carmen rĂcĂneldigilib.utcb.ro/repository/ccn/pdf/mixturiasfaltice.pdf · durabilitatea unei...

CARMEN RĂCĂNEL

CONSPRESS BUCUREŞTI

2004

CARMEN RĂCĂNEL

PROIECTAREA MODERNĂ A REŢETEI MIXTURII ASFALTICE

CONSPRESS BUCUREŞTI

2004

RACANEL, CARMEN Proiectarea modernă a reţetei mixturii asfaltice/ Carmen Răcănel – Bucureşti, 2004 CONSPRESS, 2004-05-13 Bibliogr. ISBN 973-7797-01-9

ISBN 973-7797-01-9

CONSPRESS B-dul Lacul Tei 124 sector 2 Bucuresti

Tel.: 021 242 27 19 / 183

PREFATA În domeniul studiului de reţetă a mixturii asfaltice au existat preocupări

încă din anul 1920 când Hubbard şi Filed au introdus compactarea prin impact,

cu ciocanul Proctor, pentru confecţionarea probelor de laborator. Apoi Marshall

a introdus metoda ce-i poartă numele şi care a rămas cea mai utilizată metodă de

proiectare a reţetei mixturii asfaltice. În paralel, s-a dezvoltat şi aplicat mai ales

în S.U.A., metoda Hveem care foloseşte compactarea prin frământare. Cu

timpul, deoarece s-a constatat că densitatea probelor obţinute în laborator nu

corespunde cu densitatea carotelor extrase din stratul asfaltic compactat, s-a

introdus compactarea giratorie care a ajuns astăzi să se aplice frecvent în S.U.A.

şi în multe ţări din Europa.

Compactarea giratorie stă la baza metodei de proiectare a reţetei mixturii

asfaltice introdusă de sistemul SHRP - Superpave, program de cercetare iniţiat

de S.U.A. în anul 1987, iniţial pe 6 ani şi apoi prelungit pe încă 10 ani. Acest

sistem de proiectare ţine seama de trafic şi de climă şi stabileşte alcătuirea

mixturii asfaltice astfel încât să se realizeze nivelul de performanţă dorit.

Lucrarea intitulată "PROIECTAREA MODERNĂ A REŢETEI MIXTURII

ASFALTICE" tratează problema stabilirii amestecului de agregate, filer şi bitum

din punct de vedere al programului Superpave, prezentând atât teoretic cât şi

experimental studiul de reţetă. În capitolul final se dovedeşte, prin studii de

laborator efectuate de autoare, influenţa modului de compactare asupra stabilirii

comportării mixturii asfaltice la două din degradările ce apar frecvent pe

drumurile cu straturi asfaltice: deformaţiile permanente şi fisurarea din oboseală.

Lucrarea este utilă studenţilor din anii mari de studiu (IV, V, VI) ai

specializării "Drumuri" din Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri precum

şi inginerilor din domeniul rutier care doresc să-şi completeze cunoştinţele cu

privire la studiul reţetei mixturii asfaltice.

Prof.univ.dr.ing. Constantin Romanescu

CUPRINS

i

CUPRINS

CAPITOLUL 1 GENERALITĂŢI ............................................ 1 1.1 Rolul compactării ................................................................ 1 1.2 Factorii care influenţează compactarea ............................ 10 1.3 Metode de compactare în laborator .................................. 15

CAPITOLUL 2 SISTEMUL SUPERPAVE ............................. 22 2.1 Ce este sistemul Superpave .............................................. 22 2.2 Nivelul 1 de proiectare a mixturilor asfaltice .......................................................................... 25 2.3 Nivelul 2 şi 3 de proiectare a mixturilor asfaltice .......................................................................... 48

CAPITOLUL 3 STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE ....................... 70 3.1 Proiectarea unei reţete optime de mixtură asfaltică ........................................................... 70 3.1.1 Alegerea materialelor .......................................... 70 3.1.2 Stabilirea curbei granulometrice ....................... 71 3.1.3 Determinarea procentului optim de bitum ............................................................ 76 3.1.4 Determinarea susceptibilităţii la umiditate ........................................................... 77

CARMEN RĂCĂNEL

CUPRINS ii

3.2 Studii efectuate pe două tipuri de mixturi asfaltice proiectate cu girocompactorul ..................... 78 3.2.1 Reţetele de mixtură asfaltică utilizate ................ 78 3.2.2 Studiu comparativ al metodelor de proiectare Marshall şi Superpave, Nivelul 1 ...................... 82 3.2.3 Încercări efectuate pe mixturi asfaltice proiectate după Superpave, Nivelul 1 ............... 87 3.3 Concluzii ................................................................................ 92

CAPITOLUL 4 ALEGEREA METODEI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR ................................................... 96 4.1 Introducere .......................................................................... 96 4.2 Încercări de fluaj ................................................................. 100 4.3 Încercări de oboseală ......................................................... 110

BIBLIOGRAFIE .................................................................... 117 ANEXA 1 ANEXA 2

PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE

GENERALITĂŢI

1

CAPITOLUL 1 GENERALITĂŢI

1.1 ROLUL COMPACTĂRII

Calitatea bună în exploatare a unei structuri rutiere flexibile este

influenţată în principal de doi factori: reţeta mixturii asfaltice şi compactarea

stratului asfaltic. Nici unul din aceşti doi factori nu poate asigura, singur o

durată de viaţă satisfăcătoare. Chiar dacă mixtura asfaltică a fost bine

alcătuită, în urma unei proiectări de reţetă, fără o compactare corespunzătoare

in situ, în timp, stratul asfaltic nu va conduce la rezultatul aşteptat. O bună

compactare poate îmbunătăţi calitatea mixturii asfaltice cu o reţetă slab

concepută dar nu suficient, astfel încât să nu intereseze metoda de proiectare

a mixturii asfaltice.

O reţetă alcătuită pe principiul sporirii densităţii si reducerii volumului de

goluri în mixtura asfaltică va asigura o comportare potrivit cerinţelor de

proiectare ale mixturii.

Compactarea unei mixturi asfaltice este definită ca "... un stadiu al

construcţiei care transformă mixtura din starea desfăcută într-o masă legată

ce-i permite să suporte încărcările date de trafic ...; efortul de compactare se

alege în funcţie de rezistenţa internă a mixturii asfaltice. Această rezistenţă

include încleştarea dintre agregate, rezistenţa la frecare şi rezistenţa

vâscoasă".

Altfel spus, compactarea reprezintă procesul de reducere a procentului

de goluri în mixtura asfaltică sau operaţia de îndesare a mixturii asfaltice din

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 1 2

stratul rutier. Ea implică comprimarea şi orientarea particulelor solide în

interiorul mediului vâscoelastic astfel încât să rezulte o structură mai densă, cu

particule bine aranjate, într-un cuvânt o structură compactă, etanşă,

impermeabilă. Acesta este procesul ce are loc în timpul construcţiei unui drum

(se realizează compactarea corespunzător unui volum de goluri de 8%) şi apoi

sub trafic (în special în timpul lunilor călduroase, până la atingerea densităţii

finale) şi se realizează în vederea obţinerii de mixturi asfaltice cu caracteristici

fizico-mecanice bune.

Mixtura asfaltică compactată la un volum de goluri scăzut va avea o

durată de viaţă la oboseală mai mare, deformaţii permanente mai mici,

îmbătrânirea bitumului şi degradările din umiditate vor fi reduse. Volumul de

goluri din mixtură descreşte cu numărul de aplicări ale încărcării date de trafic

şi devine critic mai ales pentru mixturile sensibile, la care apar schimbări

importante ale proprietăţilor fizico-mecanice pentru variaţii foarte mici ale

procentului de bitum şi ale densităţii. Deşi o densitate mare conduce la o

mixtură mai puternică totuşi, nu va conduce neapărat şi la un sistem rutier în

ansamblu, mai solid.

Termenul care se foloseşte legat de compactarea mixturii asfaltice este

acela de densitate şi grad de compactare.

În funcţie de tipul degradării, volumul de goluri este critic imediat după

construcţie sau din contră, după milioane de aplicări ale osiei standard.

Importanţa compactării a fost relevată în numeroase lucrări şi studii din

întreaga lume. Despre importanţa compactării s-au spus următoarele: "...

compactarea, densificarea mixturilor asfaltice sunt cele mai importante operaţii

ce se răsfrâng asupra calităţii stratului asfaltic aşternut."

Tabelul 1.1 arată că un grad mare de compactare (grad de compactare

= raportul dintre densitatea aparentă a mxturii asfaltice, determinată pe carote

şi densitatea aparentă determinată în laborator pe epruvete) optimizează toate

proprietăţile mixturii.


GENERALITĂŢI

3

Tabelul 1.1

Proprietăţile mixturii

Procentul de bitum

Granulozitatea agregatului

Gradul de compactare

Stabilitate scăzut densă ridicat

Durabilitate ridicat densă ridicat

Flexibilitate ridicat deschisă -

Rezistenţă la oboseală

ridicat densă ridicat

Rezistenţă la derapare

scăzut densă sau deschisă

ridicat

Impermeabilitate ridicat densă ridicat

Rezistenţă la fisurare

ridicat densă ridicat

Prin urmare, proprietăţile mixturii ce se află în strânsă legătură cu

compactarea sunt: rezistenţa, durabilitatea / îmbătrânirea, rezistenţa la

deformaţii, rezistenţa la degradări din umiditate, impermeabilitatea, rezistenţa

la derapare. Totuşi, nu se poate spune că toate aceste proprietăţi vor fi sporite

numai prin reducerea procentului de goluri din mixtură la o valoarea optimă.

Rezistenţa. Creşterea rezistenţei stratului asfaltic depinde de

micşorarea procentului de goluri în mixtură (TONS si KROKOSKY, FINN,

DEACON, EPPS si MONISMITH, PELL si TAYLOR). O măsură empirică a

rezistenţei mixturii asfaltice este dată de stabilitatea Marshall, care creşte pe

măsură ce volumul de goluri în mixtură scade.

Rezistenţa la întindere este influenţată într-o mare măsură de volumul

de goluri din mixtură:

- un volum mare de goluri va reduce secţiunea transversală întinsă

efectivă a mixturii şi implicit rezistenţa la întindere;

- rezistenţa la întindere va fi mai redusă din cauza volumului de goluri

care poate introduce concentratori mari de efort.

Densitatea mixturii asfaltice (în particular, gradul de îndesare al

agregatelor) este strâns legată de rezistenţa ei la rupere. Cu cât volumul de

goluri este mai mic cu atât rigiditatea mixturii va fi mai mare.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 1 4

Mulţi cercetători au arătat că proprietăţile la oboseală ale mixturii

asfaltice sunt mult îmbunătăţite atunci când volumul de goluri scade (figura

1.1). Astfel, s-a constatat că durata de viaţă la oboseală este influenţată

negativ de volumul de goluri: o creştere a acestuia conduce la o descreştere a

duratei de viaţă. De asemenea, pentru fiecare procent în plus al volumului de

goluri, proprietăţile la oboseală pot fi reduse cu 10 ... 40 %.

S-a ajuns la concluzia că volumul de goluri este un factor mai important

decât procentul de bitum în ceea ce priveşte compactarea stratului asfaltic şi

comportarea acestuia la oboseală.

Aceleaşi rezultate au fost obţinute în /6/: reiese că rezultatele pe mixturi

afsaltice din încercarea la oboseală pe grinzi, sub deformaţie constantă sunt

puternic influenţate de volumul de goluri şi de procentul de bitum. Se obţine o

sporire a duratei de viaţă la oboseală atunci când volumul de goluri scade iar

procentul de bitum creşte şi o mărire a rigidităţii iniţiale a mixturii asfaltice

pentru un procent mai mic de goluri şi de bitum.

0

2

4

6

8

10

12

14

10000 100000 1000000 10000000 100000000

log (durata de viata la oboseala)

volu

mul

de

golu

ri, %

3% bitum4% bitum5% bitum

Figura 1.1 Variaţia duratei de viata la oboseală cu

volumul de goluri din mixtură


GENERALITĂŢI

5

CARMEN RĂCĂNEL

Durabilitatea / îmbătrânirea. Durabilitatea unei mixturi asfaltice este

definită ca rezistenţa acesteia la efectul agenţilor atmosferici (inclusiv

îmbătrânirea) şi la acţiunea distrugătoare a traficului (FINN).

Dependenţa îmbătrânirii mixturii asfaltice de volumul de goluri din mixtură

a fost arătată în principal prin studiul modificării durităţii bitumului în timp.

Stratul asfaltic se degradează atunci când bitumul din mixtură îşi schimbă

duritatea, penetraţia reducându-se cu 20 - 30 de unităţi. Se pot obţine

performanţe bune, o întreţinere mai uşoară şi o durată de viaţă mai mare la

oboseală atunci când volumul de goluri din mixtură este scăzut (ceea ce întârzie

întărirea bitumului) iar compactarea este bine realizată (Mc LEOD, figura 1.2).

2030405060708090

100

4 6 8 10 12 14 1

volumul de goluri din mixtura, %

pene

tratia

fina

la (d

upa

4 an

i),

% d

in p

enet

ratia

initi

ala

6

Figura 1.2 Variaţia penetraţiei finale, reprezentată ca procent din

penetraţia iniţială cu volumul de goluri din mixtură

Şi alţi cercetători precum SANTUCCI au stabilit că volumul de

goluri din mixtură reprezintă cel mai important factor în întărirea bitumului în

timp (figura 1.3).

KANDHAL si KOEHLER au ajuns la concluzia că lipsa unei compactări

adecvate (volum de goluri mare) a constituit prima cauză a degradării

premature a îmbrăcăminţii rutiere asfaltice (figura 1.4).

CAPITOLUL 1 6

02468

101214

1 10 100

log(vascozitatea la 25oC, dupa imbatranire in situ)

volu

mul

de

golu

ri in

mix

tura

, %

Figura 1.3 Variaţia vâscozităţii liantului bituminos, după îmbătrânire in

situ în funcţie de volumul de goluri din mixtura asfaltică

6 8 10 12 14 16 18 20

volumul de goluri in mixtura, %

uzur

a im

brac

amin

tii a

sfal

tice

deloc

usoara

moderata

severa

Figura 1.4 Corelarea uzurii îmbrăcăminţii asfaltice cu

volumul de goluri din mixtură

Rezistenţa la deformaţii. Rezistenţa la deformaţii a mixturii asfaltice

este definită prin termenul de stabilitate (FINN). O rezistenţă slabă la

deformaţii permanente conduce la fenomenul de ornieraj.

În producerea ornierajului (deformaţiilor permanente) intervin cele trei

mecanisme bine-cunoscute, care conduc la producerea făgaşelor:


GENERALITĂŢI

7

- primul mecanism este rezultatul deformaţiilor individuale ale unuia

sau mai multor straturi (inclusiv stratul suport) ce susţin straturile

asfaltice, datorită tensiunilor rezultate din încărcarea dată de

autovehicule, tensiuni ce depăşesc rezistenţa materialului - acesta este

ornierajul de structură;

- al doilea mecanism este rezultatul deformaţiilor individuale ale

straturilor asfaltice datorate tensiunilor produse de încărcările din trafic,

tensiuni care depăşesc rezistenţa materialului - acesta este ornierajul

din fluaj (curgere);

- al treilea mecanism este rezultatul uzurii îmbrăcăminţii datorată

pneurilor cu crampoane sau cu lanţuri, pe perioada de iarnă - acesta

este ornierajul de uzură.

Din cele trei tipuri de ornieraj de mai sus, ornierajul din fluaj este cel la

care ne referim atunci când discutăm despre stabilitatea mixturii asfaltice.

Ornierajul din fluaj în straturile asfaltice apare din cauza proiectării

neadecvate a amestecului de agregate, filer şi bitum şi nu este influenţat de

proiectarea structurii rutiere. Factorii care influenţează acest tip de ornieraj se

referă la caracteristicile materialelor componente, la proporţia lor în mixtură, la

densitatea mixturii, la punerea în operă a mixturii asfaltice.

Cerinţele pentru o bună rezistenţă la fluaj sunt în contradicţie cu cele

pentru o bună rezistenţă la oboseală. De exemplu, o mixtură foarte bogată în

bitum şi săracă în goluri va avea o rezistenţă ridicată la fisurarea prin oboseală

(durabilitate), dar o rezistenţă mică la ornieraj (stabilitate). Pe de altă parte, o

mixtură asfaltică bogată în agregate şi goluri dar săracă în bitum va avea o

rezistenţă mare la ornieraj (stabilitate bună), dar o rezistenţă mică la oboseală

(durabilitate slabă).

În urma testării mai multor probe de mixtură asfaltică HARVEY et al.

constată că deformaţia permanentă obţinută din încercarea de forfecare

simplă repetată, conform SHRP scade pe măsură ce volumul de goluri din

mixtură creşte de la 2 % la 9 %, indiferent de tipul agregatului şi al bitumului,

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 1 8

de modul de compactare şi de tipul probei încercate: carotă sau probă

confecţionată în laborator.

Totuşi, o reducere a volumului de goluri din mixtură conduce la o

creştere a rezistenţei la ornieraj a mixturii. În general s-a stabilit că procentul

optim de goluri trebuie să fie de aproximativ 3 %, pentru a răspunde ambelor

cerinţe: ornieraj şi oboseală.

Ornierajul poate apărea în două stadii:

- stadiul de densificare care poate fi considerat ca un al doilea

stadiu de compactare, conducând la dezvoltarea făgaşelor din

consolidare (volum ridicat de goluri);

- stadiul fazei de forfecare, când materialul se mişcă lateral,

conducând la dezvoltarea făgaşelor din curgerea plastică (volum

scăzut de goluri).

Atunci când mixtura asfaltică prezintă un volum mare de goluri, din

cauza încărcărilor din ce în ce mai mari date de trafic şi a presiunilor mari în

pneu se continuă procesul de compactare după construcţie, Astfel, apar în

urma roţilor vehiculelor făgaşele. Pentru a preveni acest fenomen este foarte

important să se reducă volumul de goluri în timpul construcţiei la o valoare

care s-ar putea produce sub trafic. Altfel, compactarea se produce sub trafic şi

cu timpul se vor forma făgaşele.

O proiectare raţională a reţetei mixturii asfaltice va conduce la o

minimizare a ornierajului. Este importantă determinarea procentului optim de

liant: dacă se foloseşte prea mult bitum, volumul de goluri va fi mai redus ceea

ce poate conduce la apariţia fazei de forfecare (SCHEROCMAN).

Rezistenţa la degradările din umiditate. În acest caz se cere

reducerea golurilor permeabile printr-o compactare adecvată.

Legat de fenomenul de dezanrobare, procentul de goluri din mixtura

asfaltică are o mare importanţă. Pentru a preveni pătrunderea apei în mixtură

şi dezanrobarea, volumul de goluri trebuie să fie destul de scăzut.


GENERALITĂŢI

9

Multe mixturi asfaltice pentru îmbrăcăminte au un volum de goluri

proiectat de 3 - 5 %. După execuţie, stratul asfaltic prezintă un volum de goluri

de aproximativ 8 %. Se presupune că stratul va avea densitatea stabilită prin

proiect după 2 - 3 ani de folosinţă sub trafic. Din păcate, unii executanţi nu au

un control al calităţii compactării şi volumul de goluri din timpul construcţiei

depăşeşte valoarea de 8 %. Acest fapt poate conduce la apariţia prematură a

uzurii suprafeţei din cauza unei inadecvate coeziuni a mixturii asfaltice.

Suprafaţa fiind uzată, cu timpul pătrunde apa şi se produce dezanrobarea.

Figura 1.5 prezintă influenţa volumului de goluri asupra rezistenţei

betonului asfaltic, după ce acesta a fost ţinut în apă, conform normelor.

Procentul de reducere al rezistenţei betonului asfaltic depinde de procentul de

goluri.

0

100

0 5 10 15 20

volumul de goluri, %

rezi

sten

ta m

ixtu

rii, %

A

B C

Dzona de evitat

Figura 1.5 Influenţa volumului de goluri asupra rezistenţei

mixturii asfaltice după ce aceasta a fost ţinută în apă

Se observă că pentru zona A (volum de goluri sub 4%), mixtura este

aproape impermeabilă. Apoi urmeaza o zonă dificilă, ce afectează rezistenţa

mixturii (zona B şi C), zonă în care se încadrează straturile asfaltice ale multor

drumuri. Pe măsură ce procentul de goluri creşte (zona D) rezistenţa mixturii

devine din ce în ce mai puţin influenţată de prezenţa apei, deoarece mixtura

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 1 10

drenează apa. Prin urmare, pentru a reduce riscul apariţiei fenomenului de

dezanrobare, trebuie evitată zona de mijloc (B şi C). Aceasta se poate realiza

printr-o proiectare judicioasă a mixturii asfaltice şi o compactare controlată a

stratului asfaltic.

Impermeabilitatea. Permeabilitatea care este definită prin capacitatea

apei şi a aerului de a trece prin mixtura asfaltică, are o influenţă mare asupra

durabilităţii şi susceptibilităţii la degradări din umiditate.

Impermeabilitatea este rezistenţei structurii rutiere la trecerea apei şi a

aerului prin ea. Se realizează prin asigurarea unei densităţi suficiente stratului

rutier. Sigur, nu se doreşte nicidecum asigurarea impermeabilităţii stratului

printr-un volum de goluri zero în mixtură. Teste de teren indică faptul că

asigurarea unei compactări adecvate este principalul factor în reducerea

permeabilităţii stratului asfaltic.

1.2 FACTORII CARE INFLUENŢEAZĂ COMPACTAREA

Factorii care prezintă influenţă asupra compactării sunt arătaţi în figura

1.6.

Agregatele. Pentru a obţine densitatea amestecului de agregate, filer şi

bitum, o mare importanţă o au proprietăţile agregatelor precum: forma,

absorbţia, textura. De asemenea este importantă granulozitatea agregatelor

precum şi curba granulometrică a amestecului de agregate şi filer, care

depinde de dimensiunea maximă a granulei, de procentul de agregat mare şi

mic şi de procentul de filer considerate.

Reprezentarea curbei granulometrice pentru o mixtură asfaltică este

arătată în figura 1.7. Se observă linia de densitate maximă (volum de goluri în

agregate zero) care trebuie evitată pentru a se asigura un procent optim de

goluri în amestecul de agregate.


11GENERALITĂŢI

CARMEN RĂCĂNEL

Susceptibilitatea la temperatură

BitumReologia

Textura

Forma

Dimensiunea maximă

Granulozitatea

Absorbţia

Agregate

Proiectarea reţetei mixturii asfaltice

Temperatura în sol

Umiditate

Viteza vântului

Temperatura

Pământul de fundare

Grosimea stratului

Mediul înconjurător

Echipamentul

Succesiunea cilindrării

Procedura de cilindrare

Proprietăţilematerialului

Densitate iniţială

Greutate

Configuraţia osiei

Banda

Zilnic

Anual

Tip

DistribuţieTrafic

Temperatura structurii rutiere

Perioada din an

Perioada de construcţie şi mediul

înconjurător

Proprietăţilematerialului

Bitum

Agregate

Proiectarea reţetei mixturii asfaltice

CAPITOLUL 1 12

Densitatea finală

Stabilitate Durabilitate Rezistenţă Comportare bună la

Rigiditate Flexibilitate

oboseală

Proprietăţi necesare structurii rutiere

Figura 1.6 Factorii ce influenţează compactarea

structurilor rutiere flexibile

86.3

4

2

0.63

1

0.3150.20.09 0.1

12.516 20

0102030405060708090

100

0.01 0.1 1 10 100

log(site)

trece

ri, %

linia de densitate maxima

Figura 1.7 Curba granulometrică şi linia de densitate maximă

Comportarea bună la deformaţii permanente se obţine şi prin asigurarea

unei frecări interne intre particule. În condiţiile unei temperaturi ridicate şi ale

unei aplicări lente a încărcării este important pentru stabilitatea mixturii

asfaltice ca particulele agregatului să prezintă o bună frecare, ceea ce ne

conduce la textura suprafeţei acestora. O compactare prost efectuată sau un


GENERALITĂŢI

13

procent prea mare de liant va reduce frecarea internă şi va determina

dezvoltarea deformaţiilor permanente.

Un agregat cu o curbă granulometrică continuă va da o mixtură mai uşor

de compactat, comparativ cu una care are granulometria agregatului

discontinuă.

Dacă mixtura asfaltică are mai multă criblură mare, ea va necesita un

efort de compactare mai mare pentru a obţine volumul de goluri necesar. Din

contră, o mixtură cu mai multă parte fină este mai lucrabilă dar sub compactor

ea va tinde să se deplaseze şi va fi greu de compactat.

Densitatea mixturii asfaltice este influenţată şi de filer şi raportul

filer/bitum. În figura 1.8 este prezentat efectul tipului de filer asupra volumului

de goluri, folosind acelaşi număr de rotaţii la compactarea mixturii asfaltice cu

un compactor de forfecare giratorie.

02

46

810

1214

0 100 200 300 400 500 600 700

numar de rotatii la compactare

volu

m d

e go

luri

in m

ixtu

ra

filer de celitfiler de calcarfiler de ciment Portland

Figura 1.8 Influenţa tipului de filer asupra volumului de goluri

din mixtura asfaltică

Bitumul. Vâscozitatea bitumului influenţează rigiditatea mixturii asfaltice

şi implicit compactarea ei. De asemenea, păstrează compactitatea mixturii.

Dacă vâscozitatea liantului este prea mică, particulele se mişcă uşor în timpul

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 1 14

compactării iar vâscozitatea nu dezvoltă suficientă coeziune pentru a păstra

compactitatea mixturii.

Pentru a avea o indicaţie asupra rigidităţii bitumului la temperatura de

compactare, se realizează în general testul de vâscozitate la temperatura de

135oC. Se recomandă totuşi efectuarea testului de vâscozitate la diferite

temperaturi pentru a putea trasa curba vâscozitate - temperatură şi a

interpreta panta acestei curbe astfel încât să se poate modifica temperatura

pentru ca liantul să atingă vâscozitatea dorită la compactare dar şi la

malaxare.

Un liant cu o vâscozitate mare la 135oC va furniza mixturii o rezistenţă

mai mare, reducând golurile, dar în acest caz temperaturile de malaxare şi de

compactare vor trebui mărite.

Figura 1.9 prezintă influenţa vâscozităţii bitumului asupra posibilităţii de

compactare a mixturii asfaltice. Se observă că pentru o anumită temperatură,

bitumul mai puţin vâscos va asigura mixturii o densitate mare care nu va putea

fi atinsă de mixtura cu bitum mai vâscos decât pentru o temperatură mai mare.

Rezultă de aici cât de importantă este cunoaşterea vâscozităţii liantului în

stabilirea temperaturii de compactare.

2.322.332.342.352.362.372.382.392.4

2.412.42

50 70 90 110 130 150 170 190

temperatura de compactare, oC

greu

tate

a sp

ecific

a, g

/cm

3

bitum cu vascozitate mica

bitum cu vascozitate mare

Figura 1.9. Influenţa vâscozităţii bitumului asupra compactării

mixturii asfaltice PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE

GENERALITĂŢI

15

Mixtura asfaltică. Deoarece materialele componente (agregate, filer şi

bitum) joacă un rol aşa de important în compactarea mixturii asfaltice, este

evident că şi amestecul lor va influenţa într-o oarecare măsură (chiar mai

mare) compactarea.

Extrem de importantă este stabilirea procentului optim de bitum în

cadrul metodei de proiectare a amestecului. O mixtură cu prea puţin liant

bituminos va fi dificil de compactat deoarece procentul scăzut de bitum va face

mixtura prea rigidă. Bineînţeles, prea mult liant bituminos va lubrifia mixtura în

exces, în final obţinându-se o mixtură instabilă şi plastică la cilindrare.

Este posibil însă ca un procent de bitum spre limita inferioară să fie

compensat de o bună compactare (efort de compactare mare) care să aducă

mixtura la un volum de goluri optim.

Raportul filer / bitum oferă mixturii rezistenţa necesară compactării. În

funcţie de acest raport, mixtura poate fi mai mult sau mai puţin rigidă.

Un alt factor de influenţă îl reprezintă temperatura mixturii asfaltice în

momentul compactării. În stabilirea temperaturii de compactare a mixturii

trebuie să se ţină seama, pe lângă vâscozitatea bitumului şi de raportul filer /

bitum care poate mări sau micşora rigiditatea mixturii, după cum s-a spus mai

sus. Se ştie că o mixtură cu o temperatură mare este mai uşor de compactat

decât una cu o temperatură mai mică. De asemenea, o mixtură rigidă va trebui

compactată la o temperatură ridicată.

În concordanţă cu cele prezentate mai sus, pentru a se obţine

rezultatele dorite pe o mixtură asfaltică, este necesar ca metoda de

compactare în laborator să simuleze cât mai fidel compactarea de pe şantier.

1.3 METODE DE COMPACTARE ÎN LABORATOR

Stabilirea reţetei mixturii asfaltice a constituit o problemă ce a preocupat

cercetătorii din domeniul rutier incă de la inceputul secolului trecut. Pentru a

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 1 16

avea o mixtură durabilă şi rezistentă pe perioada de serviciu a drumului, este

necesară stabilirea anumitor proporţii între materialele componente ale mixturii

asfaltice (agregate, filer, bitum şi eventual fibre).

Proiectarea unei mixturi asfaltice constă în alegerea unui amestec

potrivit de agregate şi a unui procent optim de liant bituminos astfel ca mixtura

rezultată să fie cât mai durabilă posibil. Factorul critic îl reprezintă procentul de

bitum. S-a constatat că o variaţie de 0,5 % faţă de procentul optim poate

conduce fie la prea mult, fie la prea puţin bitum. Un conţinut prea mare de liant

conduce la o mixtură cu volum de goluri scăzut care este susceptibilă la

ornieraj si exsudări. Un conţinut prea mic de liant produce o mixtură

subcompactată (mixtura are volum mare goluri) şi conduce la deteriorarea

îmbrăcăminţii rutiere. Literatura de specialitate demonstrează existenţa unui

singur procent de liant bituminos care, aplicat mixturii asfaltice, să poată

satisface atât durabilitatea cât şi stabilitatea acestui material compozit. De

asemenea, curba granulometrică a agregatului prezintă o importanţă

deosebită şi se alege în functie de tipul şi funcţiile stratului asfaltic în care se

va folosi mixtura.

În decursul timpului, s-a constatat că pentru un număr mare de drumuri

cu structuri rutiere flexibile sau mixte, densitatea finală a mixturii asfaltice nu

corespunde cu cea obţinută în cadrul laboratorului. Este evident că metodele

curente de compactare în laborator nu sunt suficiente pentru simularea

condiţiilor reale. Deci trebuie luate în considerare proprietăţile bitumului şi

agregatelor în funcţie de volumul de goluri din mixtură pe timp lung; aceasta

se referă la corelarea rezistenţei mixturii rutiere cu efortul de compactare.

Dacă rezistenţa la efortul de compactare este slabă, drumul va fi utilizat numai

pentru trafic scăzut; dacă mixtura opune o rezistenţă mare la compactare,

drumul va putea fi folosit pentru trafic mare.

Drumurile se densifică în funcţie de creşterea volumului de trafic până

când se stabilizează. Traficul compactează drumul la densitatea finală, care

este atinsă, în general după a treia vară de trafic. Un compactor de laborator


GENERALITĂŢI

17

trebuie să fie capabil să simuleze densitatea finală. Cu cât traficul este mai

greu cu atât densitatea realizată a mixturii creşte.

La baza criteriului de proiectare a reţetei mixturii asfaltice se află ideea

că o structură rutieră trebuie să fie capabilă să reziste forţelor de forfecare şi

celor verticale ce provin din trafic.

Se ştie că densitatea mixturii asfaltice depinde de trafic si de climă. O

mixtură asfaltică corect proiectată se poate realiza atunci când traficul şi clima

sunt simulate în laborator. Metodele de proiectare a retetei mixturii asfaltice

caută să ţină seama de aceşti doi factori, ele bazându-se pe metoda de

compactare in laborator. În decursul timpului s-a căutat introducerea în

metoda de proiectare a amestecului a unei aparaturi de compactare necesară

simulării densităţii reale a stratului asfaltic.

De-a lungul timpului au existat trei metode de compactare ce constituie

parte integrantă a metodelor de proiectare a mixturilor asfaltice:

- compactarea prin impact

- compactarea prin frământare

- compactarea giratorie

Cea mai veche metodă folosită în laborator o constituie metoda de

proiectarea care foloseşte compactarea prin impact. În anul 1920 Hubbard şi

Field au folosit ciocanul Proctor de la geotehnică pentru compactarea

mixturilor asfaltice.

Dupa 10 ani, în 1930, Bruce Marshall a introdus metoda de proiectare a

mixturii asfaltice care-i poartă numele. Deosebirea faţă de metoda Hubbard

este aceea că faţa compactorului are diametrul egal cu diametrul tiparului.

Acest tip de compactare prin impact a fost adoptată de toate ţările pentru

proiectarea reţetei mixturilor asfaltice pentru drumuri. Numărul de lovituri

aplicate pe fiecare parte a probei cilindrice se alege în funcţie de nivelul

traficului preconizat pe drumul ce urmează a fi construit (35, 50, 75 lovituri pe

fiecare faţă). Aceasta este metoda cea mai des utilizată în lume pentru

proiectarea mixturii asfaltice, considerând în general, 75 lovituri pe fiecare

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 1 18

parte (la noi în ţară, 50 de lovituri), deşi în urma aplicării acestor lovituri vor

rezulta densităţi diferite din cauza diferitelor tipuri de ciocane Marshall:

mecanic, rotativ, manual.

În principiu, metoda Marshall urmăreşte realizarea unei mixturi asfaltice

rezistente, folosind analiza stabilitate/fluaj şi densitate/volum de goluri.

Avantajul acestei metode de proiectare îl reprezintă atenţia faţă de

proprietăţile mixturii asfaltice: densitate şi volum de goluri, analiză ce asigură

proporţii volumetrice potrivite pentru realizarea unei mixturi asfaltice de

calitate. În plus, aparatul este relativ ieftin si portabil. Dezavantajul principal al

metodei este acela că acest tip de compactare în laborator nu simulează

compactarea reală a mixturii aşternute. În plus, stabilitatea Marshall nu

estimează adecvat rezistenţa la forfecare a mixturii. Cele două dezavantaje

fac dificil de asigurat rezistenţa la ornieraj a mixturii proiectate.

Independent de dezvoltarea metodei de proiectare Marshall, Francis

Hveem a introdus o nouă metodă de proiectare a mixturilor între anii 1930 si

1940. Metoda de proiectare Hveem are la baza compactarea prin frământare, la care se aplică o forţă prin intermediul unui picior de formă

triunghiulară ce acoperă numai o porţiune din suprafaţa probei. Loviturile se

aplică uniform pe suprafaţa probei pentru a realiza compactarea acesteia.

Metoda Hveem foloseşte de asemenea analiza densitate/volum de

goluri şi stabilitate. Se determină în plus şi rezistenţa mixturii la umflare în

prezenţa apei. Metoda Hveem are două avantaje:

- primul, metoda de compactare prin frământare este gândită pentru o

mai bună simulare a caracteristicilor de densitate ale mixturii aşternută pe

drum ;

- al doilea, stabilitatea Hveem este o masură directă a componentei

frecării interne a rezistenţei la forfecare. Măsoară capacitatea probei de a

rezista deplasării laterale în urma aplicării unei încărcări verticale.

Un dezavantaj al procedeului Hveem este acela că echipamentul de

testare este oarecum scump şi nu este portabil. În plus, există câteva


GENERALITĂŢI

19

proprietăţi volumetrice importante ale mixturii legate de durabilitate care nu

sunt determinate ca parte a procedurii. Unii ingineri consideră că metoda

alegerii procentului de bitum în metoda Hveem este prea subiectivă şi poate

rezulta o mixtura care nu este durabilă, având prea puţin bitum.

Obiectivul acestui tip de compactare, ca şi în cazul altor metode, este să

realizeze probe cu densitate egală cu densitatea mixturii atinsă sub trafic,

post-constructie. Totuşi, această metodă nu este folosita decât în câteva state

din S.U.A. şi din ce în ce mai puţin.

Tot cam în aceeaşi perioadă (anul 1930), în Texas s-a dezvoltat o

metodă de proiectare care are la baza compactarea giratorie. Dezvoltarea

acestei metode îi este atribuită lui Philippi, Raines şi Love. Prima presă

giratorie a fost una manuală iar specificaţiile şi metoda de încercare au fost

introduse abia în 1946 de Departamentul de Drumuri din Texas.

Metoda de compactare giratorie constă în aplicarea unei încărcări

verticale, în timp ce tiparul este supus unei mişcări de rotaţie. Compactarea

giratorie produce o acţiune de frământare asupra probei. Acţiunea de

frământare este cauzată de rotirea probei în jurul axei. Unghiul de rotaţie al

diverselor compactoare se găseşte în intervalul 1,00o la 6,00o. Compactarea

folosind acţiunea giratorie s-a aplicat şi de catre U.S. Army Corps of Engineers

din S.U.A. şi Laboratoire Central des Points et Chaussées (LCPC) din Franţa.

În anul 1940 U.S. Army Corps of Engineers a realizat un compactor prin

aplicarea principiului mişcării giratorii cu scopul de a introduce o nouă metodă

de proiectare a mixturilor asfaltice ţinând seama de condiţiile extreme de trafic.

Noul aparat de compactat probe de mixtură asfaltică s-a numit "Gyratory Test

Machine" (GTM). Dezvoltarea acestui tip de compactare a continuat în anii ‘50

ajungând ca la începutul anilor ‘60 să se demonstreze utilitatea sa. Totuşi, în

acea perioada s-a folosit mai mult în scopuri de cercetare decât în proiectarea

de rutină a mixturilor asfaltice.

John L. McRae, cel care a contribuit la construirea compactorului de

frământare giratoriu, a plecat de la concluzia că proprietăţile mecanice ale

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 1 20

probelor produse cu ciocanul Marshall nu simulează proprietăţile carotelor

extrase din îmbrăcămintea rutieră asfaltică.

În anul 1950, o delegaţie din Franţa a vizitat Statele Unite şi a studiat

metoda giratorie din Texas. LCPC a evaluat parametrii ce influenţează

compactarea giratorie; în 1972 a finalizat un protocol în ceea ce priveşte

metoda giratorie. Cele trei variabile importante studiate au fost unghiul de

rotaţie, viteza de rotaţie şi presiunea verticală, a căror valori s-au modificat

mereu în decursul timpului (1950 - 1993).

În Franţa, aplicarea compactării giratorii se face pentru a simula

densitatea apărută în stratul asfaltic la sfârşitul construcţiei. Astăzi,

compactarea giratorie este folosită în mod obişnuit în Franţa ca parte a

procesului de proiectare a mixturii. Aparatul se numeşte "Presse á

Cisaillement Giratoire" (PCG) şi are unghiul de rotaţie de 1o iar presiunea de

compactare de 600 kPa. Mai recent, acest tip de compactare a fost introdus în

multe ţări.

Mai nou apărutul girocompactor SHRP - Strategic Highway Research

Program ("SHRP Gyratory Compactor" - SGC) constituie un compromis între

girocompactorul LCPC, U.S. Army Corps of Engineers si metodele Texas şi se

foloseste şi in România de câţiva ani. Tipurile de SGC existente la ora actuală

sunt girocompactoarele produse de următoarele firme: Pine Instrument

Company, Troxler Electronic Laboratories, Test Quip, Rainhart Company şi

Interlaken Technology Co. Dintre acestea, Pine SGC şi Troxler SGC sunt cele

mai vechi şi mai răspândite în lume, ambele prezentând rezultate similare cu

prototipul Texas SGC modificat.

Extinderea folosirii compactării giratorii s-a bazat pe comparaţia din

punct de vedere al densităţii, efectuată între carotele extrase din teren şi

probele confecţionate în laborator. Începând din 1987 s-au făcut numeroase

studii în Statele Unite, prin programul SHRP, asupra valorilor presiunii

verticale de consolidare, a unghiului de rotaţie şi a vitezei de rotaţie. În final s-a

ajuns la concluzia că următoarele valori conduc la realizarea unui volum de


GENERALITĂŢI

21

goluri de 4% pentru mixtura care se proiectează: presiunea verticală de

consolidare de 600 kPa, unghiul de rotaţie de 1,25o (±0,02o) şi viteza de rotaţie

de 30 rot/min (±0,5 rot/min). Toleranţa acceptată în ceea ce priveşte valoarea

unghiului limitează variaţia procentului de bitum la max. 0,1%.

După stabilirea parametrilor de funcţionare, în utlimii 10 ani s-au realizat

şi studii pentru evaluarea de teren a acestui girocompactor. S-a constatat că

atât girocompactorul american SGC cât şi cel francez PGC sunt folositoare în

stabilirea reţetei mixturilor asfaltice preparate la cald. Astfel, s-a dezvoltat sub

programul SHRP, sistemul de proiectare a reţetei mixturii asfaltice Superpave

(Superior Performing Asphalt Pavements).

Cercetările efectuate în decursul timpului au arătat că fiecare mod de

compactare în parte conduce la un anumit tip de structură a agregatului şi film

de bitum pe agregate.

Metodele Hveem şi giratorie de proiectare a mixturilor asfaltice conduc

la realizarea unor densităţi mai mari decât cele obţinute prin folosirea metodei

Marshall. Acţiunea de frământare simulează mai bine orientarea particulelor

agregatului, existentă în realitate în stratul asfaltic decât o realizează

compactarea cu Marshall. Unul din motivele principale ale folosirii

girocompactorului este capacitatea sa de a reproduce densităţile mari care se

întâlnesc în stratul asfaltic aşternut.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 22

CAPITOLUL 2 SISTEMUL SUPERPAVE

2.1 CE ESTE SISTEMUL SUPERPAVE Programul SHRP (Strategic Highway Research Program) iniţiat de

Statele Unite ale Americii şi desfăşurat pe o perioadă de 6 ani (1987 - 1993)

iniţial şi apoi pe încă 10 ani (1993 - 2003), a dezvoltat un nou sistem de

analizare a lianţilor bituminoşi şi de proiectare a mixturilor asfaltice preparate

la cald în vederea creşterii performanţelor drumului. Acest sistem s-a numit

SuperpaveTM (Superior Performing Asphalt Pavements) şi este un sistem ce

furnizează date pentru specificaţii, încercarea materialelor componente ale

mixturii asfaltice, proiectarea reţetei amestecului de agregate, filer şi bitum,

încercarea mixturilor asfaltice şi evaluarea performanţelor structurii rutiere.

Această metodă de proiectare este alcătuită conform cerinţelor de

perfomanţă dictate de trafic şi de mediul înconjurător (climă) şi determină

alegerea şi combinarea liantului bituminos, a agregatelor şi a oricărui

modificator necesar pentru a realiza nivelul de performanţă cerut pentru drum.

Sistemul Superpave se aplică mixturilor asfaltice preparate la cald cu

bitum modificat sau nemodificat; se poate folosi în cazul straturilor de

suprafaţă, de legătură şi de bază noi, ca şi în cazul straturilor de ranforsare de

pe drumurile existente.

Obiectivul sistemului Superpave este acela de a defini un amestec

economic de liant bituminos şi agregate ce conduce la o mixtură asfaltică cu:

- suficient liant bituminos pentru durabilitate;


SISTEMUL SUPERPAVE

23

- suficiente goluri în amestecul de agregate minerale şi suficient volum

de goluri în mixtura asfaltică;

- suficientă lucrabilitate;

- caracteristici satisfăcătoare ale performanţei de-a lungul duratei de

viaţă a drumului.

Performanţa structurii rutiere este analizată în raport cu deformaţiile

permanente, fisurarea din oboseală, fisurarea din temperaturi scăzute şi

efectele degradărilor din îmbătrânire şi umiditate.

Conţine trei nivele distincte de proiectare, numite nivelul 1, nivelul 2 şi

nivelul 3. Complexitatea fiecărui nivel este în funcţie de importanţa drumului

ce urmează a fi construit şi creşte în mod semnificativ de la nivelul 1 la nivelul

3. Nivelul 3 necesită un număr mare de teste, mai multe probe şi mai mult timp

pentru a realiza proiectarea reţetei mixturii. Nivelul 3 conţine toate proprietăţile

măsurate în nivelul 2, în timp ce nivelul 2 conţine toate proprietăţile măsurate

în nivelul 1.

Cele trei nivele de proiectare se aleg în funcţie de trafic: pe măsură ce

traficul creşte se trece la un nivel superior de proiectare a reţetei mixturii

asfaltice :

- nivelul 1 (trafic scăzut) ≤ 106 osii echivalente

- nivelul 2 (trafic intermediar) ≤ 107 osii echivalente

- nivelul 3 (trafic ridicat) > 107 osii echivalente

Osia echivalentă în S.U.A. este de 80 kN. Pentru condiţiile ţării noastre

aceasta se va echivala cu osia de 115 kN, conform normelor în vigoare.

Nivelul 1 se bazează pe proiectarea volumetrică a mixturii asfaltice, în

timp ce nivelele 2 si 3 conţin şi încercări specifice pentru determinarea

caracteristicilor mixturii asfaltice, precum :

- încercare de forfecare repetată

- încercare de forfecare simplă

- rezistenţa la întindere indirectă

- fluaj şi rupere din temperatură scăzută

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 24

- reometru pentru grinda încovoiată

- încercare hidrostatică

- încercare uniaxială

Structura sistemului de proiectare Superpave este prezentată în figura 2.1: pro- alegerea alegerea iec- agregatului bitumului tare volu- proiectarea volumetrică a mixturii ce me- include susceptibilitatea la umiditate trică pro- măsurarea proprietăţilor materialului prie- tăţi nivel 2 nivel 1 nivel 3 Estimarea perfor- Estimarea perfor- manţei drumului manţei drumului deformaţii deformaţii me- permanente permanente ca- nice oboseală oboseală fisurare din fisurare din temperaturi temperaturi scăzute scăzute control proiectarea finală a amestecului pentru producere de te- teste de control a mixturii ren prelevată din teren

Figura 2.1 Structura metodei Superpave


SISTEMUL SUPERPAVE

25

2.2 NIVELUL 1 DE PROIECTARE A MIXTURII ASFALTICE

Nivelul 1 de proiectare a mixturilor asfaltice (pentru trafic scăzut),

prezentat în figura 2.2, constă în alegerea agregatului şi liantului pentru a

stabili granulometria şi procentul de bitum care satisfac criteriile specificate

pentru volum de goluri în mixtură, goluri în amestecul de agregate şi goluri

umplute cu bitum. Acest nivel se bazează pe proiectarea volumetrică a

amestecului, luând în considerare şi specificaţiile pentru liant şi agregate.

Alegerea finală a procentului de bitum este bazată deci, pe atingerea nivelului

specificat pentru volum de goluri în mixtură, goluri în amestecul de agregate şi

goluri umplute cu bitum la trei nivele de compactare: iniţial, de proiectare şi

maxim.

Nivelul iniţial de compactare, Nin este cel care corespunde densităţii

stratului asfaltic după traficul iniţial - la aşternere. Nivelul de proiectare al

compactării, Npr are valoarea corepunzătoare densităţii obţinută în stratul

asfaltic după compactarea iniţială - după cilindrare. Nivelul maxim de

compactare, Nmax este cel corespunzător densităţii anticipate a drumului la

sfârşitul perioadei de serviciu.

Mixtura asfaltică, conţinând diferite granulometrii ale agregatului şi

procente diferite de bitum, va fi compactată, în cadrul proiectării volumetrice,

cu girocompactorul.

Trebuie specificat faptul că în metoda volumetrică Superpave efortul

vertical de compactare a girocompactorului este acelaşi pentru toate mixturile

iar numărul de rotaţii este stabilit astfel încât să furnizeze o densitate care

coincide cu densitatea mixturii aşternute pe drum, la sfârşitul perioadei de

serviciu.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 26

alegeţi agregatele ţinând seama alegeţi gradul de performanţă de criteriile: al bitumului ţinând seama de - granulozitate temperaturile de proiectare - forma granulelor joase şi ridicate - conţinut de impurităţi - particule plate şi aciculare se recomandă un eventual test de adsorbţie pentru a evalua compatibiliatea agregat- bitum propuneţi 3 sau 4 curbe granulometrice, determinate de limitele stabilite prin standard calculaţi un conţinut iniţial de bitum pentru fiecare curbă granulometrică (câte 2 probe compactate la Npr pentru fiecare curbă granulometrică = 6 sau 8 probe) evaluaţi curbele granulometrice; alegeţi curba de proiectare pentru agregat; calculaţi un procent estimativ de bitum determinaţi susceptibilitatea la compactaţi probele pentru umiditate pentru procentul de patru procente de bitum bitum şi granulometria proiectată considerate faţă de (compactaţi 6 probe la 7 % volum procentul estimat de bitum de goluri; testaţi 3 probe uscat şi (2 probe compactate pe 3 probe umed) procent de bitum =8 probe) determinaţi procentul de bitum ce satisface criteriile volumetrice la Npr, Nin şi Nmax

Figura 2.2 Schema Nivelului 1 de proiectare al mixturilor asfaltice

Etapele principale ale nivelului 1 de proiectare (volumetric) sunt:

a) alegerea materialelor: * alegerea liantului bituminos şi a agregatelor ce îndeplinesc

cerinţele mediului şi traficului


SISTEMUL SUPERPAVE

27

* determinarea greutăţii specifice volumetrice a agregatului propus

pentru amestecare şi greutatea specifică a liantului bituminos.

b) stabilirea curbei granulometrice:

* propunerea curbelor granulometrice ale agregatului (de preferat

3 sau mai multe);

* calcularea unui procent de bitum iniţial şi compactarea a două

probe pentru fiecare granulometrie în parte;

* alegerea unei structuri de agregat şi a procentului de bitum

estimat, pe baza criteriilor ce definesc volumul de goluri în

mixura compactată, golurile în agregatul mineral şi golurile

umplute cu bitum, la nivelele de compactare iniţial (Nin), de

proiectare (Npr) şi maxim (Nmax), măsurate sub formă de rotaţii

aplicate cu girocompactorul.

c) stabilirea procentului de bitum proiectat: * compactarea a câte două probe la procentul de bitum estimat şi

la procentul de bitum estimat ± 0,5 % şi +1,0 %;

* determinarea procentului de bitum proiectat pe baza cerinţelor

ce privesc volumul de goluri în mixura compactată, golurile în

agregatul mineral şi golurile umplute cu bitum la cele trei nivele

de proiectare, Nin, Npr şi Nmax;

* determinarea susceptibilităţii la umiditate a amestecului final

optim de agregat şi bitum la un volum de goluri de 7 %.

Cu toate că nu este posibilă estimarea performanţelor rutiere ale

nivelului 1 în ceea ce priveşte deformaţiile permanente, fisurarea din oboseală

sau fisurarea din temperaturi scăzute fără încercările pe mixturi prevăzute în

nivelul 2 sau 3, totuşi nivelul 1 prezintă o garanţie satisfăcătoare a

performanţei drumului atunci când toate criteriile volumetrice sunt îndeplinite.

Girocompactorul este elementul de bază al nivelului 1 de proiectare. În

plus, acest nivel consideră efectele sensibilităţii la umiditate şi ale îmbătrânirii

în stabilirea amestecului final.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 28


Alegerea amestecului de materiale: Agregatele

Alegerea agregatelor presupune considerarea mai multor factori şi

anume: climă, trafic, disponibilitate, cost, rezistenţă la derapare, sensibilitate la

umiditate, folosirea anterioară a agregatului, deci cunoaşterea proprietăţilor

sale.

Dimensiunea maximă a agregatului se alege în funcţie de stratul în care

se foloseşte mixtura ce se proiectează (tabelul 2.1).

Tabelul 2.1

Stratul rutier Dimensiunea maximă nominală a agregatului, mm suprafaţă 9,5 - 12,5 legătură 25,0 - 37,5

bază 25,0 - 37,5

Curba granulometrică se alege în funcţie de limitele prevăzute şi de

zona restrictivă. În tabelele 2.2, 2.3, 2.4, 2.5, 2.6 sunt prezentate limitele

pentru curba granulometrică iar în tabelul 2.7 sunt prezentate zonele restrictive

pentru fiecare tip de agregat.

Tabelul 2.2 limite (treceri, %) Dimensiunea sitei minimum maximum

75 μm 0 6 2.36 mm 15 41

25.0 mm - 90 dimens. max nominală (37.5 mm) 90 100

dimens. maximă (50.0 mm) 100 -


75 μm 1 7 2.36 mm 19 45



SISTEMUL SUPERPAVE

29


75 μm 2 8 2.36 mm 23 49




75 μm 2 10 2.36 mm 28 58 9.5 mm - 90

dimens. max nominală (12.5 mm) 90 100 dimens. maximă (19.0 mm) 100 -


75 μm 2 10 2.36 mm 32 67 4.75 mm - 90

dimens. max nominală (9.5 mm) 90 100 dimens. maximă (12.5 mm) 100 -

Tabelul 2.7 Dimensiu-nea sitei pentru zona

restrictivă

Limitele minime şi maxime pentru următoarea dimensiune

maximă nominală (treceri, % min./max.)

37.5mm 25.0mm 19.0mm 12.5mm 9.5mm 4.75 mm 34.7/34.7 39.5/39.5 - - - 2.36 mm 23.3/27.3 26.8/30.8 34.6/34.6 39.1/39.1 47.2/47.2 1.18 mm 15.5/21.5 18.1/24.1 22.3/28.3 25.6/31.6 31.6/37.6 600 μm 11.7/15.7 13.6/17.6 16.7/20.7 19.1/23.1 23.5/27.5 300 μm 10.0/10.0 11.4/11.4 13.7/13.7 15.5/15.5 18.7/18.7

Această zonă restrictivă este folosită de SUPERPAVE pentru a preveni

procentul mare de nisip fin raportat la cantitatea de nisip total din amestecul de

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 30

agregate şi de asemenea pentru a evita linia de densitate maximă care nu

furnizează un volum de goluri adecvat în agregat. Astfel, va rezulta un schelet

mineral puternic ce sporeşte rezistenţa la deformaţii permanente şi

durabilitatea, datorită unui volum de goluri potrivit.

În figura 2.3 sunt reprezentate limitele şi zona restrictivă în cazul unui

agregat ce are dimensiunea maximă nominală de 12,5 mm.

Lim it e le çi z on a re s t ric t ivå pe n t ru dim e n s iun e a m axim å n om in alå 1 2 ,5 m m

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

dim e n s iun e a s it e i

trec

eri,

%

zona restrictiva

linia de densitate maxima

dimensiunea maximadimensiunea maxima nominala

75μm 2,36mm 9,5mm 12,5mm 19,0mm

Figura 2.3 Reprezentarea limitelor SHRP şi a zonei restrictive

Se recomandă ca la alcătuirea scheletului mineral, curba granulometrică

să se deplaseze spre limitele inferioare, sub zona restrictivă atunci când

traficul creşte.

Curbele granulometrice ce se situează fie sub zona restrictivă, fie peste

această zonă, dar se află în interiorul limitelor, vor conduce la un amestec de

agregate potrivit pentru o mixtură acceptabilă în sistemul de proiectare

Superpave.


SISTEMUL SUPERPAVE

31

Superpave impune restricţii şi în ceea ce priveşte:

- gradul de spargere al agregatului grosier (procent din greutatea

agregatului cu particule mai mari de 4,75 mm, cu una sau mai multe feţe

concasate);

- gradul de spargere al agregatului fin (procent al volumului de

goluri prezent în agregatul ce trece prin sita de 2,36 mm);

- duritatea sau rezistenţa L.A. (procent de material pierdut din

agregatul amestecat, în timpul încercării Los Angeles);

- soliditatea (procent al degradării agregatului amestecat, în timpul

testului de soliditate cu sodiu sau magneziu);

- materialele nocive (procent în greutate a impurităţilor nedorite

precum: cărbune, lemn, argilă şistoasă moale, mică în agregatul amestecat);

- conţinutul de argilă sau echivalentul de nisip (măsură a cantităţii

de material argilos prezent în partea de agregat ce trece pe sita de 4,75 mm);

- particule subţiri, alungite (particulele agregatului grosier - 4,75

mm ce au raportul dintre dimensiunea maximă şi minimă mai mare de 5);

- proporţia de praf (raportul dintre procentul în greutate a

agregatului ce trece pe sita de 75 μm şi conţinutul efectiv de bitum exprimat

ca procent în greutate din mixtură).

Liantul bituminos

În Superpave lianţii se notează prin PGx-y, unde:

PG este gradul de performanţă al bitumului

x este temperatura ridicată de proiectare a drumului

y este temperatura scăzută de proiectare a drumului

Superpave a stabilit specificaţii pentru bitum aplicabile deopotrivă

lianţilor modificaţi şi celor nemodificaţi (vezi ANEXA 1). Specificaţiile se

bazează pe rigiditatea liantului îmbătrânit, considerând o anumită combinaţie a

încărcării din trafic şi condiţii înconjurătoare. Astfel, bitumul este împărţit pe

grade care se diferenţiază în funcţie de temperaturile drumului care permit

liantului să poată fi ales în raport cu o anumită combinaţie a temperaturilor

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 32

ridicate şi scăzute ale drumului. Condiţiile de încărcare prevăzute în cazul

temperaturilor ridicate sunt: viteza vehiculului = 100 km/h şi volumul de trafic <

107 osii echivalente.

Cele două temperaturi luate în considerare sunt:

- temperatura de proiectare maximă a drumului Tmax, considerată ca

media celor mai călduroase 7 zile consecutive dintr-un an (temp.med.

7 zile);

- temperatura de proiectare minimă a drumului Tmin, considerată ca

temperatura cea mai scăzută dintr-un an.

Etapele care se parcurg în alegerea gradului sunt:

- alegerea zonei climatice în care se află drumul ce urmează a fi

construit;

- alegerea gradului de siguranţă al proiectării drumului în funcţie de

performanţa la temperaturi scăzute şi ridicate;

- stabilirea temperaturilor rutiere de proiectare;

- determinarea gradului de performanţă minim necesar pentru a

satisface temperaturile minime şi maxime de proiectare ale drumului.

Verificarea gradului de performanţă al liantului constă în efectuarea

următoarelor determinări:

- punctul de inflamabilitate

- vâscozitatea cu vâscozimetrul rotativ (135oC)

- G*/sinδ la Tmax (45 .. 75oC) cu reometrul pentru forfecare dinamică

- rigiditatea la fluaj şi panta rigidităţii la fluaj în funcţie de timp la

Tmin+10oC (-36 .. 0oC), la 1 oră şi 24 de ore

- pierderea de masă prin îmbătrânirea bitumului în etuva RTFOT

- G*/sinδ la Tmax (45 .. 75oC) cu reometrul pentru forfecare dinamică, pe

bitumul îmbătrânit RTFOT

- îmbătrânirea bitumului după RTFOT în etuva PAV

- rigiditatea la fluaj şi panta rigidităţii la fluaj în funcţie de timp la

Tmin+10oC (-36 .. 0oC), pe bitumul îmbătrânit RTFOT / PAV


SISTEMUL SUPERPAVE

33

- G*sinδ la Tmediu (7 .. 34oC) cu reometrul pentru forfecare dinamică, pe

bitumul îmbătrânit RTFOT / PAV

- deformaţia specifică la rupere cu aparatul pentru tracţiune directă la

Tmin+10oC (-36 .. 0oC)

Alegerea numai a gradului liantului bituminos nu elimină deformaţiile

permanente care sunt puternic legate de proprietăţile agregatului şi de

proprietăţile volumetrice ale mixturii rutiere şi nici fisurarea din oboseală care

este de asemenea puternic dependentă de structura rutieră. Totuşi, alegând

potrivit liantul bituminos, se va elimina fisurarea din temperaturi scăzute.

Proprietăţi volumetrice

Atunci când considerăm comportarea unei mixturi asfaltice, trebuie să

luăm în calcul proprietăţile volumetrice ale amestecului de agregate şi bitum.

Proprietăţile volumetrice (figura 2.4) ale mixturii compactate sunt:

volumul de goluri în mixtură, volumul de goluri în amestecul de agregate şi

volumul de goluri umplute cu bitum. Ele furnizează unele indicaţii asupra

performanţei probabile a mixturii asfaltice în perioada de serviciu a drumului.

aer Va (volum goluri) Vma (goluri în agregatul mineral)

bitum Vbe (vol. efectiv bitum)

Vba (vol.bitum absorbit)

agregate Vsb (vol. aparent

agregat mineral)

Figura 2.4 Proprietăţile volumetrice ale mixturii asfaltice

Agregatul mineral este poros şi poate absorbi apă şi bitum într-un

anumit grad. Mai mult, raportul apă/bitum absorbit variază în funcţie de fiecare

tip de agregat în parte. În calculul proprietăţilor volumetrice ale mixturii sunt

luate în considerare trei greutăţi specifice ale agregatelor care ţin seama de

aceste variaţii: greutatea specifică volumetrică, aparentă şi efectivă.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 34

Greutatea specifică volumetrică (Gsb) este raportul dintre masa în aer a

unei unităţi de volum de material permeabil (incluzând deopotrivă golurile

permeabile şi impermeabile ale materialului), la o anumită temperatură şi

masa în aer a unui volum egal de apă distilată fără goluri de aer, la aceeaşi

temperatură.

Greutatea specifică aparentă (Gsa) este raportul dintre masa în aer a

unei unităţi de volum de material impermeabil, la o anumită temperatură şi

masa în aer a unui volum egal de apă distilată fără goluri de aer, la aceeaşi

temperatură.

Greutatea specifică efectivă (Gse) este raportul dintre masa în aer a unei

unităţi de volum de material permeabil (excluzând golurile permeabile la

bitum), la o anumită temperatură şi masa în aer a unui volum egal de apă

distilată fără goluri de aer, la aceeaşi temperatură (figura 2.5). bitum efectiv

agregat goluri permeabile la bitum (ex.: bitum

absorbit) goluri permeabile la apă (parte a agregatului pt. Gsb)

goluri permeabile la apă neumplute cu

bitum (parte a volumului de agregate pt. Gse)

Figura 2.5 Greutăţi specifice

Atunci când facem o analiză a golurilor este necesar să avem

măsurători şi calcule pentru: greutatea specifică volumetrică a agregatului

mare şi mic, greutatea specifică a bitumului şi a filerului, greutatea specifică

volumetrică a amestecului de agregate pentru mixtura asfaltică, greutatea

specifică maximă a mixturii în stare desfăcută, greutatea specifică volumetrică

a mixturii compactate, greutate specifică efectivă a agregatului, greutatea

specifică maximă a mixturii pentru alte procente de bitum, absorbţia de bitum a

agregatului, procentul efectiv de bitum din mixturii, procentul de goluri din PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE

SISTEMUL SUPERPAVE

35

amestecul de agregate din mixtura compactată, volumul de goluri din mixtura

compactată şi procentul de goluri umplute cu bitum din mixtura compactată.

Greutatea specifică volumetrică a agregatului se calculează în funcţie

de fracţiunile agregatului şi de greutatea lor specifică:

N

N

Nsb

GP

GP

GP

PPPG

+++

+++=

...

...

2

2

1

1

21 (2.1)

unde: Gsb = greutatea specifică volumetrică a agregatului

P1, P2, PN = fracţiunile agregatului, (%), raportate la masa agregatului

G1, G2, GN = greutatea specifică volumetrică a fracţiunilor

Greutatea specifică efectivă a agregatului se determină în funcţie de

greutatea specifică maximă a mixturii, Gmm:

b

b

mm

mm

bmmse

GP

GP

PPG

−

−= (2.2)

unde: Gse = greutatea specifică efectivă a agregatului

Gmm = greutatea specifică maximă a mixturii (fără goluri de aer)

Pmm = procent raportat la masa mixturii totale desfăcute = 100

Pb = procentul de bitum, raportat la masa mixturii

Gb = greutatea specifică a bitumului

Greutatea specifică maximă a mixturii cu procente diferite de bitum se

poate calcula cu ecuaţia (2.3) atunci când, în urma determinărilor, s-a ajuns la

o valoare medie pentru Gse a agregatului cu procente diferite de bitum. Ecuaţia

presupune că greutatea specifică efectivă a agregatului este constantă, ceea

ce este adevărat atunci când absorbţia de bitum nu variază foarte mult cu

modificarea procentului de bitum:

b

b

se

s

mmmm

GP

GP

PG

+= (2.3)

unde: Gmm = greutatea specifică maximă a mixturii (fără goluri de aer)

Pmm = procent raportat la masa mixturii desfăcute = 100

Ps = procentul de agregat, procent raportat la masa mixturii

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 36

Pb = procentul de bitum, procent raportat la masa mixturii

Gse = greutatea specifică efectivă a agregatului


Bitumul absorbit este exprimat ca procent raportat la masa agregatului:

bsesb

sbseba G

GGGG

P−

=100 (2.4)

unde: Pba = bitumul absorbit, procent raportat la masa agregatului

Gse = greutatea specifică efectivă a agregatului

Gsb = greutatea specifică volumetrică a agregatului


Procentul efectiv de bitum din mixtură este procentul total de bitum

minus procentul de bitum pierdut prin absorbţie de agregat:

sba

bbe PP

PP100

−= (2.5)

unde: Pbe = procentul efectiv de bitum, procent raportat la masa mixturii

Pb = procentul de bitum, procent raportat la masa mixturii

Pba = bitumul absorbit, procent raportat la masa agregatului

Ps = procentul de agregat, procent raportat la masa mixturii

Volumul de goluri în mixtură (Va) este procentul de goluri dintre

particulele acoperite cu liant în mixtura compactată.

mm

mbmm

GGG

Va−

= 100 (2.6)

unde Va este volumul de goluri al probei compactate exprimat ca procent din

volumul total;

Gmm - greutatea specifică maximă a mixturii;

Gmb - greutatea specifică volumetrică a mixturii compactate.

Se recomandă ca volumul de goluri din mixtura compactată să fie de 4%

indiferent de traficul la care se proiectează drumul.

Golurile din amestecul de agregate (VMA) reprezintă volumul dintre

particulele agregatului într-o mixtură compactată. Acest volum se compune din

volumul de goluri din mixtură şi volumul efectiv de liant. Un nivel adecvat al VMA -


SISTEMUL SUPERPAVE

37

ului asigură suficient bitum în vederea unei durabilităţi bune. Într-o mixtură

rutieră ce are un conţinut nepotrivit de bitum va apărea o întărire accelerată a

liantului bituminos. Aceasta conduce la deteriorarea îmbrăcăminţii rutiere din

cauza traficului şi la fisurarea din oboseală din cauza incapacităţii drumului de

a se încovoia sub trafic. Deasemenea, umiditatea poate avea o influenţă

nefavorabilă din acest punct de vedere.

sb

smb

GPG

VMA −=100 (2.7)

unde VMA reprezintă golurile din agregatul mineral;

Gsb este greutatea specifică volumetrică a agregatului;

Gmb - greutatea specifică volumetrică a mixturii compactate;

Ps - procentul de agregat din mixtură.

Criteriile pentru VMA variază în funcţie de dimensiunea maximă

nominală a agregatului folosit (tabelul 2.8).

Tabelul 2.8

Dimensiunea maximå nominalå

VMA minim (%)

9.5 mm 12.5 mm 19.0 mm 25.0 mm 37.5 mm 50.0 mm

15.0 14.0 13.0 12.0 11.0 10.5

În figura 2.6 sunt prezentate grafic valorile minime recomandate pentru

volumul de goluri din amestecul de agregate atunci când volumul de goluri din

mixtură este de 3 %, 4 % şi 5 %.

Golurile umplute cu bitum (VFA) reprezintă procentul de goluri din

agregatul mineral umplute cu bitum:

100VMA

VaVMAVFA −= (2.8)

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 38

81012141618202224

1 10 100

dimensiunea maxima nominala (mm)

VM

A (%

)

Va = 3%Va = 4%Va = 5%

Figura 2.6 Valorile recomandate pentru VMA

Experienţele au arătat că VFA trebuie să se situeze între limitele

prevăzute în tabelul 2.9, pentru a preveni instabilitatea mixturii sub un efort de

forfecare mare şi îmbătrânirea accelerată.

Tabelul 2.9

Nivelul traficului (osii echivalente)

VFA (%)

< 3 x 105 < 3 x 106 < 1 x 108 > 1 x 108

70 - 80 65 - 78 65 - 75 65 - 75

Girocompactorul (figura 2.7)

Nivelul 1 de proiectare a mixturilor asfaltice necesită compactarea

probelor cu girocompactorul. Metoda de compactare giratorie se consideră că

produce probe compactate, reprezentative pentru materialul aşternut şi

compactat. În timp ce se aplică un efort vertical de compactare, o acţiune

giratorie generează eforturi de forfecare orizontale în material, simulând

acţiunea unui cilindru compresor.

Compactarea giratorie poate fi folosită pentru:

- realizarea probelor pentru încercări;

- determinarea densităţii reale atinse a mixturii aşternute pe drum;


SISTEMUL SUPERPAVE

39

- determinarea compactităţii mixturii.

tablou de control şi

element ce măsoară colectare a datelor înălţimea 600 kPa

ciocanul

tipar

1.25o

bază rotativă

30 rotaţii/min

Figura 2.7 Girocompactorul

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 40

Girocompactorul poate realiza probe cilindrice cu diametrul de 100 mm

sau 150 mm iar înălţimea de până la aproximativ 150 mm, combinând

presiunea de consolidare verticală cu efortul de frământare giratoriu. Probele

sunt compactate pentru a simula densitatea, orientarea agregatului şi

caracteristicile structurale obţinute în realitate pe drum.

Girocompactorul operează sub controlul unui computer printr-o unitate

de interfaţă. În momentul în care proba a fost fixată în aparat şi s-a început

compactarea, procesul de compactare va fi controlat prin intermediul software-

ului, înregistrându-se continuu numărul de rotaţii şi se va calcula densitatea

mixturii în orice moment. Pe ecranul calculatorului va apărea relaţia dintre

logaritmul numărului de giraţii şi densitatea amestecului. Numărul de rotaţii

este strâns legat de nivelele de trafic. Acest lucru apare datorită faptului că

densitatea unui strat asfaltic sub trafic creşte liniar cu logaritmul numărului de

treceri ale traficului până când acesta atinge densitatea sa finală.

Caracteristicile girocompactorului Superpave sunt următoarele:

- unghiul de giraţie de 1,25 ± 0,02 grade;

- viteza de 30 rotaţii / minut;

- presiune verticală în timpul rotaţiei de 600 kPa;

- capacitatea de a produce probe cu dimensiunile 150 x 150 mm.

Pe scurt, metoda de confecţionare a probelor constă în următoarele:

- se prepară în laborator o mixtură asfaltică (se calculează cantitatea de

mixtură rezultată astfel încât înălţimea probei compactate să rezulte minimum

50 1 mm ≅ 2,1 kg mixtură; pentru o înălţime de 115 mm sunt necesare ≅ 5

kg de mixtură); (temperatura de malaxare este temperatura la care bitumul

neîmbătrânit are o vâscozitate cinematică de 170

±

± 20 mm2/s 0,17 0,02

PA s);

≈ ±

- se îmbătrâneşte scurtă durată mixtura în etuvă (4 ore la 135o -

procedeu ce simulează îmbătrânirea din timpul fabricaţiei şi construcţiei).

Această îmbătrânire în etuvă simulează îmbătrânirea mixturilor asfaltice în

timpul operaţiilor de punere în operă;


SISTEMUL SUPERPAVE

41

- se aduce la temperatura potrivită compactării (temperatura la care

bitumul neîmbătrânit are o vâscozitate cinematică de 280 ± 30 mm2/s 0,28

0,02 PA s);

≈

±

- mixtura se pune în tiparul încălzit în trei straturi;

- se plasează tiparul în dispozitivul de compactare şi se aplică presiunea

de 600 kPa prin intermediul ciocanului vertical; se aplică înclinarea de 1,25o

ansamblului tiparului;

- se înregistrează înălţimea probei după fiecare rotaţie. Înălţimea este

folosită pentru a calcula volumul probei, iar greutatea mixturii şi volumul probei

sunt folosite pentru a estima densitatea probei;

- când compactarea s-a încheiat, proba se decofrează imediat şi, după

răcire, se determină densitatea aparentă a probei.

Densitatea probei (exprimată ca procent din greutatea specifică maximă

teoretică) se stabileşte în trei puncte de-a lungul curbei de densificare (figura

2.8).

76.0078.0080.0082.0084.0086.0088.0090.0092.0094.0096.0098.00

100.00

1 10 100 1000

n u m å r g i ra Æi i

greu

tate

spec

ificå

teor

etic

å

max

imå,

%

150

Nin Npr Nm ax

Figura 2.8 Curba de densificare

În nivelul 1 de proiectare, curba granulometrică optimă a agregatului şi

procentul de bitum optim sunt determinate pentru a obţine o curbă de

densificare care trece prin 96 % din greutatea specifică teoretică maximă la

numărul de rotaţii proiectat (Npr); astfel, se alege procentul de bitum la 4 %

volum de goluri la Npr. Valoarea Npr folosită în proiectarea mixturii este aleasă

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 42

din tabelul 2.10; este determinată în funcţie de nivelul traficului presupus a fi

pe drumul ce urmează a se construi şi temperatura maximă a aerului în 7 zile

consecutive, în zona drumului.

Tabelul 2.10 Temperatura maximă a aerului în 7 zile (OC)

< 39 39 - 41 41 - 43 43 - 45 Trafic Nin Npr Nmax Nin Npr Nmax Nin Npr Nmax Nin Npr Nmax

< 3 x 105 7 68 104 7 74 114 7 78 121 7 82 127 < 1 x 106 7 76 117 7 83 129 7 88 138 8 93 146 < 3 x 106 7 86 134 8 95 150 8 100 158 8 105 167 < 1 x 107 8 96 152 8 106 169 8 113 181 9 119 192 < 3 x 107 8 109 174 9 121 195 9 128 208 9 135 220 < 1 x 108 9 126 204 9 139 228 9 146 240 10 153 253 > 1 x 108 9 143 235 10 158 262 10 165 275 10 172 288

La numărul maxim de rotaţii (Nmax) mixtura asfaltică trebuie să realizeze

mai puţin de 98% din greutatea specifică maximă teoretică sau un volum de

goluri mai mare de 2 %. Valoarea Nmax folosită în proiectarea mixturii este

prezentată în tabelul 2.10 şi este determinată din ecuaţia:

log Nmax = 1,10 log Npr (2.9)

La numărul iniţial de rotaţii (Nin) mixtura asfaltică trebuie să realizeze

89% din greutatea specifică maximă teoretică sau mai puţin. Valoarea Nin

folosită în metoda de proiectare este prezentată în tabelul 2.10 şi este

determinată din ecuaţia:

log Nin = 0,45 log Npr (2.10)

Aceste cerinţe pentru nivelele de densitate ale compactării sunt

prezentate în tabelul 2.11.

Tabelul 2.11

Nivel de compactare

Densitatea necesară ( % din greutatea specifică maximă teoretică)

Nin Cin < 89 Npr Cpr = 96

Nmax Cmax < 98

Densitatea calculată în orice moment al procesului de compactare, din

greutatea probei şi înălţimea sa este numită densitatea necorectată (Cux).


SISTEMUL SUPERPAVE

43

Densitatea necorectată la x rotaţii este calculată ca procent din greutatea

specifică maximă teoretică a mixturii rutiere prin ecuaţia:

mmmxw

mxux G

VdW

C /)(100= (2.11)

unde Vmx este volumul mixturii asfaltice la x rotaţii, în mm3: 4

2x

mxhd

Vπ

=

Wmx - greutatea mixturii asfaltice la x rotaţii, în g;

Gmm - greutatea specifică maximă teoretică a mixturii asfaltice;

d - diametrul interior al tiparului, în mm;

hx - înălţimea probei, în mm;

dw - densitatea apei la temperatura la care se măsoară Gmm, în g/mm3.

La sfârşitul procesului de compactare se determină greutatea specifică

volumetrică a probei compactate. Greutatea specifică volumetrică este folosită

pentru a corecta densitatea necorectată Cux prin ecuaţia:

wmx

mmmbuxx dW

VGCC = (2.12)

unde Cx este densitatea corectată exprimată ca procent din greutatea

specifică maximă teoretică;

Vmm - volumul mixturii calculat la numărul maxim de rotaţii;

Wmx - greutatea mixturii la x rotaţii, în g;

dw - densitatea apei la temperatura la care se măsoară Gmm, în g/mm3.

Densitatea corectată este reprezentată în raport cu logaritmul numărului

de rotaţii. În figura 2.9 sunt prezentate curbe tipice de densificare. Curbele

reprezintă mixturi cu aceeaşi structură de agregate. Se observă că dacă

procentul de bitum creşte, curba de densificare se deplasează paralel spre

partea superioară.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 44

Figura 2.9 Curbe de densificare pentru diferite procente de bitum

Stabilirea granulometriei optime a agregatului În prima etapă se stabileşte efectul structurii agregatului asupra

proprietăţilor volumetrice, mai ales VMA. Amestecul de agregate pentru

mixtură trebuie:

- să aibă un procent adecvat de VMA la Npr şi să conducă la 4 % goluri

în mixtura compactată

- să îndeplinească cerinţele legate de densitate la Nin

- să îndeplinească cerinţele legate de densitate la Nmax

În această etapă se propun câteva curbe granulometrice şi se

calculează un procent iniţial de bitum (estimativ). Se prepară mixtură pentru

fiecare amestec şi se confecţionează probe cilindrice la girocompactor la Nmax.

Se stabilesc cubele de densificare şi proprietăţile volumetrice la Npr, apoi se

alege curba granulometrică optimă astfel încât să se îndeplinească cerinţele

pentru densitate la Nin şi Nmax.

Calculul procentului iniţial de bitum presupune următorii paşi:

* se determină greutatea specifică volumetrică şi aparentă pentru

fiecare fracţiune de agregat în parte;


SISTEMUL SUPERPAVE

45

* se calculează greutatea specifică volumetrică şi/sau aparentă, G a

fiecărei granulometrii:

N

N

N

GP

GP

GP

PPPG

+++

+++=

...

...

2

2

1

1

21 (2.13)

unde: G = greutatea specifică volumetrică / aparentă a agregatului

P1, P2, PN = fracţiunile agregatului, (%), raportate la masa agregatului

G1, G2, GN = greutatea specifică volumetrică sau aparentă a fracţiunilor

* se determină greutatea specifică efectivă a agregatului pentru fiecare

granulometrie:

(2.14) )*8.0 sbsasbse GGGG −+=

unde: Gse = greutatea specifică efectivă a agregatului

Gsb = greutatea specifică volumetrică a agregatului

Gsa = greutatea specifică aparentă a agregatului

* se determină procentul volumului de bitum absorbit de agregat (Vba):

)11(sesb

sba GGWV −= (2.15)

unde: Ws = procentul de agregatului:

se

s

b

b

ass

GP

GP

VPW

+

−=

)1( (2.16)

unde: Pb = procentul de bitum, presupus 0,05

Ps = procentul de agregate, presupus 0,95

Gb = greutatea specifică a bitumului, determinată sau presupusă 1,02

Va = volumul de goluri în mixtură, fixat la 4%

* se determină procentul efectiv de bitum Vbe din ecuaţia empirică de

regresie:

(2.17) )log()0675.0(176.0 nbe SV −=

unde: Vbe = procentul efectiv de bitum

Sn = dimensiunea maximă nominală a agregatului, în mm

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 46

* se calculează procentul iniţial de bitum (Pbi), exprimat în procente şi

raportat la mixtură:

sbabeb

babebbi WVVG

VVGP

+++

=))((

)( (2.18)

unde: Gb = greutatea specifică a bitumului, determinată sau presupusă 1,02

Ws = procentul de agregat

Cerinţele acestei etape sunt curpinse în tabelul 2.12.

Tabelul 2.12

Proprietăţi volumetrice Criterii Superpave Va la Npr 4 %

VMA la Npr conform tabelului 2.8 Cin < 89,0 %din Gmm

Cmax < 98,0 %din Gmm

Stabilirea procentul optim de bitum Din prima etapă a rezultat curba granulometrică proiectată a

agregatului. În continuare se stabileşte procentul proiectat de bitum care este

definit ca fiind procentul care asigură mixturii asfaltice un volum de goluri Va de

4 % pentru un număr de rotaţii Npr.

Alegerea procentului proiectat de bitum se face urmărind paşii de mai

jos:

- se aleg patru procente de bitum

- se prepară mixtura şi se îmbătrâneşte scurtă durată

- se compactează mixtura asfaltică cu girocompactorul

- se determină procentul de bitum ce conduce la un volum de goluri de 4%

- se compară proprietăţile volumetrice pentru procentul proiectat de

bitum cu criteriile impuse de Superpave

Cele patru procente de bitum sunt:

- procentul estimat, Pb(proiectat)

- procentul estimat, Pb - 0,5%

- procentul estimat, Pb + 0,5%

- procentul estimat, Pb + 1,0%


SISTEMUL SUPERPAVE

47

Numărul de rotaţii corespunzător compactării se alege în funcţie de

traficul preconizat (tabelul 2.10). Probele de mixtură asfaltică se compactează

la Nmax şi se determină greutatea specifică maximă teoretică (Gmm) a mixturii

necompactate.

Pentru fiecare procent de bitum rezultă curba de densificare şi se

determină densitatea corectată a probei, Cin, Cpr, Cmax, corespunzător celor trei

nivele de rotaţii: Nin, Npr, Nmax.

Se determină Va, VMA şi VFA la Npr, (cu relaţiile (2.6), (2.7) şi (2.8)),

ceea ce necesită calculul greutăţii specifice aparentă a mixturii compactate la

Npr în funcţie de densitate şi greutatea specifică maximă teoretică:

(2.19) ))(( mmprmb GCG =

unde: Gmb = greutatea specifică aparentă a mixturii compactate

Cpr = densitatea probei compactate la Npr

Gmm = greutatea specifică maximă teoretică

Programul Superpave furnizează graficele Va, VMA, VFA în funcţie de

procentul de bitum (figura 2.10).

121314151617

4 4.5 5 5.5 6 6.5

procentul de bitum, %

VMA,

%

02468

1012

4 4.5 5 5.5 6 6.5


volu

mul

de

golu

ri, %

304050607080

4 4.5 5 5.5 6 6.5


VFA,

%

22502300235024002450

4 4.5 5 5.5 6 6.5


dens

itate

a, k

g/m

3

Figura 2.10 Grafice obţinute cu programul Superpave

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 48

Prin interpolare grafică se determină procentul proiectat de bitum pentru

care Va = 4% şi se verifică valorile VMA şi VFA pentru procentul proiectat de

bitum conform criteriilor Superpave. În final se verifică densităţile Cin şi Cmax

pentru procentul proiectat de bitum, conform tabelului 2.11.

Determinarea susceptibilităţii la umiditate Se compactează 6 probe de mixtură asfaltică cu reţeta optimă rezultată

din etapele anterioare, la un număr de rotaţii ales astfel încât să rezulte un

volum de goluri de 7%. Se încearcă probele uscat şi umed şi se calculează

raportul rezistenţelor la compresiune care trebuie să fie mai mare de 80%.

2.3 NIVELUL 2 ŞI 3 DE PROIECTARE A MIXTURII ASFALTICE

Nivelul 2 de proiectare (pentru trafic intermediar) se bazează pe

mixtura proiectată în nivelul 1 şi implică încercări din care rezultă proprietăţile

fundamentale ale materialului şi care estimează performanţa structurii rutiere.

Nivelul 2 de proiectare, prezentat în figura 2.11, se realizează în situaţia

în care mixtura rezultată din nivelul 1, fără măsurători ale proprietăţilor

mecanice, nu este considerată sigură din punct de vedere al comportării ei în

raport cu degradările ce se pot produce pe teren.

Pentru comportarea la deformaţii permanente a mixturilor asfaltice

(tabelul 2.13) se efectuează pe acestea, la temperatura efectivă de apariţie a

ornierajului (Tef(def.per.)), următoarele încercări: forfecare simplă la înălţime

constantă, forfecare repetată pentru un raport al eforturilor constant (se

realizează pentru a ne asigura că nu vor apărea în perioada de serviciu, prea

devreme deformaţii permanente excesiv de mari), analiză de frecvenţă la

înălţime constantă.

Pentru comportarea la oboseală a mixturilor asfaltice (tabelul 2.13) se

efectuează pe acestea, la temperatura efectivă de apariţie a fisurărilor din

oboseală (Tef(obos.)), următoarele încercări: analiză de frecvenţă la înălţime


SISTEMUL SUPERPAVE

49

nu este în regulă

O.K.

se efectuează proiectarea volumetrică (Nivelul 1)

se aleg trei procente de bitum (proiectat, scăzut şi ridicat) ce conduc la un volum de goluri în mixtură de 3,

4, 6% la numărul de rotaţii Npr

se confecţionează probe compactate la 7% volum de goluri pentru procentul de

bitum scăzut, proiectat şi ridicat (4 probe/procent de bitum x 3 procente

= 12 probe)

se confecţionează 2 probe cu procentul ridicat de bitum şi se compactează la 3% volum de goluri la numărul de rotaţii Npr

se determină comportarea la fluaj, pe zona de cedare din încercarea la

forfecare repetată la un raport al eforturilor constant, la Tc

se confecţionează probe compactate la 7% volum de goluri pentru procentul de bitum scăzut, proiectat şi ridicat

(3 probe/procent de bitum x 3 procente = 9 probe)

pentru fiecare procent de bitum se determină proprietăţile

materialului ce caracterizează comportarea la deformaţii permanente şi fisurare din

oboseală: - forfecare simplă la înălţime

constantă - analiză de frecvenţă

la temperatura efectivă (2 probe/procent de bitum x 3

procente = 6 probe

pentru fiecare procent de bitum se determină rezistenţa la întindere

indirectă la temperatura efectivă (2 probe/procent de bitum x 3

procente = 6 probe

pentru fiecare procent de bitum se determină fisurarea din

temperatură scăzută pentru durata de viaţă proiectată

pentru fiecare procent de bitum se determină deformaţia permanentă şi fisurarea din oboseală pentru

durata de viaţă proiectată

se determină procentul optim de bitum sau se reia proiectarea lui,

dacă este necesar

pentru fiecare procent de bitum se determină fluajul din întindere

indirectă la 0, -10 şi -20oC şi rezistenţa la întindere indirectă la -10oC (3 probe/procent de bitum x 3

procente = 9 probe

Tc = temperatura critică > Tef

Figura 2.11 Schema Nivelului 2 de proiectare a mixturilor asfaltice

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 50

constantă, forfecare simplă la înălţime constantă şi rezistenţă la întindere

indirectă.

Estimarea fisurărilor din temperaturi scăzute a mixturilor asfaltice

(tabelul 2.13) se bazează pe următoarele încercări efectuate pe mixturi: fluaj

din întindere indirectă la 0oC, -10oC, -20oC, rezistenţă din întindere indirectă la

-10oC şi reometrul cu grindă încovoiată efectuat pe bitum.

Tabelul 2.13 Încercări pentru

deformaţii permanente Încercări pentru fisurare

din oboseală Încercări pentru fisurare din temperaturi scăzute

Forfecare repetată pentru un raport constant al

eforturilor (fluaj pe zona de cedare), la Tc

Forfecare simplă la înălţime constantă, la Tef

Fluaj din întindere indirectă la

0oC, -10oC, -20oC

Forfecare simplă la înălţime constantă, la Tef

Analiză de frecvenţă la Tef

Rezistenţa din întindere indirectă la -10oC

Analiză de frecvenţă la Tef

Rezistenţa din întindere indirectă la Tef

Rigiditatea la încovoiere (S) şi panta (m) a

bitumului din reometru cu grinda încovoiată

Temperatura efectivă (Tef) se calculează în funcţie de temperaturile

existente în structura rutieră. Temperatura efectivă pentru deformaţii

permanente, Tef(def.per.) este temperatura care produce degradări de tip

ornieraj similare celor realizate in situ în decursul anului. Temperatura efectivă

pentru fisurarea din oboseală, Tef(obos.) este temperatura care produce o

degradare din oboseală echivalentă celei realizată in situ în decursul anului.

Aceste două temperaturi sunt calculate de programul Superpave în funcţie de

temperatura medie anuală a aerului din zona în care se execută drumul, de

grosimea stratului şi de fiabilitatea aleasă de utilizator.

Se observă din tabelul 2.13 că fluajul pe zona de cedare este tratat

separat de Superpave, ca degradare din deformaţii permanente. Zona de

cedare apare atunci când o mixtură asfaltică se compactează la un volum de

goluri foarte scăzut, mai mic cu aproximativ 2 - 3 %. În aceste condiţii mixtura

va manifesta curgere plastică după numai câteva aplicări ale încărcării (figura

2.12). Încercarea se realizează prin forfecare repetată (vezi tabelul 2.13), la


SISTEMUL SUPERPAVE

51

temperatura critică (Tc) care este calculată de programul Superpave în funcţie

de Tef(def.per.) şi numărul de rotaţii proiectat, Npr.

log (deformaţia plastică)

zona liniară a

deformaţiilor permanente zona de cedare

log(număr de aplicări ale încărcării)

Figura 2.12 Zona de cedare în cazul fluajului

Tabelul 2.14 prezintă numărul de probe compactate la girocompactor

necesare a se realiza pentru efectuarea încercărilor din tabelul 2.13.

Tabelul 2.14 Temperatura de încercare (oC)

Încercări -20 -10 0 Tef (def. perm.)

Tef (obos.)

Forfecare repetată pentru un raport constant al eforturilor

(fluaj pe zona de cedare) - - - 2 (la Tc) -

Forfecare simplă la înălţime constantă - - - 2* 2*

Analiză de frecvenţă la înălţime constantă - - - 2* 2*

Rezistenţă la întindere indirectă (viteza de încărcare = 50

mm/min) - - - - 2

Fluaj din întindere indirectă 3* 3* 3* - - Rezistenţă la întindere indirectă

(viteza de încărcare = 12.5 mm/min)

- 3* - - -

* se realizează pe aceleaşi probe

Nivelul 3 de proiectare a mixturilor asfaltice (pentru trafic mare),

prezentat în figura 2.13, este similar nivelului 2 de proiectare; se obţin însă mai

multe rezultate care ajută la definirea comportării mixturii asfaltice.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 52

nu este în regulă

O.K.

se efectuează proiectarea volumetrică (Nivelul 1)

se aleg trei procente de bitum (proiectat, scăzut şi ridicat) ce conduc la un volum de goluri în mixtură de 3,

4, 6% la numărul de rotaţii Npr

se confecţionează probe compactate la 7% volum de goluri pentru procentul de

bitum scăzut, proiectat şi ridicat (10 probe/procent de bitum x 3

procente = 30 probe)

se confecţionează 2 probe cu procentul ridicat de bitum şi se compactează la 3% volum de goluri la numărul de rotaţii Npr

se determină comportarea la fluaj, pe zona de cedare din încercarea la

forfecare repetată la un raport al eforturilor constant, la Tc

se confecţionează probe compactate la 7% volum de goluri pentru procentul de bitum scăzut, proiectat şi ridicat

(9 probe/procent de bitum x 3 procente = 27 probe)

pentru fiecare procent de bitum se determină proprietăţile

materialului ce caracterizează comportarea la deformaţii permanente şi fisurare din

oboseală: - forfecare simplă la înălţime

constantă - analiză de frecvenţă - deformaţie uniaxială

- încercare hidrostatică la temperatura efectivă

(4 probe/procent de bitum x 3 procente = 12 probe

pentru fiecare procent de bitum se determină rezistenţa la întindere

indirectă la -10, 4, 20oC (6 probe/procent de bitum x 3

procente = 18 probe

pentru fiecare procent de bitum se determină fisurarea din

temperatură scăzută pentru durata de viaţă proiectată

pentru fiecare procent de bitum se determină deformaţia permanentă şi fisurarea din oboseală pentru

durata de viaţă proiectată

se determină procentul optim de bitum sau se reia proiectarea lui,

dacă este necesar

pentru fiecare procent de bitum se determină fluajul şi rezistenţa din

întindere indirectă la 0, -10 şi -20oC (9 probe/procent de bitum x 3

procente = 27 probe

Tc = temperatura critică > Tef

Figura 2.13 Schema Nivelului 3 de proiectare a mixturilor asfaltice


SISTEMUL SUPERPAVE

53

Faţă de nivelul 2 de proiectare, în nivelul 3 de proiectare se realizează

în plus două încercări: încercarea volumetrică (hidrostatică) şi încercarea de

deformaţie specifică uniaxială, care caracterizează comportarea neliniar

elastică a scheletului de agregate. Celelalte încercări (forfecare simplă la

înălţime constantă, forfecare repetată pentru un raport constant al eforturilor,

fluaj din întindere indirectă, rezistenţă din întindere indirectă şi analiză de

frecvenţă la înălţime constantă) se realizează întocmai ca în nivelul 2 de

proiectare.

Tabelele 2.15 şi 2.16 prezintă încercările şi numărul de probe

compactate cu girocmpactorul necesare pentru realizarea nivelului 3.

Tabelul 2.15 Încercări pentru

deformaţii permanente Încercări pentru fisurare

din oboseală Încercări pentru fisurare din temperaturi scăzute


eforturilor Tef (def.perm.)

Încercare volumetrică (4, 20, 40oC)

Deformaţie uniaxială (4, 20, 40oC)

Forfecare simplă la înălţime constantă

(4, 20, 40oC) Analiză de frecvenţă

(4, 20, 40oC)

Analiză de frecvenţă (4, 20, 40oC)

Rezistenţa din întindere indirectă

(50mm/min) (-10, 4, 20oC)

Fluaj din întindere indirectă

(0oC, -10oC, -20oC) Rezistenţa din întindere

indirectă (12.5mm/min)

(0oC, -10oC, -20oC)

Încercările prezentate în tabelele 2.13 şi 2.15 se efectueată în cazul

proiectării de structuri rutiere noi. Atunci când se doreşte proiectarea straturilor

de ranforsare, se execută numai încercările referitoare la comportarea la

deformaţii permanente.

Toate aceste încercări prezentate pentru nivelul 2 şi 3 de proiectare al

mixturilor asfaltice se execută pe două aparate dezvoltate de Superpave:

aparatul de forfecare Superpave (SST - Superpave Shear Tester) şi aparatul

de întindere indirectă (IDT - Indirect Tensile Tester).

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 54

Tabelul 2.16 Temperatura de încercare (oC)

Încercări -20 -10 0 4 20 40 Tef (def.perm.)


eforturilor (fluaj pe zona de cedare)

- - - - - - 2

Încercare volumetrică - - - 2a 2a 2a - Deformaţie uniaxială - - - 2a 2a 2a - Forfecare simplă la înălţime constantă - - - 2b 2b 2b -

Analiză de frecvenţă la înălţime constantă - - - 2b 2b 2b -

Rezistenţă la întindere indirectă (viteza de

încărcare = 50 mm/min) - 2 - 2 2 - -

Fluaj din întindere indirectă 3c 3d 3e - - - - Rezistenţă la întindere

indirectă (viteza de încărcare = 12.5 mm/min)

3c 3d 3e - - - -

a se realizează pe aceleaşi probe d se realizează pe aceleaşi probe b se realizează pe aceleaşi probe e se realizează pe aceleaşi probe c se realizează pe aceleaşi probe

Aparatul de forfecare Superpave (SST) Pentru a defini comportarea la deformaţii permanente şi fisurare din

oboseală, programul Supepave are inclus un model de material care cuprinde

caracterizarea neliniar elastică, vâscoelastică şi plastică a mixturii.

Modulul rezilient (comportare elastică) depinde de starea de tensiuni din

material, în cazul comportării elastice neliniare. Nelniaritatea în comportare

pentru o mixtură asfaltică, provine de la agregatele conţinute în material.

Pentru a determina proprietăţile elastic neliniare şi plastice, Superpave

consideră încercările: volumetrică (hidrostatică), deformaţie uniaxială,

forfecare simplă la înălţime constantă, analiză de frecvenţă, forfecare repetată

pentru un raport constant al eforturilor şi forfecare repetată la înălţime

constantă.


SISTEMUL SUPERPAVE

55

Încercarea volumetrică (hidrostatică) foloseşte fretarea (figura 214).

Este realizată la trei temperaturi (vezi tabelul 2.16) şi la trei presiuni de fretare

(σ11 = σ22 = σ33): 830 kPa, 690 kPa, 550 kPa.

Presiunea de fretare creşte peste aceste valori cu o viteză de 70 kPa/s.

creşte efortul de fretare

fretare

Figura 2.14 Încercarea volumetrică

Modificarea presiunii de fretare în funcţie de timp, în decursul încercării

volumetrice la 20oC, este prezentată în figura 2.15.

0

690

0 10 20 30 40 50 60 70 80timp, s

pres

iune

a de

fret

are,

kP

a

70 kPa/s

10 s

30 s

25 kPa/s

Figura 2.15 Variaţia presiunii de fretare în

încercarea volumetrică, T = 20oC

Se măsoară:

σ11 = σ22 = σ33, presiunea de fretare, kPa

Po, perimetrul iniţial al probei, mm

Pc, perimetrul probei sub fretare, mm CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 56

δp = Po - Pc, mm

r, raza probei, mm

ε0 = δp / 2πr

Încercarea uniaxială foloseşte fretarea (figura 2.16). Se aplică probei

un efort axial iar perimetrul său se modifică. Se măsoară presiunea de fretare

necesară menţinerii diametrului probei constant. În funcţie de temperatura la

care se execută încercarea, se aplică trei eforturi axiale:

- 4oC - 655 kPa

- 20oC - 550 kPa

- 40oC - 345 kPa

se aplică un efort axial şi un efort de fretare

pentru a menţine perimetrul constant

efort axial

fretare

Figura 2.16 Încercarea de deformaţie uniaxială

Presiunea de fretare (σ22 = σ33) se aplică cu viteză constantă. Proba se

deformează din cauza presiunii de fretare iar încărcarea axială (σ11) creşte pentru

a diminua acest efect şi a menţine perimetrul probei constant (figura 2.17).

Se înregistrează următoarele variabile:

σ11 încărcarea axială variabilă pentru menţinerea perimetrului

constant, kPa

σ22 = σ33 presiunea de fretare, kPa

δv, deplasarea pe verticală a probei, mm

h, înălţimea probei, mm

ε0 = δv / h


SISTEMUL SUPERPAVE

57

CARMEN RĂCĂNEL

0

550

0 10 20timp, s

efor

t axi

al, k

Pa

30

70 kPa/s

10 s

25 kPa/s

30 s

0 10 20timp, s

pres

iune

de

freta

re, k

Pa

30

variabil, pentru mentinerea perimetrului probei constant

Figura 2.17 Variaţia efortului axial şi a presiunii de fretare

în încercarea uniaxială, T = 20oC

Încercarea de forfecare simplă la înălţime constantă (figura 2.18). Se

aplică un efort de forfecare, timp în care se menţine constantă înălţimea probei

şi se măsoară deformaţia specifică de forfecare.

Efortul de forfecare σ22 care se aplică este controlat (viteză constantă).

În situaţia în care acest efort se aplică probei, aceasta se dilată şi înălţimea

creşte. Efortul axial σ11, variabil, se aplică continuu pentru a menţine constantă

înălţimea probei (figura 2.19). În timpul încercării se înregistrează încărcarea

axială şi de forfecare şi deformaţia.

CAPITOLUL 2 58


se aplică un efort de forfecare orizontal şi un efort axial

pentru a menţine înălţimea constantă

efort axial

efort de forfecare

Figura 2.18 Încercarea de forfecare simplă la înălţime constantă

0

105

0 10 20timp, s

efor

t de

forfe

care

, kP

a

30

70 kPa/s

10 s

30 s

25 kPa/s

0 10 20timp, s

efor

t axi

al, k

Pa

30

variabil, pentru mentinerea inaltimii probei constanta

Figura 2.19 Variaţia efortului axial şi a efortului de forfecare în cazul

încercării de forfecare simplă la înălţime constantă, T = 20oC

SISTEMUL SUPERPAVE

59

Încercarea se realizează pentru diferite nivele ale efortului de forfecare,

în funcţie de temperatură şi de nivelul de proiectare:

- nivelul 2, la Tef(def.perm.), 35 kPa

- nivelul 2, la Tef(obos.), 105 kPa

- nivelul 3, la 4oC, 345 kPa



Variabile, în cazul acestei încercări, sunt:

- σ11, efortul axial variabil aplicat pentru a menţine înălţimea

probei constantă, kPa

- σ22, efortul de forfecare aplicat, kPa

- δH deplasarea pe orizontală, mm

- h, înălţimea probei, mm

- ε0 = δH / 2h

Analiza de frecvenţă la înălţime constantă (figura 2.20) utilizează

aparatul pentru forfecarea simplă. Se aplică o încărcare de forfecare repetată

astfel încât să se realizeze o deformaţie specifică de forfecare controlată, de

maxim 0,01 %. Efortul axial aplicat va menţine proba la o înălţime constantă

(figura 2.21). Numărul de cicluri de încărcare este de o sută, pentru fiecare din

frecvenţele: 10, 5, 2, 1, 0.5, 0.2, 0.1, 0.05, 0,02 şi 0.01 Hz. Nu se aplică fretarea.

se aplică un efort de forfecare orizontal şi un efort axial

pentru a menţine înălţimea constantă (10 frecvenţe)

efort axial

deformaţie specifică de forfecare

Figura 2.20 Analiză de frecvenţă la înălţime constantă

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 60

În urma încercării se înregistrează:

σ11, efort axial variabil pentru a menţine proba la o înălţime

constantă, kPa

σ22, efort de forfecare aplicat, kPa

ϕ, defazajul

G*, modulul complex

-0.01

-0.005

0

0.005

0.01

timp

defo

rmat

ia s

peci

fica

de

forfe

care

, %

pana la 100 de cicluri pentru fiecare frecventa

timp

efor

tul a

xial

, kP

a

variabil astfel ibcat inaltimea probei sa ramane constanta

Figura 2.21 Variaţia deformaţiei specifice de forfecare şi

a efortului axial în analiza de frecvenţă la înălţime constantă


SISTEMUL SUPERPAVE

61

Încercarea de forfecare repetată pentru un raport constant al eforturilor. Este o încercare prin care se pune în evidenţă zona de cedare a

fluajului (vezi figura 2.12).

Se aplică probei, în mod sincronizat, pulsuri repetate de încărcare de

forfecare şi axială. Un ciclu de încărcare are 0,7 s şi este compus din 0,1 s

încărcare şi 0,6 s descărcare. Numărul de cicluri aplicat este cuprins între

5000 şi 120000, în funcţie de trafic şi de condiţiile climatice sau de valoarea

deformaţiei permanente acumulată în timp care poate atinge 5%.

În timpul încercării, raportul dintre efortul axial şi cel de forfecare este

menţinut contant, în domeniul 1,2 - 1,5. Valoarea eforturilor aplicate se

stabileşte în funcţie de starea de tensiuni reale care poate apărea in situ

(tabelul 2.17, tensiuni în kPa). Se înregistrează încărcările axiale şi de

forfecare precum şi deformaţiile probei.

Tabelul 2.17

Procent de bitum Ridicat Mediu Scăzut Fundaţie

forfecare axial forfecare axial forfecare axial slabă* 8 119 63 98 49 56

puternică** 98 175 84 105 56 91 * strat din materiale granulare nestabilizate ** structură rutieră existentă sau strat stabilizat

Încercarea de forfecare repetată la înălţime constantă se efectuează

pentru determinarea adâncimii făgaşului şi nu este obligatorie în Superpave.

Se aplică o încărcare de forfecare astfel încât să se realizeze un efort

de forfecare controlat, de 68 kPa. Un ciclu de încărcare are 0,7 s şi este

compus din 0,1 s încărcare şi 0,6 s descărcare. Numărul de cicluri la care este

supusă proba este de 5000 sau este corespunzător unei valori a deformaţiei

permanente de forfecare de 5%.

Temperatura la care se realizează încercarea este Tmax (temperatura

maximă a structurii rutiere în cele mai călduroase 7 zile, la 50 mm adâncime.

În timpul încercării se înregistrează încărcarea axială şi de forfecare

precum şi deformaţia probei.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 62

Aparatul de întindere indirectă (IDT) este folosit pentru stabilirea

comportării la oboseală şi la fisurare din temperatură a mixturilor asfaltice şi se

determină compleanţa la fluaj şi rezistenţa mixturilor asfaltice la temperaturi

intermediare şi scăzute (< 20oC).

Se aplică o încărcare de compresiune pe diametrul probei cilindrice. Se

asigură o stare uniformă de tensiuni de întindere în planul diametrului (figura 2.22).

încărcare

compresiune întindere

probă

diametrul vertical

distribuţia efortului orizontal în planul

încărcare diametrului vertical

Figura 2.22 Încercarea de întindere indirectă

Rezistenţa din întindere indirectă (analiza fisurării din oboseală). Temperatura de încercare este arătată în tabelele 2.13 şi 2.15. Viteza de

încărcare este constantă = 50 mm/min în timpul încercării. Proba este

încărcată până la rupere. Se înregistrează continuu încărcarea şi deformaţia

probei (figura 2.23).

Compleanţa la fluaj şi rezistenţa din întindere indirectă (analiza fisurării din temperatură scăzută). Modelul materialului în programul

Superpave se bazează pe caracterizarea vâscoelastică liniară. Temperatura

de încercare este arătată în tabelele 2.13 şi 2.15.

În prima parte a încercării, se aplică o încărcare statică de fluaj de o

anumită valoare (figura 2.24), stabilită astfel încât să producă probei deformaţii

orizontale de 50 - 75,0 microdeformaţii în timp de 100 s.


SISTEMUL SUPERPAVE

63

încărcare verticală deformaţie

rupere

50 mm/min

timp timp

Figura 2.23 Încărcarea şi deformaţia în timpul

încercării de întindere indirectă

încărcare verticală deformaţie, microdef.

75

0 100 timp, s 0 100 timp,s

Figura 2.24 Variaţia încărcării şi a deformaţiei în

încercarea de fluaj prin întindere indirectă

În a doua parte a încercării, după cele 100 s de fluaj proba este

încărcată până la rupere prin aplicarea unei încărcări suplimentare care

conduce la o creştere a deformaţiei cu o viteză de 12.5 mm/min. Se măsoară

deplasările verticale şi orizontale, precum şi încărcarea aplicată până aproape

de rupere (figura 2.25).

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 64

încărcare verticală deformaţie

rupere

12.5 mm/min

100 timp 100 timp

Figura 2.25 Variaţia încărcării şi a deformaţiei în

încercarea de rezistenţă prin întindere indirectă (viteză de încărcare de 12.5 mm/min)

Estimarea comportării mixturii asfaltice la ornieraj, oboseală şi fisurare din temperaturi scăzute (estimarea performanţei structurii rutiere) (figura 2.26)

Rezultatele obţinute în urma încercărilor prezentate se introduc în

modelul pentru proprietăţile materialului din programul Superpave. Se

calculează astfel proprietăţile neliniar-elastice, vâscoelastice, plastice şi de

rupere ale mixturii.

Programul Superpave conţine modele de calcul ale principalelor

degradări care pot apărea în cazul unei structuri rutiere flexibile sau mixte şi

poate evalua procentul de bitum din mixtură astfel încât să micşoreze fie o

anumită degradare, fie combinaţia lor. Cele patru modele de calcul sunt:

- proprietăţile materialului

- efectele mediului înconjurător

- răspunsul structurii rutiere

- degradările structurii rutiere

Model pentru efectele mediului înconjurător Se calculează

temperatura în structura rutieră folosind o bază de date alcătuită din

temperaturile zilnice în aer pe fiecare zonă şi proprietăţile termice ale


SISTEMUL SUPERPAVE

65

CARMEN RĂCĂNEL

materialului. Distribuţia temperaturii cu adâncimea este folosită în modelul

pentru fisurarea din temperatură. Modelul pentru deformaţii permanente şi cel

pentru fisurare din oboseală folosesc temperaturile medii sezoniere calculate

la o treime din grosimea stratului asfaltic.

Figura 2.26 Schemă pentru estimarea performanţei structurii rutiere

Model pentru caracterizarea mixturii Pentru acest model se efectuează cele 6 tipuri de încercări prezentate şi

în figura 2.26. Proprietăţile materialului rezultă în urma adoptării unei formulări

vâscoelastic liniare în cazul modelului pentru fisurarea din temperatură şi a

unei formulări elasto-plastice în cazul modelelor pentru deformaţii permanente

şi fisurare din oboseală.

Modulul rezilient sau elastic se defineşte astfel:

Date de intrare în program

Terenul de fundare, grosimea stratului, trafic, temperaturi, precipitaţii

Model pentru efectele mediului

înconjurător

Model pentru răspunsul structurii rutiere

Model pentru degradările

structurii rutiere

Date de ieşire

Degradări

Model pentru proprietăţile materialului

Încercarea: compresiune volumetrică - compresiune uniaxială - forfecare simplă, analiză de frecvenţă - fluaj din întindere indirectă - rezistenţă din întindere indirectă

MODUL PENTRU PERFORMANŢA STRUCTURII RUTIERE PE BAZA ÎNCERCĂRILOR DE LABORATOR

CAPITOLUL 2 66

36

1

2

KPP

KPKE

a

octK

aaR ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +Θ=

τ (2.20)

unde: K1, K2, K3, K6 = proprietăţi de material sau constante determinate prin

analiză de regresie din rezultatele încercărilor de

laborator

Θ = I1 = primul invariant (σ1 +σ2 + σ3)

τoct = efortul de forfecare octaedric

Pa = presiunea atmosferică

Legea de rupere adoptată este cea a modelului Vermeer.

Modelul dezvoltat pentru fisurarea din temperatură se bazează pe

principiul suprapunerii eforturilor a lui Boltzmann pentru materiale vâscoelastic

liniare:

∫ −=ξ

ξξεξξξσ

0

''

)'()( dddE (2.21)

unde: σ(ξ) = efortul la timpul redus ξ

E(ξ−ξ') = modulul de relaxare la timpul redus ξ−ξ'

dε = incrementul deformaţiei specifice totale

ε = deformaţia la timpul redus ξ (= α(T(ξ')-T0))

α = coeficientul liniar de contracţie termică

T(ξ') = temperatura structurii rutiere la timpul redus ξ'

ξ' = variabilă de integrare

Model pentrul răspunsul structurii rutiere Se foloseşte suprapunerea timp-temperatură.

Se estimează starea de tensiuni şi deformaţii din interiorul structurii

rutiere folosind proprietăţile materialului, informaţii despre structura rutieră şi

temperatura acesteia. În cazul modelului pentru fisurarea din temperatură este

folosit modelul Maxwell. În cazul modelului pentru deformaţii permanente şi

fisurare din oboseală se foloseşte un element finit bi-dimensional pentru

problema axial simetrică, stare plană de tensiuni şi deformaţii.


SISTEMUL SUPERPAVE

67

Model pentru degradările structurii rutiere * Fisurarea din temperatură. Se foloseşte legea lui Paris pentru

propagarea fisurii:

(2.22) nKAC )(Δ=Δ

unde: ΔC = modificarea adâncimii fisurii din cauza ciclului de temperatură

ΔK = modificarea factorului de intensitate a efortului din cauza ciclului de

temperatură

A, n = parametrii de rupere

* Fisurarea din oboseală. Numărul total de aplicări ale încărcării până la

ruperea din oboseală se împarte în două părţi: până la iniţierea fisurii (există

numai microfisuri, invizibile) şi dezvoltarea fisurii.

Numărul de aplicări ale încărcării până la iniţierea fisurii se defineşte

prin conceptul de energie disipată, rezultate obţinute în laborator pe grinzi la

oboseală şi analize de regresie.

Propagarea fisurii se defineşte prin:

∫ Δ=

h

CnP K

dcA

N0

)(1

C

(2.23)

unde:NP = numărul de aplicări ale încărcării până la propagarea fisurii de la

baza stratului asfaltic la suprafaţă

C0 = lungimea iniţială a fisurii (presupusă 8 mm)

h = grosimea stratului

KII = factorul de intensitate al efortului în forfecare

c = suprafaţa posibilă de a fisura

Pentru estimarea degradării din oboseală se foloseşte legea lui Minner

* Deformaţii permanente. Modelul folosit este relaţia liniară între

deformaţia plastică şi numărul de repetări ale încărcării, reprezentată în scară

logaritmică.

Deformaţia permanentă totală este:

(2.24) NSNN pp log)1(log)(log +== εε

unde: N = numărul de aplicări ale încărcării

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 2 68

εp(N) = deformaţia totală acumulată la N repetări ale încărcării (se

foloseşte modelul Vermeer)

S = panta relaţiei log(εp(N)) - log(N); se referă la panta curbei de fluaj şi

poate depinde de efort

Când toate încercările au fost efectuate (fie în nivelul 2, fie în nivelul 3

de proiectare) şi se poate estima comportarea la deformaţii permanente

(adâncimea făgaşului), fisurare din oboseală (suprafaţă fisurată ca procent din

suprafaţa mixturii) şi fisurare din temperaturi scăzute (distanţa între fisuri), se

alege procentul optim de bitum (figura 2.27).

Controlul de teren al mixturii asfaltice Metoda Superpave cuprinde patru nivele ale controlului de teren:

- controlul compactării giratorii

- controlul de calitate din punct de vedere volumetric

- controlul de calitate din punct de vedere al performanţelor

- control de calitate a structurii rutiere in situ

Controlul compactării giratorii se realizează prin compactarea probelor

de mixtură şi determinarea densităţii aparente după numărul de rotaţii de

proiectare.

Controlul de calitate din punct de vedere volumetric se bazează pe

verificarea şi confirmarea proprietăţilor mixturii obţinută în staţia de asfalt cu

cele rezultate din nivelul 1 de proiectare.

Controlulul de calitate din punct de vedere al performanţelor. Se verifică

dacă proprietăţile mixturii bazate pe performanţă (rezultate în urma stabilirii

reţetei) sunt realizate în timpul construcţiei. Proprietăţile mixturii bazate pe

performanţă se măsoară periodic sau atunci când este indicată o schimbare a

densităţii prin probele compactate la girocompactor. Se folosesc probe de

mixtură din staţia de asfalt.

Controlul de calitate a structurii rutiere in situ. Se verifică dacă mixtura

din stratul rutier prezintă un procent potrivit de bitum şi de goluri.


SISTEMUL SUPERPAVE

69

6

8

10

12

14

5 5.5 6 6.5 7

procent de bitum, %

adan

cim

e fa

gas

(mm

)

scazut proiectat ridicat

02468

101214

5 5.5 6 6.5 7

procent de bitum, %

fisur

area

din

obo

seal

a (p

roce

nt d

in s

upra

fata

)


0

150

300

5 5.5 6 6.5 7

procent de bitum, %

fisur

are

din

tem

p.

scaz

uta

(dis

tant

a in

tre fi

suri,

m)


Figura 2.27 Alegerea procentului optim de bitum după realizarea

încercărilor din nivelul 2 şi 3 de proiectare

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 70

CAPITOLUL 3 STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE

3.1 PROIECTAREA UNEI REŢETE OPTIME DE MIXTURĂ ASFALTICĂ

În acest capitol se va prezenta modul în care a fost proiectată o reţetă

de mixtură asfaltică pentru stratul de uzură, mixtură cu dimensiunea maximă

nominală de 12,5 mm, conform instrucţiunilor SHRP - Superpave, nivelul 1 de

proiectare, folosind girocompactorul.

3.1.1 Alegerea materialelor

Bitumul. S-a folosit un bitum de penetraţie 50/60 ale cărui caracteristici

sunt prezentate în tabelele 3.1, 3.2 şi 3.3.

Tabelul 3.1

Proprietăţi Rezultate Penetraţie la 25oC (0,1 mm) 60 Punct de înmuiere (Inel şi bilă) (oC) 50,6 Ductilitate la 25oC (cm) > 140 Indicele de penetraţie 0,6 Greutatea specifică 1,032 Solubilitatea (%) 99,9


STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE

71

Tabelul 3.2

Fracţiuni ASTM 4124 IATROSCAN 4 ml % asfaltene 12,9 17,5 % răşini 38,1 21,3 % aromatice 36,6 48,7 % saturate 12,5 12,6

Tabelul 3.3 (dupå TFOT)

Pierderea de maså (%)

Penetraţia la 25oC (0,1 mm)

Inel şi bilă (oC)

Ductilitatea la 25oC (cm)

0,1 37 56 > 140

Agregatele. Agregatele folosite au fost cribluri şi nisip de siliciu şi

calcar, concasate (tabelele 3.4 şi 3.5).

Tabelul 3.4

Site Tipul agregatului 19,0 siliciu 12,5 siliciu 9,5 siliciu 4,75 siliciu 2,36 calcar 0,60 calcar 0,30 calcar 0,15 calcar 0,075 calcar

< 0,075 calcar

Tabelul 3.5

Încercări Siliciu Calcar Filer Los Angeles (%) 24,5 29 Echivalentul de nisip 76,6 91,3 Densitatea aparentă în toluen 0,66

3.1.2 Stabilirea curbei granulometrice

Pentru a alege curba granulometrică optimă s-au stabilit trei

amestecuri (1, 2 şi 3) ce se încadrează în zona granulometrică, evitând zona

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 72

restrictivă (tabelele 3.6, figura 3.1). Se precizează că sitele utilizate sunt de tip

ASTM.

Tabelul 3.6 Treceri, (%)

Sita (mm) amestecul 1

amestecul 2

amestecul 3

Limite (%)

19,0 100 100 100 100 ... - 12,5 90 92 90 100 ... 90 9,5 81 83 79 - ... 90

4,75 59,5 59 57,5 2,36 37 39 42 28 ... 58 1,18 24 25,5 31,6 0,63 16 18,5 23,1 0,30 11 14 16,5 0,15 8 10 12 0,075 6 7,5 9 2 … 10

0102030405060708090

100

0.01 0.1 1 10 100lg site

trece

ri, %

amestecul 1amestecul 2amestecul 3limite Superpavezona restrictiva

Figura 3.1 Curbele granulometrice ale amestecurilor considerate

În continuare s-a calculat procentul iniţial de bitum pentru fiecare

amestec (tabelul 3.7).

Tabelul 3.7

Amestec Gsb Gsa Gb Gse Ws Vba Vbe Pbi 1 2.725 2.794 1.032 2.780 2.338 0.017 0.1019 0.0497 2 2.726 2.796 1.032 2.782 2.339 0.017 0.1019 0.0498 3 2.726 2.796 1.032 2.782 2.339 0.017 0.1019 0.0498



73

Valorile Gsb (g/cm3) s-au determinat conform normei NLT 167/74, iar

valorile Gsa (g/cm3) s-au considerat în conformitate cu Superpave.

Rezultă deci un procent iniţial de bitum de 5 % (procent din greutatea

mixturii asfaltice).

În continuare, pentru fiecare amestec s-au realizat câte două probe

compactate, folosind girocompactorul SHRP Troxler 4140, probe cu

diametrul de 150 mm iar înălţimea de aproximativ 116 mm. Probele cântăresc

~ 5000g. S-a considerat un nivel al traficului de 1x108 osii echivalente, pentru

care sunt date următoarele valori pentru numărul de rotaţii:

Nin = 10; Npr = 172; Nmax = 288

Pentru fiecare mixtură s-a calculat greutatea specifică maximă teoretică

(Gmm, în g/cm3) (tabelul 3.8), folosind NLT 168/90.

Tabelul 3.8

Amestecul 1 2 3 Gmm 2.518 2.519 2.519

Fiecare probă a fost compactată la numărul maxim de rotaţii. În timpul

compactării s-a înregistrat continuu înălţimea probelor. După compactare s-a

determinat greutatea specifică volumetrică (aparentă) a probelor compactate

(tabelul 3.9).

Tabelul 3.9

Amestecul 1 Amestecul 2 Amestecul 3 Proba nr. Proba nr. Proba nr. Greutatea

specifică, g/cm31 2 1 2 1 2

Gmb 2.456 2,458 2,465 2,464 2,481 2,478

În final se corectează greutatea specifică a probei prin următorul factor

de corecţie:

c = Gmb măsurat la Nmax / Gmb estimat la Nmax

Pentru fiecare amestec se desenează curbele de densificare

(compactare). Se determină greutatea specifică maximă teoretică, în procente,

pentru numărul de rotaţii Nin, Npr, şi Nmax pentru fiecare amestec. Se determină

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 74

un procent de bitum estimativ pentru care volumul de goluri este de 4 %. Apoi se

compară proprietăţile mixturii asfaltice la procentul de goluri estimat cu criteriile

Superpave (tabelele 3.10, 3.11, 3.12 şi figurile din Anexa 2).

Tabelul 3.10

Amestec Bitum %

% Gmm Nin

% Gmm Nmax

% Gmm Npr

Va %

la Npr

VMA %

la Npr

VFA %

la Npr 1 5.0 85.4 97.6 96.3 3.7 15.4 76.2 2 5.0 87.4 97.8 97.3 2.7 14.6 81.7 3 5.0 89.7 98.4 98.2 1.8 13.8 86.8

Tabelul 3.11

Amestec Bitum iniţial

%

Bitum estimat

% % Gmm

Nin % Gmm Nmax

Va %

la Npr

VMA %

la Npr

VFA %

la Npr 1 5.0 4.9 85.1 97.2 4.0 15.5 74.1 2 5.0 4.5 86.1 96.5 4.0 14.7 72.8 3 5.0 4.1 87.5 96.3 4.0 14.0 71.5

Tabelul 3.12

Criterii SUPERPAVE % Gmm la Nin < 89 %

% Gmm la Nmax < 98 % Va 4.0 %

VMA min.14.0 % VFA 65 - 75 %

De asemenea, s-a considerat criteriul raportului ψ dintre partea fină a

agregatului şi liantul bituminos. Acest raport reprezintă greutatea materialului

ce trece pe sita de 0,075 mm, în procente, împărţită la procentul efectiv de

bitum (tabelul 3.14).

Procentul efectiv de bitum din mixtură este diferenţa dintre procentul

total de bitum şi cantitatea de bitum pierdut prin absorbţia particulelor

agregatului (tabelul 3.13).



75

Tabelul 3.13

Amestecul Gse Gsb Gb Pba % Pb % Ps % Pbe % 1 2.780 2.725 1.032 0.749 4.9 95.1 4.2 2 2.782 2.726 1.032 0.762 4.5 95.5 3.8 3 2.782 2.726 1.032 0.762 4.1 95.9 3.4

Tabelul 3.14

Amestecul Material < 0,075, % Pbe, % ψ Criterii 1 6 4.2 1.4 0.6 - 1.2 2 7.5 3.8 1.97 0.6 - 1.2 3 9.0 3.4 2.6 0.6 - 1.2

După cum se observă nici unul din amestecuri nu îndeplineşte criteriul

raportului ψ (tabelul 3.14), dar se reţine totuşi amestecul 1, prezentând

valoarea cea mai mică pentru ψ.

În continuare se compară proprietăţile volumetrice estimate pentru

procentul de bitum ales ca optim cu criteriile Superpave. S-a stabilit că

amestecul 1 de agregate poate fi considerat optim din punct de vedere al

procentului de VFA, al raportului ψ şi al specificaţiilor privind caracteristicile de

compactare (curba de densificare). Amestecul 1 are un procent de VMA

acceptabil, în timp ce amestecul 2 şi amestecul 3 au acest procent spre limita

inferioară. Este necesar un nivel corespunzător al volumului de goluri din

amestecul de agregate pentru a avea suficient liant bituminos în vederea

asigurării unei bune durabilităţi a mixturii asfaltice. Într-o mixtură ce conţine

insuficient liant este posibil să apară o durificare prematură a bitumului.

Aceasta conduce la deteriorarea îmbrăcăminţii rutiere din cauza încărcărilor

provenite din trafic şi la fisurarea din oboseală din cauza incapacităţii structurii

rutiere de a se încovoia sub trafic. De asemenea, poate contribui şi la

degradări din umiditate. În acelaşi timp, procentul de goluri umplute cu bitum

este foarte important să se găsească în limitele impuse deoarece altfel poate

conduce atât la o mixtură instabilă cât şi la o îmbătrânire prematură.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 76

3.1.3 Determinarea procentului optim de bitum Procentul optim de bitum se determină pentru structura agregatului

aleasă ca fiind optimă (amestecul 1). De asemenea procentul optim de bitum

se alege pentru 4 % volum de goluri la un nivel de compactare, Npr prin

interpolare grafică. Probele se compactează la următoarele procente de bitum:

* Pb estimat = 4.9 %

* Pb estimat + 0,5 % = 5,4 %

* Pb estimat - 0,5 % = 4,4 %

* Pb estimat + 1,0 % = 5,9 %

S-au confecţionat câte două probe pentru fiecare din procentele de

bitum de mai sus.

În tabelele 3.15 şi 3.16 sunt prezentate greutăţile specifice maxime

teoretice ale mixturii şi greutăţile specifice volumetrice ale probelor

compactate.

Tabelul 3.15

procentul de bitum 4.4 % 4.9 % 5.4 % 5.9 %

Gmm 2.542 2.522 2.503 2.485

Tabelul 3.16

% bitum 4.4 % 4.9 % 5.4 % 5.9 %

Probe 1 2 1 2 1 2 1 2 Gmb 2.461 2.454 2.459 2.448 2.458 2.463 2.444 2.444

Pentru cele patru procente de bitum se vor determina în continuare,

proprietăţile mixturilor asfaltice. Programul Superpave furnizează automat

graficele pentru volumul de goluri din mixtură, volumul de goluri din amestecul

de agregate, volumul de goluri umplute cu bitum şi densitate în funcţie de

procentul de bitum. Procentul optim de bitum este stabilit prin interpolare

grafică pentru un volum de goluri de 4%. Toate celelalte proprietăţi ale mixturii PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE


77

sunt verificate pentru acest procent de bitum ales ca optim (tabelul 3.18).

Proprietăţile volumetrice ale mixturilor la nivelul de compactare Npr sunt

prezentate în tabelul 3.17.

Rezultatele sunt prezentate în tabelele 3.17 şi 3.18 şi în figurile din

Anexa 2.

Tabelul 3.17

Pb (%)

Va (%)

VMA (%)

VFA (%)

Densitatea (g/cm3)

4.4 4.7 15.0 68.6 2.386 4.9 4.1 15.6 73.6 2.394 5.4 2.1 15.0 85.8 2.429 5.9 2.0 15.9 87.3 2.417

Tabelul 3.18

Proprietăţi ale mixturii Procent optim de bitum = 4,9 % Criterii (%) Va 4.1 4.0

(%) VMA 15.6 min. 14.0 (%) VFA 73.6 65 - 75

% Gmm la Nin 85.5 < 89 % Gmm la Nmax 97.3 < 98

Prin urmare, mixtura asfaltică cu compoziţie optimă este cea

compusă din amestecul 1 de agregate şi 4.9% bitum.

3.1.4 Determinarea susceptibilităţii la umiditate Pentru a determina susceptibilitatea la umiditate a mixturii finale, s-au

confecţionat 10 probe cu dimensiunile 101,6 x 101,6 mm. Compactarea a fost

făcută folosind o maşină hidraulică (presiunea statică: 210 kPa/cm2, 2 minute).

Cinci din numărul total de probe au fost condiţionate astfel:

* 5 zile la 49oC în apă;

* 2 ore la temperatura ambiantă;

* 2 ore la 25oC în apă.

Celelalte cinci probe au fost încercate după:

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 78

* 4 zile la 25oC în aer;

* 2 ore la 25oC în apă.

Compresiunea s-a aplicat cu o viteză de deformaţie de 5,08 mm/min.

S-a calculat raportul rezistenţelor la compresiune (tabelele 3.19 şi 3.20).

Tabelul 3.19 Proba

Proprietăţi 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Gmb (g/cm3) 2.298 2.311 2.298 2.292 2.312 2.302 2.313 2.297 2.292 2.294

Va (%) 8.8 VMA (%) 19.7 VFA (%) 55.3

Tabelul 3.20 Proba

Rezistenţe la compre-siune (kgf)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

pt. probele necondiţionate - - 2609 - 2499 2513 - - 2517 2444

pt. probele condiţionate 2320 2225 - 2369 - - 2277 2135 - -

Media rezistenţelor pentru probele necondiţionate: 2516 kgf Media rezistenţelor pentru probele condiţionate: 2265 kgf

Raportul rezistenţelor: 90 %

Deoarece raportul rezistenţelor a rezultat 90 %, acest criteriu este

îndeplinit, nomele recomandând minimum 75 %.

3.2 STUDII EFECTUATE PE DOUĂ TIPURI DE MIXTURI ASFALTICE PROIECTATE CU GIROCOMPACTORUL 3.2.1 Reţetele de mixtură asfaltică utilizate

Primul tip de mixtură considerată este mixtura alcătuită conform

normelor Superpave, în studiul din paragraful precendent, o mixtură pentru

stratul de uzură ce are dimensiunea maximă nominală a agregatului 12,5 mm. PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE


79

Ea se compune din amestecul 1 de agregate şi un procent de bitum de 4.9%.

S-a notat această mixtură cu “MA”.

Al doilea tip de mixtură considerată este o mixtură semidensă de tip

spaniol, alcătuită, de asemenea, în conformitate cu nivelul 1 de proiectare al

mixturilor asfaltice, Superpave. Etapele parcurse în paragraful precedent

pentru proiectarea mixturii "MA" au fost parcurse şi la stabilirea reţetei pentru

mixtura spaniolă. S-a folosit acelaşi tip de bitum şi aceleaşi agregate la

întocmirea reţetei. S-a notat această mixtură cu “MS”. Mixtura "MS” are

granulometria prezentată în tabelul 3.21 şi în figura 3.2.

Pentru curba granulometrică prezentată în tabelul 3.21, s-a ales

procentul optim de bitum în urma studiului mixturii cu următoarele procente:

- 4,3% raportat la mixtură;

- 4,8% raportat la mixtură;

- 5,2% raportat la mixtură.

Valorile Gsb, Gmm, Gmb se găsesc în tabelul 3.22.

Tabelul 3.21

Site spaniole (mm)

Site ASTM (mm)

Limitele fusului granulometric spaniol

Amestecul pt.“MS”

treceri, (%) 20.0 19.0 100 100 12.5 12.5 80 - 95 87.5 10.0 9.5 71 - 86 78.5 5.0 4.75 47 - 62 54.5 2.5 2.36 30 - 45 37.5

0.63 0.60 15 - 25 20.0 0.32 0.30 10 - 18 14.0 0.16 0.15 6 - 13 9.5 0.08 0.075 4 - 8 6.0

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 80

0102030405060708090

100

0.01 0.1 1 10 100lg site

trece

ri, %

limitele spaniolemixtura MS

Figura 3.2 Curba granulometrică a mixturii MS,

încadrată în fusul spaniol pentru mixturile semidense

Tabelul 3.22

Gmb % bitum Gsb Gmm Proba 1 Proba 2

4.3 2.738 2.447 2.447 2.466 4.8 2.738 2.538 2.462 2.461 5.2 2.738 2.521 2.462 2.465

Proprietăţile volumetrice ale mixturii la nivelul de compactare Npr

rezultate din studiul cu girocompactorul se găsesc în tabelul 3.23.

Tabelul 3.23

Pb (%)

Va (%)

VMA (%)

VFA (%)

Densitatea (g/cm3)

4.3 4.7 14.9 68.2 2.381 4.8 3.6 14.9 75.9 2.431 5.2 2.7 15.0 82.3 2.435

Procentul optim de bitum obţinut este 4,6 %, procent din greutatea totală

a mixturii. Proprietăţile mixturii sunt prezentate în tabelul 3.24 iar raportul ψ în

tabelul 3.25.



81

Tabelul 3.24

Proprietăţi Rezultate Cerinţe % Volum de goluri 4.0 4.0 % VMA 14.9 min. 14.0 % VFA 73 65 - 75 % Gmm la Nin = 10 86.6 < 89 % Gmm la Nmax = 288 96.9 < 98

Tabelul 3.25

bitum % Gsb Gb Pba

% Pb %

Ps %

Pbe %

Material < 0.75 %

Raport ψ

4.6 2.738 1.032 0.745 4.6 95.4 3.9 6 1.54

În figura 3.3 sunt reprezentate ambele tipuri de mixturi asfaltice studiate,

"MA" şi "MS". Mixtura "MA" poate fi considerată şi ea o mixtură spaniolă

deoarece se încadrează în fusul granulometric semidens.

0102030405060708090

100

0.01 0.1 1 10 100lg site

trece

ri, %

mixtura MAlimite Superpavezona restrictivamixtura MSlimite spaniole

Figura 3.3 Cubele granulometrice ale mixturilor "MA" şi "MS" şi încadrarea în limitele SHRP şi limitele spaniole

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 82

3.2.2 Studiu comparativ al metodelor de proiectare MARSHALL şi SUPERPAVE - nivelul 1

Metoda de proiectare SHRP - Superpave este similară, din punct de

vedere al conceptului folosit, cu celelalte metode de proiectare volumetrică a

mixturilor asfaltice.

În nivelul 1 de proiectare nu se fac măsurători directe ale proprietăţilor

mecanice ale mixturii şi nici aprecieri ale performanţei. Diferă de metoda

Marshall prin aceea că nu se realizează încercări pe mixtură la temperaturile

reprezentative, precum cele întâlnite in situ, temperaturi la care apar

deformaţiile permanente (60oC în metoda Marshall).

De asemenea, această metodă diferă de metoda Marshall prin faptul că,

condiţiile de proiectare variază cu amplasamentul drumului şi cu traficul.

Totuşi, pentru un set de condiţii date, efortul de compactare este acelaşi

pentru toate mixturile. Numărul maxim de rotaţii, folosit ca concept în nivelul 1

de proiectare, este stabilit astfel încât să rezulte o densitate care coincide cu

densitatea mixturii din drum în perioada de serviciu. Această procedură poate

fi folosită pentru a evalua compactitatea mixturii, ţinând seama că toate

măsurătorile sunt executate la temperatura de compactare.

S-a observat că tipul liantului bituminos nu ar trebui să aibă nici un efect

asupra datelor de compactare deoarece procedura de compactare este în

funcţie de temperatura echivâscoasă a liantului. Astfel, alegerea procentului

de bitum este independentă de tipul bitumului.

În metodologia metodei de proiectare Superpave, alegerea gradului

liantului bituminos este independentă de datele curbei de compactare; de

asemenea, nu este absolut necesară executarea compactării şi implicit

obţinerea curbei de compactare cu acelaşi liant bituminos care va fi utilizat în

construcţia drumului. Se observă că datele de compactare (de exemplu,

volumul de goluri reprezentat în funcţie de numărul de rotaţii) sunt în funcţie de



83

unghiul de rotaţie, numărul rotaţiilor pe minut şi presiunea axială a

girocompactorului. Eventualele mici modificări care s-ar face asupra oricăror

dintre aceşti parametri, pot avea un impact semnificativ asupra datelor şi

cerinţelor de compactare.

Conceptul de bază al metodei de proiectare a mixturilor Marshall îl

reprezintă alegerea procentului de bitum în funcţie de optimizarea câtorva

variabile. Pe de o parte se face o evaluare din punct de vedere volumetric, a

probelor confecţionate, în funcţie de un set dat de condiţii, la un nivel de

compactare dat. Energia de compactare este aleasă astfel încât să conducă la

nivele de densitate similare cu cele impuse de compactarea sub trafic. După

compactare, se determină proprietăţile volumetrice ale mixturii (volum de

goluri în mixtură, volum de goluri în amestecul de agregate, volumul de goluri

umplute cu bitum); acestea sunt apoi comparate cu valorile impuse prin

standard (când există).

Pe de altă parte, ne referim la încercarea propriu-zisă la care se supun

probele de mixtură compactată. Temperatura la care se realizează această

încercare este de 60oC; această temperatură se presupune că este

temperatura existentă în drum, temperatură la care pot apărea deformaţiile

permanente. Din încercare rezultă parametrii specifici (stabilitatea şi fluajul

Marshall), ale căror valori minime sunt prevăzute în norme.

În cadrul acestei metode de proiectare, schimbarea tipului de liant poate

conduce la alegerea unui procent diferit de bitum, funcţie de vâscozitatea

liantului la 60oC.

Cercetătorii americani au căutat să obţină cât mai multe informaţii

despre diferenţa dintre procentele de bitum determinate prin metoda Marshall

şi Superpave. Aceştia au constatat că există o mică variaţie (uneori nu există)

între procentul de bitum obţinut prin metoda Marshall şi cel obţinut prin metoda

Superpave. Diferenţa între procentele de bitum obţinute prin cele două metode

este independentă de nivelul volumului de goluri folosit pentru a stabili

procentul optim de liant (cu Va = 3 - 5%).

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 84

S-a observat că procentul de bitum din Superpave este ridicat în cazul

zonelor climatice reci. Creşterea procentului de bitum de la zonele climatice

calde (43 - 44oC) la zonele climatice reci (≤ 34oC) este de aproximativ 1

procent.

Pentru regiunile calde, procentul de bitum din Superpave este aproape

echivalent cu cel găsit prin metoda Marshall. Dimpotrivă, pentru regiunile reci,

proiectarea Superpave cere mai mult bitum (cu aproximativ 1 procent mai

mult) decât proiectarea Marshall.

Şi alte studii au arătat că volumul de goluri din mixtură şi volumul de

goluri din amestecul de agregate pentru probe compactate cu girocompactorul

sunt mai mici decât cele ale probelor compactate prin Marshall, diferenţa fiind

de aproximativ 1,7 %, respectiv, 1,6%.

De asemenea, s-a demonstrat că nu există o corelare constantă între

compactorul Superpave şi Marshall. Coeficientul de corelare nu este fix, astfel

că nu ne permite să estimăm proprietăţile volumetrice giratorii bazându-ne pe

probele Marshall.

Referitor la reţetele prezentate anterior, pentru a se putea realiza o

comparaţie între două metode de proiectare a reţetei de mixtură asfaltică,

mixtura "MS" a fost proiectată şi prin metoda clasică Marshall. Se urmăreşte

compararea procentului optim de bitum rezultat din proiectarea SHRP a

mixturii cu cel rezultat prin metoda clasică. Proiectarea reţetei mixturii asfaltice

"MS" prin metoda Marshall rezultă din tabelul 3.26 şi din figurile 3.4 - 3.9.

Tabelul 3.26

Bitum (*) %

Densitate g/cm3

Stabilitate kgf

Fluaj mm

Va (**) %

VMA (***) %

VFA (****)

% 4.5 2.385 1353 2.52 6.7 16.66 59.78 5.0 2.411 1299 2.74 5.02 16.14 68.90 5.5 2.415 1277 3.08 4.2 16.39 74.37 6.0 2.404 1082 3.44 3.99 17.17 76.76



85

CARMEN RĂCĂNEL

(*) procentul de bitum este raportat la greutatea agregatului.

(**) 100)1(mm

mba G

GV −= (3.1)

(***) 100)100%1001(

sb

mb

GGbitumVMA −

−= (3.2)

(****) 100)%%1(VMAVaVFA −= (3.3)

Termenii folosiţi în relaţiile de mai sus au aceeaşi însemnătate ca şi până acum.

1000

1100

1200

1300

1400

4 4.5 5 5.5 6 6.bitum, %

stab

ilita

te, k

gf

5

Figura 3.4 Stabilitatea Marshall în funcţie de procentul de bitum

2.42.62.8

33.23.43.6

4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %

fluaj

ul, m

m

Figura 3.5 Fluajul Marshall în funcţie de procentul de bitum

CAPITOLUL 3 86

2.38

2.39

2.4

2.41

2.42

4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %

dens

itate

, g/c

m3

Figura 3.6 Densitatea probelor Marshall în funcţie de procentul de bitum

3

4

5

6

7

4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %

Va,

%

Figura 3.7 Volumul de goluri din mixtură în funcţie de procentul de bitum

1616.216.416.616.8

1717.217.4

4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %

VM

A, %

Figura 3.8 Volumul de goluri din amestecul de agregate în funcţie de

procentul de bitum



87

55606570758085

4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %

VFA

, %

Figura 3.9 Volumul de goluri umplute cu bitum în funcţie de procentul de bitum

Procentul optim de bitum rezultat prin metoda Marshall este de 4.8%.

Se constată că a rezultat acelaşi procent ca în cazul proiectării mixturii prin

metoda Superpave.

3.2.3 Încercări efectuate pe mixturi asfaltice proiectate după Superpave - Nivelul 1

Asupra celor două mixturi prezentate anterior, "MA" şi "MS", s-au

executat încercări Marshall, de ornieraj şi de susceptibilitate la umiditate.

a. Încercarea MARSHALL: rezultatele obţinute se găsesc în tabelele

3.27, 3.28. Având în vedere că mixtura "MS" este o mixtură spaniolă, s-au

adoptat criteriile din Spania. Probele au fost compactate la 75 de lovituri pe

fiecare parte.

În figura 3.10 s-au reprezentat proprietăţile volumetrice ale celor două

mixturi studiate, "MA", "MS" (volumul de goluri din mixtură, volumul de goluri

din amestecul de agregate, volumul de goluri umplute cu filer şi greutatea

specifică a mixturii compactate), obţinute prin cele două metode de proiectare:

Marshall şi Superpave.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 88


Tabelul 3.27

Tip mixt

Nr. proba

Densitate g/cm3

V probă cm3

Stabilitate kgf

Coeficient de

corecţie

Fluaj mm

Stabilitate corectată

kgf 1 2.370 487 1416 1.09 2.6 1543 2 2.383 483 1131 1.09 2.3 1233 3 2.367 487 1143 1.09 2.4 1246 4 2.367 487 983 1.09 2.3 1071

MA

5 2.379 486 1106 1.09 2.5 1206 1 2.415 518 1882.3 1.0 3.48 1882.3 2 2.413 518 1779.9 1.0 3.22 1779.9 3 2.398 522 1645.7 1.0 3.86 1645.7 4 2.403 519 1826.0 1.0 3.13 1826.0

MS

5 2.402 522 1850.7 1.0 3.52 1850.7

Figura 3.10 Proprietăţile mixturilor "MA" şi "MS"

rezultate din Marshall şi SHRP

Tabelul 3.28

Rezultate Proprietăţi Mixtura "MA" Mixtura "MS" Criterii Spania

Gmb, g/cm3 2.373 2.406 Va, % 5.9 5.46 4 - 6

VMA, % 17.0 16.16 ≥1 5 VFA, % 65.3 66.21

Stabilitatea, kN 12.6 17.97 > 10

Fluajul, mm 2.4 3.44 2 - 3.5

010203040506070

0 10 20 30 40 50 60 70 80

oiectare Superpave

proi

ecta

re M

arsh

all

pr

mixtura MAmixtura MS

Gmb

Va

VMA

VFA


89

b. Susceptibilitatea la umiditate (test de imersiune-compresiune) Rezultatul acestei încercări este prezentat în paragraful 3.1.4 pentru

mixtura "MA". În acelaşi mod s-au confecţionat şi încercat probele şi pentru

mixtura "MS". Rezultatele obţinute pe mixtura "MS" se găsesc în tabelul 3.29

şi 3.30.

Tabelul 3.29

Proprietăţi Rezultate, mixtura "MS" Gmb, g/cm3 2.312

Va, % 9.15 VMA, % 19.44 VFA, % 52.93

Tabelul 3.30 Mixtura "MS", proba

Rezistenţe la compre-siune (kgf)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

pt. probele necondiţio-

nate

3078 3277 3216 3223 3078

pt. probele condiţio-

nate 2823 2935 2655 2950 2823

Media rezistenţelor pentru probele necondiţionate: 3174 kgf Media rezistenţelor pentru probele condiţionate: 2837 kgf

Raportul rezistenţelor: 89.38 %

Mixtura "MS" îndeplineşte, ca şi mixtura "MA", criteriul impus de normele

Superpave prin care raportul rezistenţelor trebuie să fie minim 75%.

c. Încercarea de ornieraj ("Wheel Track") Încercarea de ornieraj a fost realizată pe probe cu dimensiunile de 30 x

30 x 5 cm în conformitate cu norma NLT 173/84. Compactarea a constat într-o

vibro-compresiune superficială (4 x 75 s). Densitatea minimă rezultată trebuie

să fie 97 % din densitatea Marshall, ceea ce s-a realizat.

S-au înregistrat deformaţiile totale ale probelor, sub roata de încărcare,

în sutimi de milimetru, după 1, 3, 5 minute, apoi la fiecare 5 minute până la 45 CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 90

minute, după care la fiecare 15 minute până la sfârşitul determinării (120

minute). Plecând de la deformaţiile înregistrate pentru timpii corespunzători

( , ), se calculează viteza de deformaţie ce corespunde unui interval de

timp, t2/t1, cu relaţia:

1td

2td

12

/12

12 ttdd

V tttt −

−= [10-3mm/min] (3.4)

În tabelul 3.31 şi în figurile 3.11, 3.12 sunt prezentate rezultatele

corespunzătoare pentru cele două tipuri de mixturi în cazul încercării la

ornieraj. Sunt calculate vitezele de deformaţie pentru intervalele de timp: 30 la

45 minute, V30/45, 75 la 90 minute, V75/90 şi 105 la 120 minute, V105/120.

Tabelul 3.31

Mixtura "MA" Mixtura "MS" Viteza, 10-3

mm/min 1 2 3 1 2

V30/45 34 73 51 48.6 36.7 V75/90 43 55 67 23.3 33.3

V105/120 60 51 59 43.3 33.3

0123456789

0 20 40 60 80 100 120

timp (minute)

defo

rmat

ia (1

0-2

mm

)

proba 1proba 2proba 3media

Figura 3.11 Rezultatul încercării de ornieraj pentru mixtura "MA"



91

0123456

0 20 40 60 80 100 120

tim p (m inute)

defo

rmat

ia (1

0-2

mm

)

proba 1proba 2m edia

Figura 3.12 Rezultatul încercării de ornieraj pentru mixtura "MS"

Se observă că rezultatele sunt mai compacte pentru mixtura de tip

spaniol.

Criteriul pentru acest tip de încercare este considerat tot după

standardele din Spania şi se referă la valoarea maximă care poate fi atinsă de

viteza V105/120 şi anume 15 x 10-3 mm/min. Se observă că nici una din mixturi

nu îndeplineşte această cerinţă.

În final, proprietăţile volumetrice ale mixturilor studiate, "MA" şi "MS",

pentru cele trei tipuri de teste, sunt prezentate în tabelul 3.32.

Tabelul 3.32

Proprietăţi Testul Gmb g/cm3 Va, % VMA, % VFA, % SHRP 2.394 4.1 15.6 73.6 Imersiune-compresiune 2.301 8.8 19.7 55.3

Ornieraj 2.310 8.4 19.4 56.7

Mixtura “MA”

Marshall 2.373 5.9 17.0 65.3 SHRP 2.440 4.0 14.9 73.0 Imersiune-compresiune 2.312 9.15 19.44 52.93

Ornieraj 2.406 5.46 16.16 66.21

Mixtura “MS”

Marshall 2.406 5.46 16.16 66.21

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 92

Din tabelul de mai sus se observă că proprietăţile volumetrice ale

mixturii variază funcţie de modul de compactare corespunzător fiecărui aparat

în parte, probele compactate după SHRP (cu girocompactorul) prezentând

cele mai bune rezultate.

3.3 Concluzii Acest capitol şi-a propus prezentarea unui studiu pe mixturi asfaltice cu

scopul:

* de a arăta, etapă cu etapă, proiectarea volumetrică a nivelului 1 de

proiectare a reţetei mixturilor asfaltice (mixtura "MA");

* de a realiza o analiză între două tipuri de mixturi: una ce satisface

cerinţele americane ("MA") iar cealaltă ce satisface cerinţele spaniole ("MS");

* de a compara două metode de proiectare (Marshall şi Superpave) în

cazul mixturii "MS".

Acest studiu a constat în câteva etape. La început s-au ales trei

granulometrii în conformitate cu normele americane. Din acestea, folosind

girocompactorul Superpave, a rezultat amestecul optim de agregate

(amestecul 1). Pentru a alege procentul optim de bitum s-au preparat mixturi

cu aceeaşi curbă granulometrică dar cu procente diferite de bitum: 4.4 %,

4.9%, 5.4%, 5.9%.

În ceea ce priveşte mixtura spaniolă, granulometria reprezintă

aproximativ mijlocul fusului granulometric pentru o mixtură semidensă. Pe

baza girocompactorului s-a ales procentul optim de bitum din următoarele

procente: 4.3%, 4.8%, 5.2%.

Mixturile finale rezultate ca optime din punct de vedere al cerinţelor

pentru deformaţii permanente, fisurare din oboseală şi fisurare din temperaturi

scăzute sunt prezentată încă o dată, comparativ, în tabelul 3.33.



93

Tabelul 3.33 Treceri (%) Procentul optim de bitum*

Site (mm) Mixtura "MA" Mixtura "MS"

Mixtura "MA"

Mixtura "MS"

20.0 12.5 10.0 5.0 2.5

1.25 0.63 0.32 0.16 0.08

100 90 81

59.5 37 24 16 11 8 6

100 87.5 78.5 54.5 37.5

- 20 14 9.5 6

4.9

4.6

*procentul de bitum este raportat la cantitatea de mixtură

Încercând o comparaţie între aceste două mixturi, pe baza

granulometriei, se constată că mixtura "MA" se încadrează integral în limitele

fusului granulometric spaniol, în timp ce mixtura spaniolă nu se încadrează

între limitele SHRP pe zona sitelor 0,6 - 1,18 mm.

Studiul prezentat conduce la următoarele concluzii:

în ceea ce priveşte încercarea Marshall, se constată că amestecul de

agregate şi bitum rezultat ca optim din metoda de proiectare SHRP-Superpave

furnizează o mixtură acceptabilă din punct de vedere al stabilităţii şi fluajului

Marshall, în timp ce raportul stabilitate/fluaj şi densitatea aparentă sunt puţin

cam ridicate;

referitor la comparaţia dintre cele două metode de proiectare SHRP-

Superpave şi Marshall, comparaţie ce s-a realizat pentru mixtura spaniolă,

"MS", s-a constatat că procentul de bitum rezultat ca optim este acelaşi în

ambele metode;

reprezentând proprietăţile volumetrice rezultate din proiectarea

mixturii asfaltice cu metoda SHRP-Superpave şi metoda Marshall putem stabili

o corelare liniară între ele (coeficient de corelare ≅ 1), deci, din acest punct de

vedere, dacă se cunosc variabilele de material, s-ar putea utiliza metoda

Marshall în locul metodei Superpave pentru studiu de laborator în cazul

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 3 94

mixturilor asfaltice nemodificate ce au caracteristicile prezentate în acest

capitol. Desigur, sunt necesare mai multe rezultate pentru a se putea ajunge la

o concluzie sigură iar corelarea va depinde şi de tipul de încercare care se va

executa pe mixtură;

proprietăţile volumetrice ale mixturii variază în funcţie de modul de

compactare corespunzător fiecărui aparat în parte, probele compactate după

SHRP (cu girocompactorul) prezentând cele mai bune rezultate;

se constată că, în urma studierii rezultatelor la ornieraj, nici una din

cele două mixturi asfaltice nu prezintă o comportare bună la deformaţii

permanente. Cerinţa pentru încercarea la ornieraj este V105/120 < 15 x 10-3

mm/min, conform normelor spaniole, iar valorile obţinute de: 56,57 x 10-3

mm/min pentru mixtura americană, "MA" şi 38,3 x 10-3 mm/min pentru mixtura

spaniolă, "MS" nu corespund. Se poate constata că, deşi mixtura americană,

"MA" îndeplineşte criteriile SHRP-Superpave de proiectare atât din punct de

vedere al materialelor folosite, al granulometriei alese cât şi din punct de

vedere al proprietăţilor volumetrice, totuşi pentru această mixtură a rezultat o

valoare a ornierajului de circa 4 ori mai mare decât limita impusă. Pentru

mixtura spaniolă, "MS" valoarea rezultată din testul de ornieraj este de circa

2,5 ori mai mare decât limita impusă. Comportarea slabă la ornieraj ar putea

conduce însă, la o bună comportare la oboseală;

slabele rezultate obţinute în urma testului de ornieraj confirmă

constatările cercetătorilor din lume, prezentate şi la Conferinţa de la

Nottingham din 2001 /31/, ca şi la alte întruniri /32/, /33/, despre programul

SHRP-Superpave, al cărui nou coordonator este prof. WITCZAK şi care a

obţinut prelungirea de 10 ani (1993 - 2003) tocmai pentru a rezolva aceste

probleme legate de corelarea proprietăţilor bitumului şi a proiectării

volumetrice a mixturii asfaltice cu principalele degradări ce apar într-un strat

asfaltic in situ. S-a făcut precizarea că nu bitumul este semnificativ, el

reprezentând doar 5% din totalul mixturii asfaltice. O mare importanţă o are

scheletul mineral care rezistă deformaţiilor permanente prin frecarea inter-



95

particule, caracterizată prin numărul de contacte piatră - piatră şi de calitatea

acestor contacte;

din punct de vedere al susceptibilităţii la umiditate, ambele mixturi

satisfac cerinţa ca raportul rezistenţelor la compresiune să fie peste 75%, ele

realizând ≈90%.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 96

CAPITOLUL 4 ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE AL PROBELOR ÎN LABORATOR

4.1 INTRODUCERE

Deşi s-a constatat că procentul de bitum poate rezulta apropiat ca

valoare în urma proiectării mixturilor asfaltice cu metoda Superpave şi

Marshall, totuşi proprietăţile volumetrice ale mixturii variază în funcţie de

modul de compactare al probelor în laborator; prin urmare, probele de mixtură

asfaltică vor răspunde diferit atunci când sunt supuse încercărilor de laborator

pentru stabilirea performanţelor de material.

Pentru a pune în evidenţă această comportare diferită în funcţie de

modul de compactare, în acest capitol se vor prezenta câteva studii de fluaj şi

oboseală efectuate pe mixturi asfaltice la cald.

Reţetele mixturilor asfaltice studiate sunt prezentate în tabelul 4.1

Mixturile asfaltice au fost proiectate conform normativelor în vigoare la noi în

ţară. Criblurile şi nisipul de concasaj folosite sunt de CHILENI, nisipul natural

este de AGREMIN iar filerul, de BASARABI. S-a folosit un bitum ESSO tip D

50/70.

Determinările clasice şi cele speciale de tip SHRP pe liantul bituminos

sunt prezentate în tabelul 4.2.


ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR

97

Fibra utilizată a fost de celuloză impregnată cu bitum în proporţie de

20%, Viatop 80 plus. Se precizează că procentele de bitum din tabelul 4.1 nu

conţin şi bitumul din fibră.

Tabelul 4.1

Mixtura Material Reţeta, % criblură 8/16 35 criblură 4/8 20

nisip de concasaj 30 nisip natural 10

filer 5

BA16

bitum 5,6* criblură 8/16 60 criblură 4/8 18

nisip de concasaj 12 filer 10

bitum 6,43*

MASF16

fibră 0,66** * raportat la mixtură

** raportat la agregate

În figurile 4.1 şi 4.2 sunt prezentate curbele granulometrice ale reţetelor de

BA16 şi MASF16.

Conform "Normativului pentru realizarea mixturilor asfaltice stabilizate cu

fibre de celuloză destinate executării îmbrăcăminţilor bituminoase rutiere"

procentul de bitum şi de fibră pentru mixturile MASF16 s-a stabilit în urma

efectuării testului Schelenberg.

Pentru verificarea condiţiilor tehnice privind stabilitatea şi indicele de

curgere Marshall (SR 174-1/97), s-au efectuat încercări Marshall (tabelul 4.3),

cu toate că normativul în vigoare nu prevede efectuarea încercării Marshall în

cazul mixturilor asfaltice cu fibre, deoarece rezultatele privind stabilitatea şi

indicele de curgere Marshall nu sunt concludente.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 98

Tabelul 4.2

Caracteristici ESSO

Liantul original Penetraţie la 25oC, 1/10mm 68.8

Punctul de înmuiere inel şi bilă, oC 44.1 Ductilitatea la 25oC, cm >145

Puncul de rupere Fraass, oC -12.2 Adezivitate pe Chileni, % 67

Densitate, g/cm3 1.042 Conţinut de parafină, % 0.51

Indicele de instabilitate coloidală 0.21 Vâscozitatea Brookfield la 135oC, mPa s 331

Forfecare dinamică, G*/sinδ: (kPa) 58oC 64oC 70oC

2.115 1.0174 0.495

Reziduu RTFOT, 163oC Pierderea de masă (RTFOT), % 0.08

Penetraţia la 25oC, 1/10mm Punctul de înmuiere inel şi bilă, oC

Ductilitatea la 25oC, cm >145 Creşterea punctului de înmuiere, oC 3.6

Penetraţia reziduală, % 67.9 Forfecare dinamică, G*/sinδ: (kPa)

58oC 64oC 70oC

4.081 1.857

- Rezduu PAV, 100oC

Forfecare dinamică, G*sinδ: (kPa) 13oC 16oC 19oC 22oC 25oC

- -

8890.2 5995.2 3834.1

Rigiditatea la încoiere, la fluaj: S (mPa): -18oC

-24oC -30oC -12 oC -6 oC

valoare m: -18oC -24oC -30oC -12 oC -6 oC

528

- -

281.9 105.3 0.242

- -

0.326 0.408

Gradul bitumului, după SHRP 58-16



99

0.090.2

12

3.155

8

10

16

0102030405060708090

100

0.01 0.1 1 10 100lg (site)

trece

ri, %

limite STAS Curba propusa

Figura 4.1 Curba granulometrică a mixturii asfaltice BA16

0 .09 0 .21 2 3 .15

5

810

16

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 .01 0 .1 1 10 100lg (s ite)

trece

ri, %

lim ite S T A S C urba p ropus a

Figura 4.2 Curba granulometrică a mixturii asfaltice MASF16

Tabelul 4.3

Mixtura Forta (daN)

Indicele de curgere

(1/100mm)

Factor corectie

Stabilitatea (daN)

Densitate aparentă

g/cm3 BA16-A 880 351 1.04 915.2 2.39

MASF16-A 780 325 0.96 748.8 2.33

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 100

Verificarea ratei la ornieraj a mixturilor asfaltice, prevăzută în Normativul

pentru mixturi asfaltice stabilizate cu fibre s-a efectuat atât pentru mixtura

MASF16 cât şi pentru mixtura BA16 (tabelul 4.4). Temperatura de încercare,

conform normativului menţionat, este de 40oC, dar ţinând cont de

temperaturile mari din ultimii ani din zonele de şes de la noi din ţară, ar trebui

ca acest test să se realizeze la o temperatură de 60oC.

Tabelul 4.4

Mixtura asfaltică

TemperaturaoC

Rata de ornieraj mm/h

BA16-A 1.7 MASF16-A 45 4.22

Comparând valorile obţinute cu cele prevăzute în normativ se constată

că toate mixturile asfaltice sunt corespunzătoare.

În vederea efectuării încercărilor de fluaj şi oboseală s-au confecţionat

probe cilindrice de mixtură asfaltică.

Probele de mixtură asfaltică au fost compactate la presă (cu o presiune

de compactare de 117 daN/cm2), la ciocanul Marshall (cu 75 lovituri/parte) şi la

girocompactor (cu 288 giraţii), rezultând densităţi ρ, diferite, după cum

urmează:

- pentru probele compactate la presă: ρ = 2.27 - 2.33 g/cm3;

- pentru probele compactate la ciocanul Marshall: ρ = 2.33 - 2.43 g/cm3

(cu precizarea că probele realizate din mixtură asfaltică cu fibre au prezentat

densităţi mai mici de 2.38 g/cm3);

- pentru probele compactate la girocompactor: ρ = 2.35 - 2.44g/cm3 (cu

precizarea că probele realizate din mixtură asfaltică cu fibre au prezentat

densităţi mai mici de 2.41 g/cm3).

S-a constatat că mixturile asfaltice cu fibre prezintă densităţi mai mici,

comparativ cu mixturile asfaltice clasice, la acelaşi număr de rotaţii, în cazul



101

girocompactorului şi pentru acelaşi număr de lovituri, în cazul ciocanului

Marshall.

4.2 ÎNCERCĂRI DE FLUAJ

Se vor determina efectele din fluaj sub încărcări repetate, studiind

influenţa modului de compactare a probelor asupra comportării mixturii

asfaltice în raport cu: deformaţia specifică variabilă în timp, modulul de fluaj,

viteza de fluaj şi deformaţia specifică la revenire.

Încercarea de fluaj dinamic s-a realizat pe probe cilindrice cu diametrul de

100 mm şi înălţimea de ~ 65 mm. Presiunea aplicată a fost de 179 kPa, valoare ce

se încadrează între valorile recomandate în literatura de specialitate. Încărcarea

s-a realizat pe un disc cu diametrul de 75 mm, imitând încercarea de tip suedez la

fluaj dinamic (figura 4.3). Valoarea diametrului de 75 mm s-a ales astfel încât să se

păstreze pe cât posibil raportul dintre diametrul discului de încărcare şi diametrul

probei de încercat din metoda suedeză (100 mm / 150 mm).

Φ = 75 mm

Figura 4.3 Încercarea de fluaj dinamic

Timpul de încărcare a fost cel corespunzător a 3600 cicluri (3600 s), iar

descărcarea s-a monitorizat timp de 1800 s, pentru a pune în evidenţă care

este influenţa tipului de compactare al probelor în laborator. Se precizează că

deformaţia specifică finală obţinută la sfârşitul perioadei de încărcare (3600 s),

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4


102

care reprezintă deformaţia permanentă a materialului încercat, ar trebui să fie

egală (atunci când compactarea este potrivită) cu deformaţia specifică în

momentul descărcării.

Înregistrarea datelor provenite din deformaţiile pe verticală ale probei la

încărcare, s-a făcut la următoarele cicluri: 2, 4, 6, 8, 10, 20, 40, 60, 80, 100,

200, 300, … până la 3600 cicluri, iar la descărcare, pentru următorii timpi: 2s,

4s, 6s, 8s, 10s, 20s, 40s, 60s, 80s, 100s, 200s, 300s, … până la 1800s.

Dispozitivul utilizat pentru efectuarea încercării de fluaj dinamic este

prezentat în figura 4.4. Aparatul prezintă o adaptare care îi dă posibilitatea să se

deplaseze ciclic pe verticală.

Caracteristicile acestui dispozitiv sunt următoarele:

- timpul de încărcare: 0.6 secunde;

- timpul de descărcare: 0.4 secunde;

- frecvenţa de aplicare a încărcării: 1 Hz

Această frecvenţă simulează destul de fidel un trafic intens sau foarte

intens ce trece printr-o secţiune de drum în afara oraşelor. parghie de incarcare tija de incarcare ciclica camera climatica înregistrarea numarului cu proba din mixtura de cicluri asfaltica înregistrarea deformatiilor suport greutate calibrata

Figura 4.4 Schema dispozitivului de solicitare ciclică

Schema de încărcare a dispozitivului de solicitare ciclică este prezentată în

figura 4.5.


103

Temperaturile de încercare au fost de 40oC şi 50oC, valori ce apar

frecvent în lunile călduroase, la noi în ţară.

În urma încercării de fluaj dinamic executat pe probele cilindrice de

mixtură asfaltică s-au obţinut grafice din figurile 4.6, 4.7, 4.8 şi 4.9. Efortul

aplicat

σ0

0 1 2 3 timp (secunde)

ciclu acţiune timp

sarcină relaxare

0.6 s 0.4 s

Figura 4.5 Schema de încărcare a dispozitivului de solicitare ciclică

Curbele de fluaj dinamic reprezentate, reflectă variaţia deformaţiei

specifice în funcţie de timpul de încărcare/descărcare pentru mixturile asfaltice

BA16-A şi MASF16, compactate în cele trei moduri: la ciocanul Marshall (CM),

la presă (CP) şi la girocompactor (CG).

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000timpul, t, s

defo

rmat

ia s

peci

fica,

,

mm

/mm

BA16-CP-40 BA16-CM-40 BA16-CG-40

Figura 4.6 Influenţa compactării pentru mixtura BA16 la temperatura de 40oC

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 104

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

0.03

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000timpul, t, s

defo

rmat

ia s

peci

fica,

,

mm

/mm

BA16-CM-50 BA16-CP-50 BA16-CG-50

Figura 4.7 Influenţa compactării pentru mixtura BA16 la temperatura de 50oC

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000timpul, t, s

defo

rmat

ia s

peci

fica,

,

mm

/mm

MASF16-CM-40 MASF16-CP-40 MASF16-CG-40

Figura 4.8 Influenţa compactării pentru mixtura MASF16 la temperatura de 40oC



105

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

0.03

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000timpul, t, s

defo

rmat

ia s

peci

fica,

,

mm

/mm

MASF16-CM-50 MASF16-CP-50 MASF16-CG-50

Figura 4.9 Influenţa compactării pentru mixtura MASF16 la temperatura de 50oC

Din analiza curbelor de fluaj se poate observa variaţia deformaţiei

specifice în funcţie de modul de compactare; de aici reiese importanţa modului

de compactare în stabilirea deformaţiei permanente rezultată din curbele de

fluaj dinamic.

Astfel, deformaţia permanentă (deformaţia specifică rezultată după 3600

cicluri de încărcare) se reduce, în cazul mixturii asfaltice BA16, după cum

urmează:

- cu 73 % în cazul compactării cu girocompactorul faţă de compactarea

la presă;

- cu 61 % în cazul compactării cu girocompactorul faţă de compactarea la

ciocanul Marshall;

- cu 33 % în cazul compactării cu ciocanul Marshall faţă de compactarea

la presă,

iar în cazul mixturii asfaltice cu fibră, MASF16, după cum urmează:


la presă;

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 106


la ciocanul Marshall;

- cu 71 % în cazul compactării cu ciocanul Marshall faţă de compactarea

la presă.

În tabelul 4.5 sunt prezentate valorile deformaţiilor specifice la 3600

cicluri de încărcare şi la 1800 secunde de la descărcare, corespunzătoare

fiecărui mod de compactare, pentru cele două tipuri de mixturi studiate.

Tabelul 4.5 Deformaţia specifică

(mm/mm), la Mixtura Modul de

compactare 3600 cicluri (încărcare)

1800 s (descărcare)

Diferenţa, Δ

Presă 0.019308 0.014077 5.231x10-3 Marshall 0.012869 0.010656 2.213x10-3

BA16-A T = 40oC

Giratoriu 0.005079 0.004603 0.476x10-3 Presă 0.026194 0.020672 5.522x10-3

Marshall 0.015484 0.013548 1.936x10-3 BA16-A T = 50oC

Giratoriu 0.007266 0.006875 0.391x10-3 Presă 0.02 0.017246 2.754x10-3

Marshall 0.005781 0.004375 1.406x10-3 MASF16-A T = 40oC

Giratoriu 0.001754 0.001754 0 Presă 0.024071 0.022357 1.714x10-3

Marshall 0.014545 0.013712 0.833x10-3 MASF16-A T = 50oC

Giratoriu 0.0027652 0.002765 0 Dacă pentru probele compactate la presă, diferenţa, Δ, dintre deformaţia

specifică la 3600 cicluri şi deformaţia specifică la 1800 secunde după

descărcare este semnificativă, se ajunge ca în cazul probelor compactate la

girocompactor această diferenţă să fie aproape inexistentă. Acest fapt



107

motivează impunerea compactării giratorii ca mod de compactare unic

acceptat de încercarea de fluaj dinamic de tip suedez.

S-a întâmplat ca anumite probe compactate la ciocanul Marshall să

prezinte densităţi similare cu probele compactate la girocompactor; aceasta s-a

realizat în general, pentru mixtura BA16. Cu toate acestea, au existat diferenţe

între curbele de fluaj dinamic.

Acest fapt se poate explica prin procedeul în care se realizează

compactarea şi rezultatul obţinut în urma compactării:

• la ciocanul Marshall: compactare prin lovire; poate conduce la

spargerea agregatului, mai ales atunci când avem de-a face cu un procent

ridicat de agregat mare; în acest caz, rezultatele obţinute în urma încercării nu

sunt bazate pe rezistenţa iniţială a materialului, ci pe una obţinută din agregate

sparte;

• la girocompactor: compactare prin frământare concomitent cu

exercitarea unei presiuni verticale; rezultatul este o mixtură bine compactată,

situaţie similară cu compactarea din teren; agregatele rămân intacte ca formă,

ele se aranjează unele faţă de altele pe principiul volumului minim de goluri.

Din rezultatele prezentate rezultă că diferenţa Δ are, în cazul mixturii

asfaltice BA16:

- o creştere de ≈ 58 % în cazul compactării cu presa faţă de

compactarea cu ciocanul Marshall;

- o creştere de ≈ 78 % în cazul compactării cu ciocanul Marshall faţă de

compactarea cu girocompactorul,

iar în cazul mixturii asfaltice cu fibră MASF16:

- o creştere de ≈ 49 % în cazul compactării cu presa faţă de

compactarea cu ciocanul Marshall;

- o creştere de 100 % în cazul compactării cu ciocanul Marshall faţă de

compactarea cu girocompactorul.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 108

Parametri rezultaţi din încercarea de fluaj dinamic Pe baza curbelor prezentate s-au calculat următorii parametri, ce sunt

prezentaţi în tabelul 4.6:

- deformaţia permanentă

- viteza de fluaj

- modulul de fluaj

Deformaţia permanentă, εir, se calculează cu relaţia:

610)()(h

nhnirΔ

=ε (4.1)

unde: εir este deformaţia permanentă după un număr de cicluri, n,

microdeformaţii;

Δh - deformaţia totală, exprimată în mm;

h - înălţimea probei, exprimată în mm.

Viteza de fluaj, ε& se calculează cu formula:

)()()(

12

12

nnnn iruir

−−

=εε

ε& (4.2)

unde: ε& este viteza de fluaj, în microdef/s;

εir(n2) - deformaţia permanentă după n2 cicluri de încărcare;

εir(n1) - deformaţia permanentă după n1 cicluri de încărcare;

n2 = 3600.

Modulul de fluaj, S, se calculează cu relaţia:

1000)(n

Sirεσ

= (4.3)

unde: S este modulul dinamic de fluaj calculat la n cicluri, MPa;

σ - încărcarea aplicată;

εir (n) - deformaţia permanentă la n cicluri de încărcare.



109

Tabelul 4.6

Mixtura Δh(n2) (mm)

h (mm) n2

εir(n2) (microdef) n1

Δh(n1) (mm)

εir(n1) (microdef)

viteza de fluaj, ε

(microdef/s)

σ (kPa)

S (MPa)

BA16- CM- 40

0.79 61 3600 12950.82 2300 0.71998 11802.95 0.883 179 13.82

BA16- CM- 50

0.96 62 3600 15483.87 2000 0.88 14193.55 0.806 179 11.56

BA16- CP- 40

1.255 65 3600 19307.69 2100 1.11501 17154.00 1.436 179 9.27

BA16- CP- 50

1.7419 66.5 3600 26193.98 2000 1.5874 23870.68 1.452 179 6.83

BA16- CG- 40

0.321 63 3600 5095.24 1900 0.32067 5090.00 0.003 179 35.13

BA16- CG- 50

0.465 64 3600 7265.63 2700 0.455 7109.38 0.174 179 24.64

MASF16- CM- 40

0.37 64 3600 5781.25 1900 0.32 5000.00 0.460 179 30.96

MASF16- CM- 50

0.96 66 3600 14545.45 2100 0.8487 12859.09 1.124 179 12.31

MASF16- CP- 40

1.38 69 3600 20000.00 2800 1.2834 18600.00 1.750 179 8.95

MASF16- CP- 50

1.685 70 3600 24071.43 2500 1.59 22714.29 1.234 179 7.44

MASF16- CG- 40

0.1175 67 3600 1753.73 2300 0.11 1641.79 0.086 179 102.1

MASF16- CG- 50

0.1825 66 3600 2765.15 2300 0.175 2651.52 0.087 179 64.73

AAMAS (Asphalt-Aggregate Mixture Analysis System) recomandă

încadrarea valorilor modulilor de fluaj, în graficul ce reprezintă potenţialul de

ornieraj al mixturii asfaltice, din figura 4.10.

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 110

Figura 4.10 Potenţialul de ornieraj al mixturilor asfaltice

folosite în straturi de suprafaţă

Reprezentând valorile modulilor de fluaj (din tabelul 4.6) în graficul din

figura 4.10, se constată că numai mixturile asfaltice compactate cu

girocompactorul se încadrează în zona recomandată deoarece numai ele

îndeplinesc condiţia ca modulul de fluaj să fie mai mare decât 27.6 MPa

pentru un timp de încărcare de 3600 secunde.

4.3 ÎNCERCĂRI DE OBOSEALĂ Se vor determina efectele din oboseală sub încărcări repetate, prin

încercări de întindere indirectă (figura 4.11), obţinându-se durata de viaţă la

oboseală a mixturilor asfaltice. Încercarea se desfăşoară sub efort controlat,

deci are o rupere bine definită şi conduce la o durată de viaţă la oboseală mai

moderată decât încercarea sub deformaţie controlată.

Încercarea la oboseală s-a realizat pe probe cilindrice cu diametrul de 100

mm şi înălţimea de ~ 65 mm.

Probele au fost încercate pe acelaşi stand de încărcare ca şi probele

încercate la fluaj dinamic (paragraful 4.2). PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE


111

Figura 4.11 Încercarea la oboseală prin întindere indirectă

Încărcarea aplicată a fost de 135 daN şi 162 daN iar temperatura de

lucru de 23oC (o temperatură normală de exploatare a drumurilor din ţara

noastră, în perioadă de primăvară, toamnă).

S-a urmărit influenţa modului de compactare asupra caracteristicilor

rezultate din încercarea de întindere indirectă.

În figurile 4.12, 4.13, 4.14 şi 4.15 sunt prezentate curbele de oboseală

pentru mixtura asfaltică BA16 şi mixtura asfaltică cu fibră MASF16. Curbele de

oboseală reflectă variaţia deformaţiei verticale în funcţie de logaritmul

numărului de cicluri pentru cele două tipuri de mixtură, compactate în trei

moduri: la presă (CP), la ciocanul Marshall (CM) şi la girocompactor (CG).

Observând curbele de oboseală prezentate şi comparând numărul de

cicluri corespunzător duratei de serviciu (zona liniară în care deformaţia

verticală variază liniar cu logaritmul numărului de cicluri), valorile deformaţiei

verticale corespunzătoare la un număr de cicluri egal cu 1000 şi numărul de

cicluri la rupere din tabelul 4.7, putem spune că la temperatura de 23oC, o

compactare mai bună conduce la:

* creşterea duratei de serviciu cu:

- 80% pentru BA16-CM faţă de BA16-CP

- 83% pentru BA16-CG faţă de BA16-CM

- 40% pentru MASF16-CM faţă de MASF16-CP

- 80% pentru MASF16-CG faţă de MASF16-CM

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 112

* reducerea deformaţiei verticale la 1000 de cicluri cu:





* creşterea numărului de cicluri la rupere cu:





Tabelul 4.7 Mixtura

BA16 MASF16 Încăcare aplicată, daN Încăcare aplicată, daN

135 162 135 162 compactare compactare compactare compactare

Caracteristici

CP CM CG CM CG CP CM CG CM CG Nr. de cicluri -

durată de serviciu

100 500 3000 100 500 60 100 500 40 100

Deformaţia verticală

corespunzătoare duratei de

serviciu, mm

0,62 0,61 0,175 0,63 0,18 0,505 0,51 0,57 0,47 0,6

Deformaţia verticală

corespunzătoare unui număr de

cicluri egal cu 5, mm

0,14 0,035 0,045 0,05 0,045 0,06 0,1 0,08 0,12 0,11

Panta obţinută pe durata de serviciu, %

37 29 5 44 7 41 32 24 39 38

Nr. de cicluri la rupere - durata

de rupere 10385 25000 281000 11863 178300 3275 9000 102500 6500 80000

100 0,62 0,44 0,08 0,63 0,13 0,725 0,51 0,345 0,475 0,6 500 0,91 0,63 0,105 1,375 0,18 2 0,775 0,57 1,1 0,96

1000 1,215 0,89 0,135 1,845 0,243 2,7 1,475 0,7575 1,68 1,06 5000 2,965 3,01 0,217 3,895 0,339 - 3,62 1,28 4,18 1,64 10000 8,7 5,2 0,278 6,295 0,405 - - 1,567 - 2,02 defo

rmaţ

ia

verti

cală

mm

pt

. cic

luril

e

100000 - - 0,694 - 1,09 - - 4,54 - - CP - compactare la presă, CM - compactare la Marshall, CG - compactare giratorie



113

02468

10121416

1 10 100 1000 10000 100000 1000000

log(numarul de cicluri)

defo

rmat

ia v

ertic

ala,

mm

BA16-CP BA16-CM BA16-CG

Figura 4.12 Curbe deformaţie verticală – log (număr de cicluri) pentru

mixtura asfaltică BA16, P = 135 daN, la 23oC

0

2

4

6

8

10

12

14

1 10 100 1000 10000 100000 1000000log(numarul de cicluri)

defo

rmat

ia v

ertic

ala,

mm

BA16-CG BA16-CM


mixtura asfaltică BA16, P = 162 daN, la 23oC

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 114

0123456789

1 10 100 1000 10000 100000 1000000

log(numarul de cicluri)

defo

rmat

ia v

ertic

ala,

mm

MASF16-CP MASF16-CM MASF16-CG


mixtura asfaltică MASF16, P = 135 daN, la 23oC

0

1

2

3

4

5

6

7

1 10 100 1000 10000 100000log(numarul de cicluri)

defo

rmat

ia v

ertic

ala,

mm

MASF16-CM MASF16-CG


mixtura asfaltică MASF16, P = 162 daN, la 23oC



115

Legile de oboseală ale mixturilor studiate, întocmite pe baza rezultatelor

din încercarea la întindere indirectă, sunt prezentate în figurile 4.16 şi 4.17.

1.51.71.92.12.32.52.72.9

10000 100000 1000000

log (numar de cicluri)

log

P (î

ncar

care

), da

N

BA16-CM BA16-CG

Figura 4.16 Legea de oboseală pentru BA16 la 23oC

pentru două tipuri de compactare

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

1000 10000 100000 1000000

log (numar de cicluri)

log

P(în

carc

are)

, daN

MASF 16 - CM MASF 16-A-CG

Figura 4.17 Legea de oboseală pentru MASF16 la 23oC,

pentru două tipuri de compactare

CARMEN RĂCĂNEL

CAPITOLUL 4 116

Din figurile 4.16 şi 4.17 se observă că dreptele legii de oboseală, sunt

influenţate de modul de compactare, având înclinări şi poziţii diferite, ceea ce

determină valori ale încărcării de rupere diferite, pentru un acelaşi număr de

cicluri la rupere.

Considerând un număr de cicluri la rupere de un milion, la care se

determină oboseala mixturilor asfaltice, s-a calculat valoarea încărcării P de

rupere pentru mixturile studiate (tabelul 4.8).

Tabelul 4.8

Mixtura BA16 MASF16 Compactare CG CM CG CM

Încărcarea la rupere, P, daN, pt.un milion de cicluri 35.24 1.649 0.22 2 10-18

Pentru BA16 la 23oC, se observă că, la un număr de cicluri la rupere de

un milion, valoarea încărcării P, a crescut cu 95% pentru compactarea

giratorie (CG) faţă de compactarea la ciocanul Marshall (CM).

Întrucât mixtura asfaltică cu fibră nu a atins, sub încărcare repetată, un

număr de un milion de cicluri, s-a calculat care este numărul de cicluri la

rupere, pentru un nivel de încărcare de 10 daN, ceea ce corespunde unui efort

de compresiune σ de 0.16 daN/cm2 (tabelul 4.9).

Tabelul 4.9 Mixtura MASF16

Compactare CG CM Număr de cicluri la rupere,

pt. P = 10 daN 372 750 65 925

Comparând datele din tabelul 4.9 se poate spune că la 23oC, mixtura cu

fibră compactată la girocompactor rezistă la un număr de cicluri mai mare cu

82% faţă de mixtura cu fibră compactată la ciocanul Marshall.

În concluzie, se poate spune că aprecierea performanţei unei mixturi

asfaltice depinde de modul de compactare al probelor, ales în laborator, mod

ce trebuie să simuleze fidel compactarea in situ.


BIBLIOGRAFIE

117

BIBLIOGRAFIE

1. Charles S. Hughes "Compaction of asphalt pavement" Transport Research Board 152, oct. 1989

2. x x x "The Shell Bitumen Handbook"

Ed. Shell Limitted Co, 1990

3. x x x "Nottingham Asphalt Tester - NAT Manual", 1994

4. x x x "Bituminous Materials with a High Resistance to Flow Rutting" PIARC, 1995

5. Hicks R. G.

Esch David C. "State-of-the-Art on Rutting in Asphalt Concrete" report no AK-RD-91-04, october 1990

6. John T. Harvey

Bor-Wen Tsai "Effects of Asphalt Content and Air Void Content on Mix Fatigue and Stiffness" Transport Research Record 1543, 1996

7 Prithvi S. Kandhal "Field and Laboratory Investigation of Stripping in

Asphalt Pavements: State-of-the-Art Report" Transport Research Record 1454, 1994

8. John Harvey

Kirsten Eriksen Jorge Sousa Carl Monismith

"Effects of Laboratory Specimen Preparation on Aggregate-Asphalt Structure, Air-Void Content Measurement and Repetitive Simple Shear Test Results" Transport Research Record 1454, 1994

9. John Harvey

Jorge Sousa John A. Deacon Carl Monismith

"Effects of Sample Preparation and Air-Void Measurement on Asphalt Concrete Properties" Transport Research Record 1317, 1991

10. H.L. Von Quintus

J.A. Scherocman "Asphalt-Aggregate Mixture Analysis System AAMAS" N.C.H.R.P. Report 338, Transport Research Board, march, 1991

11. Stan Jercan "Suprastructura şi întreţinerea drumurilor"

Ed. Didactica şi Pedagogica Bucureşti, 1980

12. Gheorghe Lucaci Ion Costescu Florin Belc

"Construcţia drumurilor" Ed. Tehnica, Bucureşti, 2000

CARMEN RĂCĂNEL

BIBLIOGRAFIE 118

13. Phillip B. Blankenship Kamyar C. Mahbound Gerald A. Huber

"Rotational Method for Laboratory Compaction of Hot Mix Asphalt" Transport Research Record 1454, 1994

14. H. Al-Abdul Wahhab

Zianddin A. Khan "Evaluation of Marshall and Hveem Mix Design Procedures for Local Use" Transport Research Record 1317, 1991

15. Thomas Harman

John R. Bukowski Francis Moutier Gerald Huber Robert Mc Genis

"The History and Future Challenges of Gyratory Compaction 1939 to 2001" Anual Meeting of Transport Rsearch Board, 2002

16. Gerald A. Huber "Development of the Superpave Gyratory Compactor"

Heritage Research Indianapolis, Indiana www.utexas.edu/research/superpave/articles

17. Robert Mc Gennis " Evaluation of Various Superpave Gyratory

Compactors" www.utexas.edu/research/superpave/articles

18. SHRP-A-379 "The Superpave Mix Design System Manual of

Specifications, Test Methods and Practices" National Research Council Washington DC, 1994

19. SHRP-A-410 "Superior Performing Asphalt Pavements

(Superpave): The Product of the SHRP Asphalt Research Program" National Research Council Washington DC, 1994

20. x x x "Background of Superpave Asphalt Binder Test

Methods" National Asphalt Training Center Demonstration Project 101, Publication No FHWA-SA-94-069, 1999

21. x x x "Superpave Level 1 Mix Design"

Asphalt Institute, Superpave Series No 2, 1995

22. SHRP-A-407 "The Superpave Mix Design Manual for New Construction and Overlays" Washington DC, 1994

23. SHRP-A-408 "Level One Mix Design: Materials Selection,

Compaction and Conditioning" Washington DC, 1994

24. x x x "Hot Mix Design Bituminous Paving Manual"

U.S. Department of Transportation, Federal Highway Administration, 1996

25. Hafez Ihab H.

Witczack Mathew "Comparison of Marshall and Superpave Level 1 Mix Design for Asphalt Mixes" Transport Research Record 1492


BIBLIOGRAFIE

119

26. x x x "Asphalt Pavement Surfaces and Asphalt Mixtures" Transportation Research Record, No 1545, 1996

27. x x x "Design and Construction of Asphalt Overlays and

Hot-Mix Asphalt Construction Practics" Transportation Research Record, No 1543, 1996

28. x x x "Asphalt Concrete Mixture Design and Performance"

Transportation Research Record, No 1454, 1994

29. Jorge B. Sousa George Way John T. Harvey Mickey Hines

"Comparison of Mix Design Concepts" Transportation Research Record, No 1492, 1995

30. NLT 159/86 "Resistencia a la deformacion plastica de mezcla

bituminosas empleando el aparato Marshall"

31. x x x "Innovative Testing Methods for Bitumen and Asphalt" International Symposium to mark the opening of the Nottingham Centre for Pavement Engineering - sept. 2001

32. x x x "Rheologie des liants bitumineux"

EUROBITUME - Bruxelles, 1995

33. x x x "Bituminous Materials with a High Resistance to Flow Rutting" PIARC, 1995

34. Răcănel Carmen "Efectele din fluaj şi oboseală asupra comportării

mixturilor asfaltice" teză de doctorat, U.T.C.B., 2002

35. x x x "Instructiuni tehnice pentru realizarea mixturilor

asfaltice stabilizate cu fibre de celuloza, destinate executiei imbracamintilor bituminoase rutiere" 539-2000

36. x x x “Bituminous Materials – Determination of the

Permanent Deformation by the Dynamic Creep Test” FAS Method 468 - 97

37. x x x “Instructiuni tehnice privind determinarea fluajului

static si dinamic al mixturilor asfaltice” Nr. 362/2, INCERTRANS, 1996

38. Răcănel Carmen “A Mix Design Study Using SHRP Gyratory

Compactor” Stage Report, CEDEX, 1997

39. Yang H. Huang YANG "Pavement Analysis and Design"

Ed. Prentice-Hall, Inc., 1993 CARMEN RĂCĂNEL

BIBLIOGRAFIE 120

40. x x x "Shell Pavement Design Manual - Asphalt Pavements and Overlays for Road Traffic" Ed. Shell International Petroleum Company Limited, London, 1978

41. x x x "COST 333: Development of New Bituminous

Pavement Design Method" Transport Research, Luxembourg, 1999

42. x x x "Standard Test Method for Indirect Test for Resilient

Modulus of Bituminous Mixtures ASTM D4123-87"

43. x x x "Method for Determination of the Indirect Tensile Stiffness Modulus of Bituminous Mixtures" BSI Standard DD213, 1993

44. x x x "Instructiuni tehnice privind determinarea modulului de

elasticitate dinamic al mixturilor asfaltice" INCERTRANS, nr. 363/1 - 1996

45. x x x "Seminarul II EUROBITUME" vol I, II

Performance Related Properties for Bituminous Binder, Eurobitume WORKSHOP '99, Luxembourg, 3-6 May 1999

46. Romanescu C-tin

Răcănel Carmen "Reologia lianţilor bituminoşi şi a mixturilor asfaltice" Ed. Matrix, 2003

47. Richard Boudreau

Gary R. Hicks Arthur Furber

"Effects of Tests Parameters on Resilient Modulus of Laboratory Compacted Asphalt Concrete Specimen" Transportation Research Record, No 1353, 1992

48. Thomas Harman

John D’Angelo John Bukowski UKOWSKI

“Evaluation of Superpave Gyratory Compactor in the Field Management of Asphalt Mixes” Trasportation Research Record 1513, 1995

49. Kevin Hall

Satih Dandu Gary Gowda

“Effect of Specimen Size on Compaction and Volumetric Propetries in Gyratory Compacted Hot Mix Asphalt Concrete Specimen” Trasportation Research Record 1545, 1996

50. NLT 167/74 "Densidad relativa de los aridos en aceite de parafina"

51. NLT 168/90 "Densidad y huecos en mezclas bituminosas

compactadas"

52. NLT 173/84 "Resistencia a la deformacion plastica de las mezclas bituminosas mediante la pista de ensayo de laboratorio"

53. SR 174-1/1997 "Imbracaminti bituminoase cilindrate executate la

cald" PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE

BIBLIOGRAFIE

121

54. x x x "Instructiuni tehnice pentru realizarea mixturilor asfaltice stabilizate cu fibre de celuloza, destinate executiei imbracamintilor bituminoase rutiere" 539-2000

55. Brown S.F.

Cooper K.E. Preston, J.N. Akeroyd F.M.

"Development of a Practical Method for Design of Hot Mix Asphalt" Transportation Research Record, No 1317, 1991

56. Dorobantu Stelian "Câteva considerente privind seminarul

EUROBITUME - mai 1999, Luxemburg" Revista de Drumuri si Poduri 50, 1999

57. KENNEDY, THOMAS W.

MOULTHROP, JAMES S. HUBER, GERALD A.

"Development of SHRP Mixture Specification and Design and Analysis System" Asphalt Paving Technology, vol.62, 1993

58. Jorge Sousa

John Deacon Carl Monismith ONISMITH

“Effect of Laboratory Compaction Method on Permanent Deformation Characteristics of Asphalt – Aggregate Mixtures” Asphalt Paving Technology, vol.60, 1991

59. Pell P.S.

Cooper K.E. “The Effect of Testing and Mix Variables on the Fatigue Performance of Bituminous Materials” Asphalt Paving Technology, vol.44, 1975

60. J.F. Corté "De la presse Texas à la presse à cisaillement

giratoire PCG 3 des LPC" Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées 211, 1997

61. Rajib B. Mallick

Shane Buchanan E. Ray Brown Moke Huner

"Evaluation of Superpave Gyratory Compaction of Hot Mix Asphalt" Transport Research Record 1638

62. Mike Butcher "Determining Gyratory Compaction Characteristics

Using Servopac Gyratory Compactor" Transport Research Record 1630

63. William R. Vavrik

Samuel H. Carpenter "Calculating Air Voids at Specified Number of Gyrations in Superpave Gyratory Compactor" Transport Research Record 1630

64. Prithvi S. Kandhal

Kee Y. Foo Rajib B. Mallick

"Critical Review of Voids in Mineral Aggregate Requirments in Superpave" Transport Research Record 1609

65. Affan Habib

Mustaque Hossain Rajesh Kaldate Glenn A. Fager

"Comparison of Superpave and Marshall Mixtures for Low-Volume Roads and Shoulders" Transport Research Record 1609

CARMEN RĂCĂNEL

BIBLIOGRAFIE 122

66. Ronald Collins Donnald Watson Andrew Johnson Yiping Wu

"Effect of Aggregate Degradation on Specimens Compacted by Superpave Gyratory Compactor" Transport Research Record 1590

67. Todd A. Lynn

E. Ray Brown L. Allen Cooley Jr.

"Evaluation of Aggregate Size Characyeristics in Stone Matrix Asphalt and Superpave Mixtures" Transport Research Record 1681

68. William R. Vavrik

Randy J. Fries Samuel H. Carpenter

"Effect of flat and Elongates Coarse Aggregate on Characteristics of Gyratory Compacted Samples" Transport Research Record 1681

69. R. Michael Anderson

John R. Bukowski Pamela A. Turner

"Using Superpave Performance Tests to Evaluate Asphalt Mixtures" Transport Research Record 1681


ANEXA 1

PG 46- PG 52- PG 58- PG 64- Gradul de performanţă 34 40 46 10 16 22 28 34 40 46 16 22 28 34 40 10 16 22 28 34 40

Temperatura maximă de proiectare a structurii rutiere (media a 7 zile

cele mai călduroase), oC < 46 < 52 < 58 < 64

Temperatura minimă de proiectare a structurii rutiere, oC

> -34

> -40

> -46

> -10

> -16

> -22

> -28

> -34

> -40

> -46

> -16

> -22

> -28

> -34

> -40

> -10

> -16

> -22

> -28

> -34

> -40

Liantul original Punctul de inflamabilitate, min., oC 230

Vâscozitatea, max., 3Pa s, la temperatura, oC 135

Forfecare dinamică G*/sinδ, min., 1,00 kPa

la temperatura pt. 10 rad/s, oC 46 52 58 64

după RTFOT Pierderea de masă, max., % 1,00


la temperatura pt. 10 rad/s, oC 46 52 58 64

după PAV Temperatura de îmbătrânire PAV,

oC 90 90 100 100

Forfecare dinamică G*sinδ, max., 5000 kPa

la temperatura pt. 10 rad/s, oC 10 7 4 25 22 19 16 13 10 7 25 22 19 16 13 31 28 25 22 19 16

Întărire fizică se raportează Rigiditatea la fluaj S, max., 300MPa

m, min., 0,300 la temperatura pt. 60 s, oC

-24 -30 -36 0 -6 -12 -18 -24 -30 -36 -6 -12 -18 -24 -30 0 -6 -12 -18 -24 -30

Întindere indirectă, deformaţia la rupere, min., 1,0%

la temperatura pt. 1,0 mm/min, oC -24 -30 -36 0 -6 -12 -18 -24 -30 -36 -6 -12 -18 -24 -30 0 -6 -12 -18 -24 -30

PG 52- PG 58- PG 64- Gradul de performanţă 10 16 22 28 34 40 10 16 22 28 34 10 16 22 28 34

Temperatura maximă de proiectare a structurii rutiere (media a 7 zile

cele mai călduroase), oC < 70 < 76 < 82

Temperatura minimă de proiectare a structurii rutiere, oC >-10 >-10 >-10 >-10 >-10 >-10 >-

10 >-10

>-10

>-10

>-10 >-10 >-10 >-10 >-10 >-10

Liantul original Punctul de inflamabilitate, min., oC 230

Vâscozitatea, max., 3Pa s, la temperatura, oC 135


la temperatura pt. 10 rad/s, oC 70 76 82

după RTFOT Pierderea de masă, max., % 1,00


la temperatura pt. 10 rad/s, oC 70 76 82

după PAV Temperatura de îmbătrânire PAV,

oC 100 (110) 100 (110) 100 (110)

Forfecare dinamică G*sinδ, max., 5000 kPa

la temperatura pt. 10 rad/s, oC 34 31 28 25 22 19 37 34 31 28 25 40 37 34 31 28

Întărire fizică se raportează Rigiditatea la fluaj S, max., 300MPa

m, min., 0,300 la temperatura pt. 60 s, oC

0 -6 -12 -18 -24 -30 0 -6 -12 -18 -24 0 -6 -12 -18 -24

Întindere indirectă, deformaţia la rupere, min., 1,0%

la temperatura pt. 1,0 mm/min, oC 0 -6 -12 -18 -24 -30 0 -6 -12 -18 -24 0 -6 -12 -18 -24

ANEXA 2

carmen rĂcĂneldigilib.utcb.ro/repository/ccn/pdf/mixturiasfaltice.pdf · durabilitatea unei...

Documents