos corresponden a macro-texturas entre 0,675 mm (AC22G(M)) y 0,945 mm (AC22G), con los valores más bajos para macro-texturas mínimas (entre 0,000 mm y 0,095 mm, AC22D(S)).

Al igual que en los casos anteriores, para la dotación de 375 g/m2 se aprecian grandes diferencias entre los dos tipos de capa superior, resaltando las diferencias obtenidas en las probetas con altos valores de macro-textura. En este caso se diferencian los valores más altos en las macro-texturas entre 0,675 mm y 0,770 mm (AC22G(M)), con los valores más bajos para macro-texturas mínimas (entre 0,000 mm y 0,095 mm, AC22D(S)) en ambos

Tipo de capa inferior

Resistencia al corte [N] Media Mediana Varianza Desv. típ. Mínimo Máximo

AC22D (S) 6812,83 6836,00 95208,319 308,558 6359 7452 AC22D 8337,50 8386,50 230340,348 479,938 7155 9201 AC22S 9158,13 9056,00 270069,418 519,682 8424 10431 AC22G (M) 10609,29 10631,50 631967,259 794,964 9008 11854 AC22G 10193,96 10303,00 521201,694 721,943 8577 11558 AC32G 7861,29 7780,50 460004,216 678,236 6411 8933 Tabla 2. Resumen estadístico de resultados Analizando la Tabla 2, se aprecian menores diferencias entre los valores mínimos de resistencia para tipo de capa inferior (entre 6,4 y 9,0 kN) que entre los valores máximos de resistencia (entre 7,4 y 11,8 kN). Las desviaciones típicas incrementan a medida que aumenta la macro-textura hasta llegar a la mezcla AC22G con granulometría modificada, punto en el que disminuyen ligeramente. Por último, se aprecia poca diferencia entre la media y la mediana para todos los casos (menores de 0,3 kN) lo que indica la ausencia de datos atípicos o valores extremos o la influencia mínima de éstos en caso de que los hubiera. Se pueden apreciar las diferencias entre los resultados obtenidos para los dos tipos de capa superior, con unos valores de resistencia al corte más altos para las probetas con mezcla AC22 surf D en la capa superior (Figura 24, Figura 25, Figura 26, Figura 27).

Figura 24. Dotación de 125 g/m2 Figura 25. Dotación de 250 g/m2

Tabla 2. Resumen estadístico de resultados

57


casos, y en el caso de probetas con capa superior del tipo AC16 surf D también para las macro-texturas comprendidas entre 1,220 mm y 1,300 mm (AC32G).

Finalmente, analizando las probetas de dotación 500 g/m2 se muestran notables diferencias entre los dos tipos de capa superior, obteniendo mayores diferencias entre estos dos tipos de probetas que en los casos anteriores. En este caso, los valores más altos se obtienen en un amplio rango de macro-texturas, entre 0,380 mm (AC22S) y 0,945 mm (AC22G), con los


Figura 27. Dotación de 375 g/m2 Figura 28. Dotación de 500 g/m2 Se muestra la influencia de la macro-textura, como se había obtenido del análisis de correlaciones de las variables respecto a la resistencia al corte. Para las probetas con dotación de 125 g/m2, los valores más altos corresponden a macro-texturas entre 0,675 mm (AC22G(M)) y 0,945 mm (AC22G), con los valores más bajos para macro-texturas máximas (entre 1,220 mm y 1,300 mm, AC32G) y mínimas (entre 0,000 mm y 0,095 mm, AC22D(S)). En el caso de probetas con dotación de 250 g/m2 existen diferencias notables entre los dos tipos de capa superior, acentuado en las probetas con altos valores de macro-textura. Los valores más altos corresponden a macro-texturas entre 0,675 mm (AC22G(M)) y 0,945 mm (AC22G), con los valores más bajos para macro-texturas mínimas (entre 0,000 mm y 0,095 mm, AC22D(S)).



Figura 27. Dotación de 375 g/m2 Figura 28. Dotación de 500 g/m2 Se muestra la influencia de la macro-textura, como se había obtenido del análisis de correlaciones de las variables respecto a la resistencia al corte. Para las probetas con dotación de 125 g/m2, los valores más altos corresponden a macro-texturas entre 0,675 mm (AC22G(M)) y 0,945 mm (AC22G), con los valores más bajos para macro-texturas máximas (entre 1,220 mm y 1,300 mm, AC32G) y mínimas (entre 0,000 mm y 0,095 mm, AC22D(S)). En el caso de probetas con dotación de 250 g/m2 existen diferencias notables entre los dos tipos de capa superior, acentuado en las probetas con altos valores de macro-textura. Los valores más altos corresponden a macro-texturas entre 0,675 mm (AC22G(M)) y 0,945 mm (AC22G), con los valores más bajos para macro-texturas mínimas (entre 0,000 mm y 0,095 mm, AC22D(S)).


58


valores más bajos para los resultados mínimos de macro-textura, entre 0,000 mm y 0,095 mm (AC22D(S)).

Por tanto, los resultados obtenidos muestran que las macro-texturas mínimas provocan que la fricción y adherencia entre la cara de contacto y la emulsión se vea reducida, disminuyendo también la resistencia.

En el caso de las macro-texturas máximas, la resistencia disminuye en todos los casos analizados respecto al resto de macro-texturas. Esto es debido a que la dotación de emulsión aplicada no llega a rellenar todos los huecos superficiales de la cara de contacto de la capa inferior, lo que provoca que la capa superior no se adhiera de manera adecuada al ligante y a la capa inferior.

A su vez, se observan claras diferencias entre los dos tipos de capa superior analizados. Las probetas con capa superior del tipo AC22D obtienen valores de resistencia mayores que las probetas con una capa superior del tipo AC16D. Esto es debido a la mayor macro-textura de la mezcla AC22D, que aumenta la adherencia entre esta capa y el ligante, mejorando a su vez la resistencia al corte.

Comparando las probetas, y agrupándolas únicamente por la dotación de riego de adherencia utilizada, se obtienen gráficas en las que se aprecian las diferencias de comportamiento para las diferentes dosificaciones de ligante (Figura 38). No se ha realizado una división de datos respecto al tipo de capa superior ya que analizando las gráficas, las diferencias de resistencia obtenidas para ambos tipos de capa superior es siempre la misma para cualquiera de las macro-texturas y dotaciones de ligante utilizadas.

Además, se observa que para un macro-textura mínima, cuando la capa inferior está serrada y los valores de macro-textura son menores de 0,095 mm, la dotación de 125 g/m2 de betún residual es la que muestra un mejor comportamiento. Considerando que esta dotación no supera la mínima indicada según el PG-3, se debe considerar los valores obtenidos con el resto de dotaciones, ya que también aportan valores adecuados para este tipo de macro-textura. Por otro lado, es importante destacar que si los valores de macro-textura están en un rango entre 0,230 y 0,475 mm, la dotación de 375 g/m2 aporta los valores más altos de resistencia al corte.

Figura 29. Dotación óptima dependiendo de la macro-textura de la capa inferior Para unos valores de macro-textura comprendidos entre 0,675 y 0,945 mm, los mejores valores se obtienen para la dotación de 250 g/m2 de betún residual, aunque con 375 g/m2 también se obtienen valores adecuados de resistencia. Si los valores de macro-textura son altos, mayores de 1,220 mm, la dotación de 500 g/m2 proporciona los resultados más adecuados. Por último, los valores más altos de adherencia entre capas se consiguen para una macro-textura comprendida entre 0,675 y 0,770 mm, que corresponden a una capa inferior realizada con mezcla bituminosa del tipo AC22 base G con la granulometría modificada. A su vez, los valores mínimos de resistencia han sido obtenidos en las probetas que presentan los valores más bajos de macro-textura superficial, menores a 0,095 mm, que corresponden a las probetas con la capa inferior realizada con una mezcla tipo AC22 bin D con su cara de contacto serrada. Las dotaciones de 125, 250 y 375 g/m2 presentan valores similares para cualquiera de las macro-texturas analizadas, y siempre con valores más altos que los obtenidos para 500 g/m2, a excepción de las probetas con las mayores macro-texturas. Esto es debido a que partiendo de texturas del orden de 1,000 mm, las dotaciones de hasta 375 g/m2 empiezan a ser insuficientes para rellenar los huecos superficiales de la capa inferior, requiriendo una mayor dotación de ligante para mejorar la resistencia al corte y la adherencia entre las capas. Esto indica que las dotaciones de ligante a aplicar no son un valor fijo y único, sino que tienen que estar directamente relacionados con la macro-textura de la superficie sobre la que se aplique dicho ligante.

2.3.2. Ensayos de absorción En este tipo de ensayos las mayores absorciones se consiguen para la dotación de 500 g/m2 en ambos casos, pero con mínimas diferencias respecto a la dotación de 375 g/m2. Sin embargo, se aprecian mayores variaciones para la dotación mínima estudiada (Tabla 2). Para una dotación de 500 g/m2 de betún residual, los porcentajes absorbidos se sitúan cercanos al 73 % mientras que para una dotación de 375 g/m2, dicho porcentaje es

Figura 38. Dotación óptima dependiendo de la macro-textura de la capa inferior

59


Además, se observa que para una macro-textura mínima, cuando la capa inferior está serrada y los valores de macro-textura son menores de 0,095 mm, la dotación de 125 g/m2 de betún residual es la que muestra un mejor comportamiento. Considerando que esta dotación no supera la mínima indicada por el PG-3, se debe considerar los valores obtenidos con el resto de dotaciones, ya que también aportan valores adecuados para este tipo de macro-textura.

Por otro lado, es importante destacar que si los valores de macro-textura están en un rango entre 0,230 y 0,475 mm, con una dotación de 375 g/m2 ase consigue la mayor resistencia al corte.

Para unos valores de macro-textura comprendidos entre 0,675 y 0,945 mm, los mejores valores se obtienen para la dotación de 250 g/m2 de betún residual, aunque con 375 g/m2

también se obtienen valores adecuados de resistencia. Si los valores de macro-textura son altos, mayores de 1,220 mm, la dotación de 500 g/m2 proporciona los resultados más adecuados.

Por último, los valores más altos de adherencia entre capas se consiguen para una macro-textura comprendida entre 0,675 y 0,770 mm, que corresponden a una capa inferior realizada con mezcla bituminosa del tipo AC22 base G con la granulometría modificada. A su vez, los valores mínimos de resistencia han sido obtenidos en las probetas que presentan los valores más bajos de macro-textura superficial, menores a 0,095 mm, que corresponden a las probetas con la capa inferior realizada con una mezcla tipo AC22 bin D con su cara de contacto serrada.

Las dotaciones de 125, 250 y 375 g/m2 presentan valores similares para cualquiera de las macro-texturas analizadas, y siempre con valores más altos que los obtenidos para 500 g/m2, a excepción de las probetas con las mayores macro-texturas. Esto es debido a que partiendo de texturas del orden de 1,000 mm, las dotaciones de hasta 375 g/m2 empiezan a ser insuficientes para rellenar los huecos superficiales de la capa inferior, requiriendo una mayor dotación de ligante para mejorar la resistencia al corte y la adherencia entre las capas. Esto indica que las dotaciones de ligante a aplicar no son un valor fijo y único, sino que tienen que estar directamente relacionados con la macro-textura de la superficie sobre la que se aplique dicho ligante.

2.3.2.Ensayosdeabsorción

En este tipo de ensayos las mayores absorciones se consiguen para la dotación de 500 g/m2 en ambos casos, pero con mínimas diferencias respecto a la dotación de 375 g/m2. Sin embargo, se aprecian mayores variaciones para la dotación mínima estudiada (Tabla 3). Para una dotación de 500 g/m2 de betún residual, los porcentajes absorbidos

60


se sitúan cercanos al 73 % mientras que para una dotación de 375 g/m2, dicho porcentaje es ligeramente inferior, correspondiendo al 71 %. Estos porcentajes están claramente diferenciados de los obtenidos para una dotación de 250 g/m2, con unos porcentajes de absorción cercanos al 57 %. Cabe destacar que las diferencias entre los dos tipos de emulsiones analizados (ECR-1 convencional y ECR-1 termo-adherente) son mínimos, siendo ligeramente mayores los datos de absorción obtenidos para la emulsión termo-adherente, aunque dicha diferencia es menor del 2 %.

La Tabla 3 muestra mayores diferencias entre los valores mínimos de porcentaje absorbido para cada dotación (entre 20,8 y 47,2 % para la emulsión convencional y 28,1 y 41,4 % para la termo-adherente) que entre los valores máximos (entre 87,3 y 95,2 % para la emulsión convencional y 86,2 y 95,4 % para la emulsión termo-adherente). Las desviaciones típicas son más altas para las dotaciones de 250 y 500 g/m2, aunque las diferencias entre los diferentes tipos de dotaciones y emulsiones no son significativas.

Por último, existe poca diferencia entre media y mediana para todos los casos (menores del 2,5 % de variación) lo que indica la ausencia de datos atípicos o valores extremos, o la baja influencia de éstos en los resultados finales.

Es importante destacar que los valores medios más bajos de absorción se obtienen para la dotación de 250 g/m2, mientras que los más altos corresponden a una dotación de 500 g/m2 de betún residual. Se muestra que las diferencias entre los valores máximos y mínimos de la dotación de 250 g/m2 es sensiblemente superior a las diferencias obtenidas para las otras dos dotaciones, siendo del orden del 60-65 % de diferencia para la dotación de 250 g/m2, con un 40 % en el caso de la dotación de 375 g/m2, y un 55 % para la dotación de 500 g/m2. Estas variaciones en el porcentaje de emulsión absorbida son debidas a la influencia de la macro-textura de la probeta sobre la que se realiza el análisis, estando a su vez directamente relacionadas con la cantidad de emulsión aplicada.

Para la emulsión ECR-1 convencional se muestra un comportamiento similar para las tres

0,095 mm, que corresponden a las probetas con la capa inferior realizada con una mezcla tipo AC22 bin D con su cara de contacto serrada. Las dotaciones de 125, 250 y 375 g/m2 presentan valores similares para cualquiera de las macro-texturas analizadas, y siempre con valores más altos que los obtenidos para 500 g/m2, a excepción de las probetas con las mayores macro-texturas. Esto es debido a que partiendo de texturas del orden de 1,000 mm, las dotaciones de hasta 375 g/m2 empiezan a ser insuficientes para rellenar los huecos superficiales de la capa inferior, requiriendo una mayor dotación de ligante para mejorar la resistencia al corte y la adherencia entre las capas. Esto indica que las dotaciones de ligante a aplicar no son un valor fijo y único, sino que tienen que estar directamente relacionados con la macro-textura de la superficie sobre la que se aplique dicho ligante.

2.3.2. Ensayos de absorción En este tipo de ensayos las mayores absorciones se consiguen para la dotación de 500 g/m2 en ambos casos, pero con mínimas diferencias respecto a la dotación de 375 g/m2. Sin embargo, se aprecian mayores variaciones para la dotación mínima estudiada (Tabla 2). Para una dotación de 500 g/m2 de betún residual, los porcentajes absorbidos se sitúan cercanos al 73 % mientras que para una dotación de 375 g/m2, dicho porcentaje es ligeramente inferior, correspondiendo al 71 %. Estos porcentajes están claramente diferenciados de los obtenidos para una dotación de 250 g/m2, con unos porcentajes de absorción cercanos al 57 %. Cabe destacar que las diferencias entre los dos tipos de emulsiones analizados (ECR-1 convencional y ECR-1 termo-adherente) son mínimos, siendo ligeramente mayores los datos de absorción obtenidos para la emulsión termo-adherente, aunque dicha diferencia es menor del 2 %. Emulsión absorbida [%]

Dotación [g/m2] Media Mediana Varianza Desv. típ. Mínimo Máximo

ECR-1 250 56,154 58,269 272,398 16,504 28,077 86,154 375 71,197 72,821 171,342 13,090 38,718 88,462 500 72,308 75,192 288,570 16,987 41,346 95,385

ECR-1 Termo-adherente

250 57,970 62,500 443,401 21,057 20,769 87,308 375 70,570 70,897 200,755 14,169 47,179 90,000 500 73,697 76,731 264,003 16,248 34,038 95,192

Tabla 3. Porcentaje de emulsión absorbido La Tabla 3 muestra mayores diferencias entre los valores mínimos de porcentaje absorbido para cada dotación (entre 20,8 y 47,2 % para la emulsión convencional y 28,1 y 41,4 % para la termo-adherente) que entre los valores máximos (entre 87,3 y 95,2 % para la emulsión convencional y 86,2 y 95,4 % para la emulsión termo-adherente). Las desviaciones típicas son más altas para las dotaciones de 250 y 500 g/m2, aunque las diferencias entre los diferentes tipos de dotaciones y emulsiones no son significativas. Por último, existe poca diferencia entre media y mediana para todos los casos (menores del 2,5 % de variación) lo que indica la ausencia de datos atípicos o valores extremos, o la baja influencia de éstos en los resultados finales. Es importante destacar que los valores medios más bajos de absorción se obtienen para la dotación de 250 g/m2, mientras que los más altos corresponden a una dotación de 500 g/m2 de betún residual. Se muestra que las diferencias entre los valores máximos y

Tabla 3. Porcentaje de emulsión absorbido

61


dotaciones analizadas (Figura 39). A medida que aumenta la macro-textura disminuye el porcentaje de emulsión absorbida por el geotextil. Se observa que el geotextil absorbe entre un 10 y un 15 % menos de emulsión para cualquier macro-textura si la emulsión aplicada es de 250 g/m2 de betún residual respecto a las otras dos dotaciones utilizadas (375 y 500 g/m2).

Las dotaciones de 375 y 500 g/m2 de betún residual tienen porcentajes de absorción similares, aunque para valores bajos de macro-textura, menores de 0,675 mm, el geotextil absorbe más porcentaje de emulsión para la dotación de 500 g/m2, mientras que para valores de macro-textura mayores de 0,675 mm, el geotextil absorbe más porcentaje de emulsión para la dotación de 375 g/m2.

En el caso de la emulsión ECR-1 Termo-adherente, se observa un comportamiento similar para las tres dotaciones analizadas, ya que el aumento de la macro-textura produce una disminución del porcentaje de emulsión absorbida por el geotextil (Figura 40). En este caso el geotextil absorbe alrededor de un 10 % menos de emulsión para cualquier macro-textura si la emulsión aplicada es de 250 g/m2 de betún residual respecto a las otras dos dotaciones utilizadas (375 y 500 g/m2), excepto para los valores más bajos de macro-textura (entre 0,230 y 0,425 mm), donde el porcentaje absorbido para las dotaciones de 250 y 375 g/m2 es similar.

Del mismo modo, para la emulsión ECR-1 convencional las dotaciones de 375 y 500 g/m2

de betún residual tienen porcentajes de absorción similares, aunque para valores bajos de macro-textura, menores de 0,835 mm, el geotextil absorbe más porcentaje de emulsión

En el caso de la emulsión ECR-1 Termo-adherente, se observa un comportamiento similar para las tres dotaciones analizadas, ya que el aumento de la macro-textura produce una disminución del porcentaje de emulsión absorbida por el geotextil (Figura 31). En este caso el geotextil absorbe alrededor de un 10 % menos de emulsión para cualquier macro-textura si la emulsión aplicada es de 250 g/m2 de betún residual respecto a las otras dos dotaciones utilizadas (375 y 500 g/m2), excepto para los valores más bajos de macro-textura (entre 0,230 y 0,425 mm), donde el porcentaje absorbido para las dotaciones de 250 y 375 g/m2 es similar.

Figura 30. ECR-1 Convencional Figura 31. ECR-1 Termo-adherente Del mismo modo, para la emulsión ECR-1 convencional las dotaciones de 375 y 500 g/m2 de betún residual tienen porcentajes de absorción similares, aunque para valores bajos de macro-textura, menores de 0,835 mm, el geotextil absorbe más porcentaje de emulsión para la dotación de 500 g/m2, mientras que para valores de macro-textura mayores de 0,835 mm, el geotextil absorbe más porcentaje de emulsión para la dotación de 375 g/m2. Como se puede apreciar en las gráficas de resultados obtenidas, la macro-textura resulta ser la variable más influyente, con mayor peso que la cantidad de emulsión utilizada. Analizando individualmente las variables estudiadas se comprueba que tanto la dotación de emulsión como la macro-textura de la mezcla bituminosa tienen una gran influencia en el porcentaje de emulsión absorbido por el geotextil, pudiendo descartar del análisis la influencia que ejerce el tipo de emulsión utilizado. Teniendo en cuenta estos resultados, se ha desarrollado un modelo basado en la dotación de riego de adherencia aplicada y la macro-textura superficial, logrando un alto grado de predicción, con un valor de R2 de 0,736. El modelo obtenido es el siguiente: EA = 0,065*DE – 50,697*M + 78,327

Figura 39. ECR-1 Convencional Figura 40. ECR-1 Termo-adherente

62


para la dotación de 500 g/m2, mientras que para valores de macro-textura mayores de 0,835 mm, el geotextil absorbe más porcentaje de emulsión para la dotación de 375 g/m2.

Como se puede apreciar en las gráficas de resultados obtenidas, la macro-textura resulta ser la variable más influyente, con mayor peso que la cantidad de emulsión utilizada.

Analizando individualmente las variables estudiadas se comprueba que tanto la dotación de emulsión como la macro-textura de la mezcla bituminosa tienen una gran influencia en el porcentaje de emulsión absorbido por el geotextil, pudiendo descartar del análisis la influencia que ejerce el tipo de emulsión utilizado.

Teniendo en cuenta estos resultados, se ha desarrollado un modelo basado en la dotación de riego de adherencia aplicada y la macro-textura superficial, logrando un alto grado de predicción, con un valor de R2 de 0,736. El modelo obtenido es el siguiente:

EA = 0,065*DE – 50,697*M + 78,327

Donde:

EA = Emulsión Absorbida [%]

DE = Dotación de Emulsión [g/m2]

M = Macro-textura normalizada [mm]

Con todos los resultados obtenidos se comprueba que el sistema diseñado no es el más apropiado para calcular la dotación de ligante aplicado en el riego, ya que se ve altamente afectado por la macro-textura de la superficie sobre la que se aplica. Sin embargo, sí que se observa que es un método preciso si dicha macro-textura es tenida en cuenta a la hora de comprobar la dotación.

Si se relacionan los resultados de los ensayos de corte, en los que se obtenían las dotaciones óptimas para los diferentes grados de macro-textura correspondientes a las distintas mezclas analizadas, con los resultados de este ensayo de absorción de ligante se pueden establecer los porcentajes de absorción teóricos que se conseguirían para las dotaciones adecuadas ajustados a las diferentes mezclas bituminosas. Esto supondría una gran ventaja en su aplicación en obra ya que sabiendo el tipo de mezcla de la capa inferior sobre la que se va a extender el riego se puede establecer la dotación adecuada, y una vez esta es aplicada se puede comprobar si dicha cantidad es la establecida comparado el valor medido en el ensayo con el porcentaje de absorción teórico.

63


Con este procedimiento se puede comprobar si el ligante efectivo que queda en la superficie, que sería equivalente al porcentaje absorbido por el geotextil, es el mismo que el calculado en el laboratorio y si este es el adecuado para lograr la máxima adherencia entre las capas. Esto supone una gran ventaja sobre el método actual de medida de la dotación ya que actualmente solo se controla la cantidad aplicada sin considerar la superficie sobre la que se aplica. De este modo, se puede establecer si el ligante efectivo que permanece en la superficie de la capa de mezcla es el necesario para lograr la máxima adherencia.

65

En los ensayos de corte se aprecia que la adherencia entre capas depende de la textura de la capa sobre la que se aplica el riego. Del mismo modo, la capa superior también tiene influencia, aunque en menor medida. Al mismo tiempo, no existe una única dotación óptima, ya que esta depende de la macro-textura de la capa inferior y el tipo de mezcla de la capa superior. Finalmente, las dotaciones de riego que mejores resultados de resistencia al corte aportan son las comprendidas entre 250 y 500 g/m2.

El instrumento diseñado y la metodología indicada para la medición de la dotación de emulsión aplicada en obra son válidos si previamente se mide la macro-textura de la superficie sobre la que se aplica el riego. El porcentaje de absorción de ligante que se obtiene con la realización del ensayo está directamente relacionada con la textura de la capa de mezcla bituminosa. A su vez, los resultados obtenidos son dependientes de la dotación de betún aplicada. Sin embargo, si el porcentaje de betún residual del ligante es el mismo, el tipo de ligante utilizado no tiene influencia en los valores obtenidos.

Por otro lado, los ensayos de adhesividad realizados demuestran que la naturaleza y composición del filler de aportación utilizado en la mezcla bituminosa puede variar las propiedades de la misma frente al efecto del agua o de la temperatura. Además, al emplear la cantidad de filler óptima a partir de las concentraciones críticas y volumétricas se obtiene una mayor resistencia al desgaste por parte del mástico bituminoso aumentando su vida útil y por consiguiente mejorando el pavimento.

3. Conclusiones

67

[1] Alvarez-Calisto, C.F. 2007, Experimental study of bond strength between layers in the construction hot asphalt layers. [Estudio experimental de la resistencia de la adherencia entre capas en la construccion de carpetas asfálticas en caliente.], Universidad de Chile. Facultad de Ciencias Físicas y Matemáticas. Departamento de Ingeniería Civil.

[2] Anter 2008, “La estabilizacion de suelos con cal en carreteras y líneas de alta velocidad”, , ed. Asociacion Nacional Técnica de Estabilización de Suelos y Reciclado de Firmes, .

[3] Asociacion Nacional de Fabricantes de cales y derivados de España, 2011. El sector de la cal. Available: http://www.ancade.com/index.php?s=CONTENIDOS&m=10&e=0&t=&p=1.

[4] ASTM D2995 2009, Standard practice for estimating application rate of bituminous distributors, 4th edn, West Conshohocken, PA, Pensilvania, USA.

[5] ASTM E2380 2009, Standard test method for measuring pavement texture drainage using an outflow meter, USA.

[6] ASTM E965 2006, Standard test method for measuring pavement macrotexture depth using a volumetric technique, USA.

[7] Blanchetto, H., Miro, R., Perez-Jimenez, F. & Martinez, A.H. 2007, “Effect of calcareous fillers an bituminous mix aging”, Transportation Research Record, , no. 1998, pp. 140-148.

[8] Boulet, M., Descornet, G. & Wambold, J.C. 1995, “International experiment to compare and to harmonize pavement texture and skid resistance measurement methods”, Routes/Roads, , no. 288.

[9] Bustos, G. & Pérez, E. 2004, General Technical Specification for Road and Bridge Works (PG-3). Article 531: Tack coats. [Pliego de Preinscripciones Técnicas Generales para Obras de Carreteras y Puentes (PG-3). Orden circular 531: Riegos de adherencia], , Madrid.

[10] Canestrari, F. & Santagata, E. 2005, “Temperature effects on the shear behaviour of tack

4. Referencias

68


coat emulsions used in flexible pavements”, International Journal of Pavement Engineering, vol. 6, no. 1, pp. 39-46.

[11] Chen, J.S. & Huang, C.C. 2010, “Effect of surface characteristics on bonding properties of bituminous tack coat”, Transportation Research Record, vol. 2180, no. 1, pp. 142-149.

[12] Collop, A.C., Sutanto, M.H., Airey, G.D. & Elliott, R.C. 2011, “Development of an automatic torque test to measure the shear bond strength between asphalt”, Construction and Building Materials, vol. 25, no. 2, pp. 623-629.

[13] Collop, A.C., Sutanto, M.H., Airey, G.D. & Elliott, R.C. 2009, “Shear bond strength between asphalt layers for laboratory prepared samples and field cores”, Construction and Building Materials, vol. 23, no. 6, pp. 2251-2258.

[14] Collop, A.C., Thom, N.H. & Sangiorgi, C. 2003, “Assessment of bond condition using the Leutner shear test”, Proceedings of the Institution of Civil Engineers: Transport, vol. 156, no. 4, pp. 211-217.

[15] Crespo del Río, R. 1999, “Calidad ante la rodadura”, Carreteras: Revista técnica de la Asociación Española de la Carretera, , no. 102.

[16] Deysarkar, I. 2004, Test set-up to determine quality of tack coat, University of Texas at El Paso.

[17] Diakhate, M., Millien, A., Petit, C., Phelipot-Mardele, A. & Pouteau, B. 2011, “Experimental investigation of tack coat fatigue performance: Towards an improved lifetime assessment of pavement structure interfaces”, Construction and Building Materials, vol. 25, no. 2, pp. 1123-1133.

[18] Dorfman, B. & Rivara, Y. 1985, “Sobre la Uitlización de Filler en las Mezclas Asfálticas en Caliente”, X Congreso Argentino de Vialidad y Tránsito, , pp. 467-484.

[19] Duriez, M. & Arrambide, J. 1954, “Liants Hydrocarbonés”, .

[20] Fernández-Del Campo, J.A. 1965, “Estado actual de la técnica francesa de carreteras”, Carreteras, .

[21] Fumado, J. 1995, “The new technique of the simultaneous application of tack coat

69


and the asphalt layer spreading using the”Vogele” Super 1800 SF Machine.”, V Jornadas de conservación de carreteras. Los contratos de conservación., .

[22] Gallego-Medina, J. 2002, “Efecto del hidrato de cal como aditivo de mezclas bituminosas”, Universidad Politécnica de Madrid, vol. 123, pp. 68-80.

[23] Gordillo, J. 1997, “Microasphalt hot concrete: evolution, types, characteristics and fields.”, Carreteras: Revista técnica de la Asociación Española de la Carretera, , no. 91.

[24] Hall, J.W., Smith, K.L., Titus-Glover, L., Wambold, J.C., Yager, T.J. & Rado, Z. 2009, Guide for pavement friction, 1st edn, National Cooperative Highway Research Program, Transportation Research Board of the National Academies, USA.

[25] Ishai, I. & Craus, J. 1977, “Effect of the filler on aggregate-bitumen adhesion properties in bituminous mixtures”, Asphalt Paving Technology. Association of Asphalt Paviment Technologies, vol. 46, pp. 228-259.

[26] Kraemer, C., Pardillo, J.M., Rocci, S., Romana, M.G., Sánchez-Blanco, V. & Del Val, M.A. 2004, Ingeniería de carreteras, Madrid: Mcgraw-Hill.

[27] Leng, Z., Al-Qadi, I.L., Carpenter, S.H. & Ozer, H. 2009, “Interface bonding between hot-mix asphalt and various portland cement concrete surfaces: Assessment of accelerated pavement testing and measurement of interface strain”, Transportation Research Record, vol. 2127, no. 1, pp. 20-28.

[28] Leutner, R. 1979, “Investigation of the adhesion of bituminous pavements [Untersuchungen des Schichtenverbunds beim bituminösen Oberbau]”, Bitumen, , no. 3, pp. 84-91.

[29] Liu, L. & Hao, P.W. 2010, Investigation of interface shear fatigue performance and evaluating index between asphalt layers, International Workshop on Energy and Environment in the Development of Sustainable Asphalt Pavements, Proceedings, Changan Univ., China.

[30] M.O.P.U. 1989, Firms damaging catalog [Catálogo de deterioros en firmes].

[31] Mahbub, V., Dombriz, J.J., Rodríguez, M. & Ferrel, O. 2002, “Flexible pavements damaging catalog [Catálogo de deterioros de pavimentos flexibles]”, Consejo de Directores de Carreteras de Iberia e Iberoamérica, vol. 11.

70


[32] Manninen, E. 1986, Asphalt Surfacing Test Road at Nurmijarvi 1979. Final Report.

[33] Martin, J., Rodriguez Montero, J., Moreno, F., Piqueras Sala, J.L. & Rubio, M.C. 2013, “Feasibility analysis of the reuse of waste filler of bituminous mixtures for the production of self-compacting concrete”, Materials & Design, vol. 46, pp. 372-380.

[34] Meezzart, J. 1971, “Çatal Hüyück, une des premieres citès du monde”, .

[35] Miró-Recasens, R., Jiménez, F.P., del Cerro, J., García, C., Fernández, M. & Soto, J.A. 2004, “Tack coats. ADHELAY project [Riegos de adherencia. Proyecto ADHELAY]”, .

[36] Miró-Recasens, R., Jiménez, F.P., González, J.M.B. & Partl, M.N. 2003, “Evaluation of the effect of tack coats. LCB shear test”, , pp. 550-556.

[37] Miro-Recasens, R., Khalid, H., Walsh, C. & Perez-Jimenez, F. 1999, “Procedimientos funcionales para la caracterización de ligantes. Métodos SHRP y UCL”, Carreteras, Revista Tecnica de la Asociacion Espanola de la Carretera, , no. 100.

[38] Miró-Recasens, R., Martínez, A. & Jiménez, F.P. 2006, Evaluation of effect of heat-adhesive emulsions for tack coats with shear test: From the road research laboratory of Barcelona.

[39] Miró-Recasens, R., Martínez, A. & Jiménez, F.P. 2005, “Assessing heat-adhesive emulsions for tack coats”, Proceedings of the Institution of Civil Engineers: Transport, vol. 158, no. 1, pp. 45-51.

[40] Miró-Recasens, R., Martínez, A., Pérez-Jiménez, F. & Bianchetto, H. 2005, “Effect of filler on the aging potential of asphalt mixtures”, Transportation Research Record: Journal of the Transportation Research Board, vol. 1901, no. -1, pp. 10-17.

[41] Mohammad, L.N., Saadeh, S., Qi, Y., Button, J. & Scherocman, J. 2008, “Worldwide state of practice on the use of tack coats: A survey”, Asphalt Paving Technology: Association of Asphalt Paving Technologists-Proceedings of the Technical SessionsTexas Transportation Institute, Texas A and M University System, College Station, Texas, USA, pp. 1-34.

[42] Molenaar, A.A.A., Heerkens, J.C.P. & Verhoeven, J.H.M. 1986, “Effect of stress absorbing membrane interlayers”, Proceeding of the Association of Asphalt Paving Technologists, vol. 55.

[43] Muench, S.T. & Moomaw, T. 2008, De-bonding of hot mix asphalt pavements in

71


Washington State: An initial investigation, 1st edn, Washington State Dept. of Transportation, Office of Research & Library Services, Washington.

[44] NLT-155/95 1995, Relative density of mineral dust, cement and similar materials. [Densidad relativa del polvo mineral, cementos y materiales similares.], Madrid, Spain.

[45] NLT-161/98 1998, Simple compression strength of asphalt mixtures [Resistencia a compresión simple de mezclas bituminosas], 1ª edn, CEDEX Spanish Standard, Madrid.

[46] NLT-328/08 2008, Evaluation of the adhesion between asphalt layers, through shear test [Evaluación de la adherencia entre capas de firme, mediante ensayo de corte], 1ª edn, CEDEX Spanish Standard, Madrid.

[47] NLT-335/00 2000, Measurement of surface macro-texture of a pavement by the volumetric method [Medida de la macrotextura superficial de un pavimento por la técnica volumétrica], 1ª edn, CEDEX Spanish Standard, Madrid.

[48] Paez Duenas, A., Perez Jimenez, F. & Miro Recasens, R. 2009, “Evaluation of the Cohesion of Crumb Rubber Modified Bitumens by Means of UCL Method”, Road Materials and Pavement Design, vol. 10, no. 3, pp. 667-676.

[49] Paez Duenas, A., Perez Jimenez, F. & Miro Recasens, R. 2009, “Evaluation of the Cohesion of Crumb Rubber Modified Bitumens by Means of UCL Method”, Road Materials and Pavement Design, vol. 10, no. 3, pp. 667-676.

[50] Pérez-Jiménez, F.E., Miró Recasens, J.R., Martin, T. & Des Croix, P. 1997, “Ligantes bituminosos: procedencia, composicion, caracteristicas y comportamiento”, Asociación Española de la Carretera, vol. 88, no. 5.

[51] Perez-Jimenez, F., Miró-Recasens, R., Martínez, A., mARTÍNEZ-Laínez, C. & Páez-Dueñas, A. 2006, “Evaluación de la cohesión de betunes modificados con polvo de neumáticos”, Materiales de Construcción, vol. 56, no. 284, pp. 43-54.

[52] Pérez-Jiménez, F., Miró Recasens, R., Martínez. 2002, “Nuevos ensayos para la caracterización de ligantes y mezclas asfálticas”, Asociación Española de la Carretera, vol. 122, pp. 8-15.

[53] Piber, H., Canestrari, F., Ferrotti, G., Lu, X., Millien, A., Partl, M.N., Petit, C., Phelipot-

72


Mardele, A. & Raab, C. 2009, “RILEM interlaboratory test on interlayer bonding of asphalt pavements”, 7th International RILEM Symposium on Advanced Testing and Characterisation of Bituminous MaterialsRILEM, Rhodes, Greece, pp. 1181-1189.

[54] Raab, C. & Partl, M.N. 2004, “Effect of tack coats on interlayer shear bond of pavements”, Proc., 8th Conference on Asphalt Pavements for Southern Africa, .

[55] Romanoschi, S.A. & Metcalf, J.B. 2001, Characterization of asphalt concrete layer interfaces.

[56] Ruiz, C. 1966, “Concentración Crítica de Filler, su Orígen y Significado en la Dosificación de Mezclas Abiertas”, Dirección de Vialidad de la Provincia de BUenos Aires., vol. 11.

[57] Ruiz, M. & Polanco, H. 1995, “Utilizacion de escorias de carbon en la construccion de capas de pavimentos”, Decimo Simposio Colombiano sobre Ingenieria de Pavimentos.

[58] Sabater, O. 1996, “Estudi de la repetibilitat del mètode UCL® per la caracteritzacióde lligants bituminosos”.”, Tesina d’especialitat ETSECCPB, .

[59] Santagata, F.A., Ferrotti, G., Partl, M.N. & Canestrari, F. 2009, “Statistical investigation of two different interlayer shear test methods”, Materials and Structures/Materiaux et Constructions, vol. 42, no. 6, pp. 705-714.

[60] Sholar, G.A., Page, G.C., Musselman, J.A., Upshaw, P.B. & Moseley, H.L. 2004, “Preliminary investigation of a test method to evaluate bond strength of bituminous tack coats”, Asphalt Paving Technology 2004, pp. 771.

[61] Soto, J.A. 2006, “”Service Life”. Need of rehabilitacion with innovative solutions. [“Vida Util”. Necesidad de rehabilitación con soluciones innovadoras.]”, CEPSA PROAS, vol. 1.

[62] Soto, J.A., Fernandez-Cobo, M. & Jimenez, F.P. 2000, “Modified emulsions of modified bitumen for tack coats. [Emulsiones modificadas de betún modificado para riegos de adherencia.]”, II Congreso Andaluz de Carreteras. Carreteras y ciudadanos. El derecho a la movilidad. Tomo II.

[63] Soto, J.A., Garcia-Siller, A. & Pazos-Rubido, A. 2000, “Importance of tack coats between base layers. Comparison of “Service Life” of a firm with sticked and unsticked layers. [Importancia de los riegos de adherencia entre capas de base. Comparación de la “ Vida Util” de un firme

73


con capas pegadas y despegadas.]”, V Congreso Nacional de Firmes “Las capas de base para firmes de carreteras”.

[64] Tashman, L., Nam, K. & Papagiannakis, A.T. 2006, Evaluation of the influence of tack coat construction factors on the bond strength between pavement layers, 1st edn, Washington State Dept. of Transportation, Washington.

[65] Tashman, L., Nam, K., Papagiannakis, T., Willoughby, K., Pierce, L. & Baker, T. 2008, “Evaluation of construction practices that influence the bond strength at the interface between pavement layers”, Journal of Performance of Constructed Facilities, vol. 22, no. 3, pp. 154-161.

[66] UNE-EN 1097-3 1999, Tests for mechanical and physical properties of aggregates. Part 3: Determination of loose bulk density and voids. [Ensayos para determinar las propiedades mecánicas y físicas de los áridos. Parte 3: Determinación de la densidad aparente y la porosidad.], Madrid, Spain.

[67] Uzan, J., Livneh, M. & Eshed, Y. 1978, “Investigation of adhesion properties between asphaltic-concrete layers.”, Asphalt Paving Technol, vol. 47, pp. 495-521.

[68] Vargas-Saa, P.A. 2008, Experimental study of construction solutions to assure bond between asphalt layers. [Estudio experimental de soluciones de construcción para asegurar la adherencia entre capas asfálticas.], Universidad de Chile. Facultad de Ciencias Físicas y Matemáticas. Departamento de Ingeniería Civil.

[69] West, R.C., Zhang, J. & Moore, J. 2005, “Evaluation of bond strength between pavement layers”, National Center for Asphalt Technology, Auburn University, Ala, .

[70] Zamora-Barraza, D., Calzada-Peréz, M., Castro-Fresno, D. & Vega-Zamanillo, A. 2010, “New procedure for measuring adherence between a geosynthetic material and a bituminous mixture”, Geotextiles and Geomembranes.

75

La realización de este documento ha sido posible gracias al desarrollo de los proyectos de investigación “Diseño de una nueva capa de rodadura (NATURPAV)” realizado con el apoyo de las empresas ubicadas en el País Vasco CALCINOR S.A. y GUIPASA y el proyecto “Investigación y desarrollo de la adherencia en la reparación de pavimentos bituminosos”, en colaboración con las entidades cántabras SODERCAN y Emilio Bolado.

Gracias a la Universidad de Cantabria por gestionar ambos proyectos, a la Universidad alemana Technische Hochschule Mittelhessen por su apoyo y orientación, y a la Universidad de Oviedo por su colaboración. Gracias al Laboratorio de Caminos y Aeropuertos de la Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos de Santander donde se han llevado a cabo los numerosos ensayos que han hecho posible la redacción este documento.

5. Agradecimientos

Con el apoyo de:

En colaboración con:

PLATAFORMA TECNOLÓGICA ESPAÑOLA DE LA CARRETERA (PTC)Goya, 23 - 3º, 28001 Madrid (España)

Web: www.ptcarretera.esE-mail:[email protected]

Documents

Optimización de la adhesividad y la adherencia en mezclas bituminosas en función de ... · 2015-09-17 · propios áridos que integran la mezcla, procedentes de yacimientos de origen