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AUSCULTACIÓN DE LA FISURACIÓN DESCENDENTE EN PAVIMENTOS

ASFÁLTICOS MEDIANTE ULTRASONIDOS

Miguel A. FranesquiDr. Ingeniero de Caminos, Canales y PuertosDepartamento de Ingeniería Civil, Escuela de IngenieríasIndustriales y Civiles (EIIC), Universidad de Las Palmasde Gran Canaria (ULPGC), España.

Juan GallegoDr. Ingeniero de Caminos, Canales y PuertosGrupo de Investigación en Ingeniería de Carreteras, Departamento de Ingeniería Civil-Transportes, Escuela de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos,Universidad Politécnica de Madrid (UPM), España.

Autores:

premio internacionalA LA INNOVACIÓN EN CARRETERAS

JUAN ANTONIO FERNÁNDEZ DEL CAMPO

Cuarta EdiciónCuarta Edición2011 • 2012

accésitBJÖRNULF B. BENATOVBJÖRNULF B. BENATOV

Índice de contenidos

Resumen ............................................................................................... 83

Abstract ................................................................................................. 83

1 Introducción .......................................................................................... 87

1.1.- Problemática actual en la cuantificación del nivel de deterioro por TDC y la determinación de su profundidad ................................................... 90

1.2.- Técnicas ultrasónicas en materiales asfálticos: principales limitaciones y necesidad de investigación adicional .................................................. 93

1.3.- Propósito de la investigación ................................................................ 96

2 Metodología ........................................................................................... 96

2.1.- Técnica de autocalibración ................................................................. 97

2.2.- Materiales y preparación de probetas ................................................... 99

2.3.- Equipos de ultrasonidos .................................................................... 100

2.4.- Mediciones con ultrasonidos en laboratorio .......................................... 103

3 Deducción de modelos teóricos ............................................................ 105

4 Resultados experimentales en laboratorio y discusión ........................... 110

4.1.- Velocidades y tiempos de propagación de ultrasonidos ........................... 110

4.1.1.- Influencia de la profundidad de la fisura y de la temperatura ... 1114.1.2.- Efecto de la existencia de capas del firme despegadas ............. 1144.1.3.- Influencia del espesor de material asfáltico ........................... 1144.1.4.- Efecto de la macrotextura superficial de la mezcla bituminosa .. 115



Cuarta EdiciónCuarta Edición2011 • 2012



AbstractSurface-initiated cracking of asphalt pavements consti-tutes one of the most frequent and important types ofdistress that occur in flexible bituminous pavements,as clearly has been demonstrated in the technical andexperimental studies done over the past decade.

However, this failure mechanism has not been taken intoconsideration for traditional methods of flexible pave-ment design. For instance, the concept of long-lastingpavements is based on adequate monitoring of thedepth and extent of these deteriorations and on inter-vention at the most appropriate moment so as tocontain them in the surface layer in the form of easily-ac-cessible and repairable partial-depth top-down cracks,thereby prolonging the durability and serviceability ofthe pavement and reducing the overall cost of its lifecycle. Therefore, to select the optimal maintenancestrategy for perpetual pavements, it becomes essentialto have access to methodologies that enable preciseon-site identification, monitoring and control of top-downpropagated cracks and that also permit a reliable, high-performance determination of the extent and depth ofcracking.

This research presents the results of systematic labora-tory and in situ research carried out to obtain informa-tion about top-down cracking in asphalt pavementsand to study methods of depth evaluation of this typeof cracking using ultrasonic techniques. These resultshave demonstrated that the proposed non-destructive



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4.2.- Ratios de transmisión ....................................................................... 1164.2.1.- Calibración del modelo teórico: dependencia de

la profundidad de fisura y temperatura ............................... 1164.2.2.- Efecto del agua u otro material rellenando el interior

de la fisura ........................................................................ 1214.2.3.- Influencia de la excentricidad de la posición de

los transductores ................................................................ 122

5 Estudios y trabajos experimentales in situ .............................................. 123

5.1.- Evaluación in situ de los modelos calibrados .......................................... 124

5.2.- Características observadas de la TDC e impacto sobre los firmes estudiados 125

6 Relevancia de resultados y principales aportaciones ............................... 130

7 Recomendaciones para la aplicación práctica de la técnica propuesta .... 131

8 Conclusiones .......................................................................................... 135

Agradecimientos .................................................................................... 137

Referencias Bibliográficas ...................................................................... 138

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ResumenLa fisuración iniciada en la superficie de los pavimen-tos asfálticos (o fisuración descendente) constituyeuno de los más frecuentes e importantes modos dedeterioro que tienen lugar en estos firmes, como handemostrado los estudios teóricos y experimentalesllevados a cabo en la última década.

Sin embargo, este mecanismo de fallo no ha sido con-siderado por los métodos tradicionales de diseño. Porejemplo, el concepto de firmes de larga duración sefundamenta en un adecuado control del crecimientode la profundidad de estos deterioros y la intervenciónen el momento más apropiado para conseguir man-tenerlos confinados en la capa superficial más fácil-mente accesible y reparable, de manera que puedaprolongarse la vida útil y reducirse los costes genera -lizados de su ciclo de vida. Por lo tanto, para la selec-ción de la estrategia óptima de conservación de losfirmes resulta esencial disponer de metodologíasque posibiliten la identificación precisa in situ de lafisuración descendente, faciliten su seguimiento yque, además, permitan una determinación fiable y conalto rendimiento de su profundidad y extensión.

En esta investigación se presentan los resultadosobtenidos mediante la investigación sistemática delaboratorio e in situ llevada a cabo para la obtenciónde datos sobre fisuración descendente en firmesasfálticos y para el estudio de procedimientos deevaluación de la profundidad de este tipo de fisuras

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methodology –cost-effective, fast and easy-to-imple -ment– (mainly used to date for concrete and metal struc-tures, due to the difficulties caused by the viscoelasticnature of bituminous materials) can be applied with suf-ficient reliability and repeatability to asphalt pavements.Measurements are also independent of the asphaltthickness. Furthermore, it resolves some of the commoninconveniences presented by other methods used toevaluate pavement cracking, such as core extraction (adestructive and expensive procedure that requiresprolonged traffic interruptions) and other non-des -tructive techniques, such as those based on deflectionmeasurements or ground-penetrating radar, which arenot sufficiently precise to measure surface cracks.

To obtain these results, extensive tests were performedon laboratory specimens. Different parametric condi-tions were studied, such as various types of hot bitumi-nous mixtures (AC, SMA and PA), differing thicknesses ofasphalt and adhesions between layers, varied tempera-tures, surface textures, filling materials and water withinthe crack, different sensor positions, as well as an amplerange of possible crack depths. The methods employedin the study are based on a series of measurements ofultrasonic pulse velocities or transmission times over asingle accessible side or surface of the material thatmake it possible to obtain a signal transmission coeffi-cient (relative or auto-calibrated readings). Measure-ments were taken at low frequencies by two short-pulseultrasonic devices: one equipped with dry point contacttransducers (DPC) and the other with flat contact trans-ducers that require a specially-selected coupling material

(CPC). In this way, some of the traditional inconveniencespresented by the use of conventional transducers wereovercome and a prior preparation of the surfaces was notrequired. The auto-compensating technique eliminatedsystematic errors and the need for previous local calibra-tion, demonstrating the potential for this technology.

The experimental results have been compared withsimplified theoretical models that simulate ultrasonicwave propagation in cracked bituminous materials,which had been previously deduced using an analyticalapproach and have permitted the correct interpretationof the aforementioned empirical results. These modelswere subsequently calibrated using the laboratory results,providing generalized mathematical expressions andgraphics for routine use in practical applications.

Through a series of ultrasound field testing campaigns,accompanied by asphalt core extraction, it was possibleto evaluate the proposed models, with differences betweenpredicted crack depths and those measured in situ lowerthan 13% (with a confidence level of 95%). Thereby, thecriteria and the necessary recommendations for theirimplementation on in-service asphalt pavements havebeen established. The experience obtained through thisstudy makes it possible to integrate this methodologyinto the evaluation techniques for pavement manage-ment systems.

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empleando técnicas de ultrasonidos. Dichos resulta-dos han permitido comprobar que la metodologíano destructiva propuesta, de rápida ejecución, bajocoste y sencilla implementación (principalmenteempleada hasta el momento en estructuras metálicasy de hormigón, debido a las dificultades que introducela naturaleza viscoelástica de los materiales bitumi-nosos) puede ser aplicada con suficiente fiabilidad yrepetibilidad sobre firmes asfálticos. Las medidasresultan asimismo independientes del espesor totaldel firme. Además, permite resolver algunos de losinconvenientes frecuentes que presentan otros méto-dos de diagnóstico de las fisuras de pavimentos, talescomo la extracción de testigos (sistema destructivo,de alto coste y prolongados tiempos de interrupcióndel tráfico) o algunas otras técnicas no destructivascomo las basadas en medidas de deflexiones o elgeo-radar, las cuales no resultan suficientementeprecisas para la investigación de fisuras superficiales.

Para ello se han realizado varias campañas de ensayossobre probetas de laboratorio en las que se han estu-diado diferentes condiciones empíricas como, porejemplo, distintos tipos de mezclas bituminosas encaliente (AC, SMA y PA), espesores de firme y adhe -rencias entre capas, temperaturas, texturas superfi-ciales, materiales de relleno y agua en el interior delas grietas, posición de los sensores y un amplio rangode posibles profundidades de fisura. Los métodosempleados se basan en la realización de varias medi-das de velocidad o de tiempo de transmisión del pulsoultrasónico sobre una única cara o superficie accesible

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del material, de manera que resulte posible obtenerun coeficiente de transmisión de la señal (medicionesrelativas o autocompensadas). Las mediciones se hanrealizado a bajas frecuencias de excitación mediantedos equipos de ultrasonidos diferentes dotados, en uncaso, de transductores de contacto puntual seco (DPC)y siendo en el otro instrumento de contacto plano através de un material especialmente seleccionadopara el acoplamiento (CPC). Ello ha permitido superaralgunos de los tradicionales inconvenientes quepresenta el uso de los transductores convencionalesy no precisar preparación previa de las superficies.La técnica de autocalibración empleada elimina loserrores sistemáticos y la necesidad de una calibra -ción local previa, demostrando el potencial de estatecnología.

Los resultados experimentales han sido comparadoscon modelos teóricos simplificados que simulan lapropagación de las ondas ultrasónicas en estos ma-teriales bituminosos fisurados, los cuales han sidodeducidos previamente mediante un planteamientoanalítico y han permitido la correcta interpretaciónde dichos datos empíricos. Posteriormente, estos mo -delos se han calibrado mediante los resultados delaboratorio, proporcionándose sus expresiones mate -máticas generalizadas y gráficas para su uso rutinarioen las aplicaciones prácticas.

Mediante los ensayos con ultrasonidos efectuados encampañas llevadas a cabo in situ, acompañados de laextracción de testigos del firme, se han podido evaluar






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los modelos propuestos. El máximo error relativopromedio en la estimación de la profundidad de lasfisuras al aplicar dichos modelos no ha superado el 13%,con un nivel de confianza del 95%, en el conjunto detodos los ensayos realizados. La comprobación in situde los modelos ha permitido establecer los criteriosy las necesarias recomendaciones para su utilizaciónsobre firmes en servicio. La experiencia obtenidaposibilita la integración de esta metodología entrelas técnicas de auscultación para la gestión de su con-servación.

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1. IntroducciónLos firmes, como cualquier otra construcción, desdesu puesta en servicio y a lo largo de toda su vida útil seven sometidos a muy diversos procesos de deterioro,entre los cuales la fisuración constituye uno de losprincipales modos de fallo. Los métodos tradicionalesde dimensionamiento de firmes asfálticos, e inclusomuchas de las soluciones de rehabilitación basadas enel recrecimiento con nuevas capas bituminosas, hanaceptado que las fisuras se iniciaban en el fondo de lascapas asfálticas debido a fenómenos de fatiga por efectode las solicitaciones del tráfico, o bien eran reflejadasdesde otras capas inferiores más rígidas y se propaga-ban hacia la superficie (“bottom-up cracking”, BUC).

Sin embargo, investigaciones teóricas y experimen-tales en la última década han demostrado que elmecanismo de deterioro por fisuración originada enla superficie del pavimento y con propagación des -cendente (“top-down cracking”, TDC) constituye unode los más frecuentes e importantes modos dedegradación que tienen lugar en los firmes bitumi-nosos y que, con frecuencia, las fisuras de fatiga tam-bién pueden iniciarse en la superficie y propagarsehacia abajo (Myers et al., 1998; Baladi et al., 2003; AAT,2004; Croll, 2009), como sucede con las fisuras de fatigatérmica, e incluso también con algunas grietas refle-jadas (Nesnas & Nunn, 2006). También se ha demos -trado que presenta un gran impacto y afección sobreestos firmes: las fisuras TDC se identificaron en 22países europeos como la tercera causa de deterioro

observada, después de las roderas y la pérdida deresistencia al deslizamiento, y por encima de los otrostipos de fisuración (Acción COST 333, European Com-mission, 1999). De la misma manera, varios estudiosrealizados por los Departamentos de Transportes dealgunos estados norteamericanos como Colorado(Harmelink & Aschenbrener, 2003) y Michigan (Baladiet al., 2003) (Fig. 1) han concluido que la fisuracióndescendente se daba con una frecuencia entre tres ycuatro veces superior que la fisuración reflejada desdecapas inferiores. Por otra parte, también según la inves -tigación realizada en la Acción COST 324 (EuropeanCommission, 1997) con la participación de 15 estadoseuropeos, el segundo indicador de comportamientode mayor importancia relativa como causa para la con-servación de los firmes en la red principal de carreterasresultó ser el agrietamiento de la capa superficial.

En sus etapas iniciales las fisuras originadas en super-ficie del pavimento (principalmente grietas longitudi-nales en los bordes de las bandas de rodadura o entreéstas, como muestran las Figuras 1 y 2a) suelen afectarexclusivamente a las propiedades superficiales, peroal ir extendiéndose, interconectándose y aumentandosu profundidad (apareciendo morfologías transver-sales [Fig. 2b], oblicuas, en forma de estrella, en bloqueso combinadas), facilitan la penetración del agua haciael interior debilitando la estructura, la adherenciaentre capas y generando la desintegración del firmee incluso de su cimiento (daño estructural). La expe-riencia ha puesto de manifiesto que la TDC puede serobservada en muy diferentes condiciones climáticas,






incluyendo climas templados (ARA & ERES ConsultantsDivision, 2004), bajo intensa acción de la radia ciónultravioleta y en estructuras de firme de importanteespesor (por encima de 16-18 cm de mezclas asfálti-cas) y semirrígidas (o incluso cuando el módulo de lascapas granulares y de la explanada resulta más ele-vado). La edad o tiempo en servicio del firme a partirdel cual han comenzado a ser observadas oscilanentre uno y diez años desde la construcción del firme.

Desde finales de los años 90 el reconocimiento delimpacto de la TDC en el ciclo de vida de los firmesasfálticos y su complejidad ha dado lugar a numerososanálisis sobre sus patrones geométricos, factores deinfluencia y mecanismos que gobiernan la iniciación ypropagación (además de los trabajos ya mencionados,puede citarse a Matsuno & Nishizawa, 1984; Uhlmeyeret al., 2000; Freitas et al., 2002; Witczak & El-Basyouny,2004; University of Florida, 2008). Constituye un com-plejo modo de deterioro superficial cuyos mecanis-mos aún no han sido completamente resueltos, si bienla combinación de tensiones tangenciales y de trac-ción por la interacción neumático-pavimento, las ten-siones térmicas diferenciales y gradientes verticalesde temperatura, la pérdida de adhesión entre capas,los gradientes de rigidez, los defectos constructivos yde materiales, así como el envejecimiento prematurodel betún, se han reconocido como factores influ -yentes. Sin embargo, todavía en la actualidad se precisaun mayor esfuerzo orientado hacia campañas deobtención de datos empíricos sobre firmes en servi-cio que identifiquen y evalúen la fisuración iniciada

en la superficie de los firmes, especialmente en lascarreteras españolas, ya que hasta el momento deesta investigación no existían datos publicados ennuestro país sobre este modo de fallo.

La fisuración descendente adquiere especial relevan-cia en el diseño, construcción y conservación de losdenominados firmes asfálticos de larga duración (tam-bién denominados “pavimentos perpetuos”, de bajomantenimiento o de vida extendida). Esta concepciónde los firmes exige, además de un adecuado diseño yconstrucción, mantener confinados los deterioros y,en consecuencia, las tareas de conservación sobre lacapa superficial más fácilmente accesible y reparable,de modo que no se precisen importantes operacionesde rehabilitación estructural o reconstrucción porquelos deterioros no deben afectar a las capas inferiores,necesitando solamente renovaciones periódicas de larodadura (Newcomb et al., 2001; Timm & Newcomb,2006). En este sentido, el correcto control y monitori -zación mediante inspecciones periódicas del progresode los deterioros como la TDC adquiere una impor-tancia trascendental para incrementar su ciclo devida, garantizar su durabilidad y reducir los costes derehabilitación futuros. Para ello, y en el contexto delos Sistemas de Gestión de Firmes (PMS), resultaríanecesario disponer de técnicas y procedimientos deauscultación que permitiesen un mejor conocimientode las condiciones y niveles de deterioro por TDC,determinando su profundidad y extensión para opti-mizar las decisiones de dónde y cuándo intervenir, asícomo la profundidad del tratamiento. Resultaría esen-

Figura 1.- Ejemplo de fisuras longitudinales de tipo TDC en la I-25 y calicata para su inspección (Michigan, USA, 2000). [Fuente: Baladi et al., 2003].

Figura 2.- Ejemplos de fisuras de tipo TDC en la GC-3 y testigo extraído (Las Palmas de Gran Canaria, 2010).

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cial establecer metodologías que permitiesen la iden-tificación precisa in situ de la TDC, discriminándolapor ejemplo de la fisuración de tipo ascendente, asícomo el seguimiento de su progreso mediante con-troles periódicos.

1.1. Problemática actual en la cuantificacióndel nivel de deterioro por TDC y la determinación de su profundidad

Un modelo de deterioro por TDC en firmes asfálticosha sido incorporado en la metodología establecida enla Mechanistic-Empirical (M-E) Design Guide for new andrehabilitated pavement structures, MEPDG (ARA & ERESConsultants Division, 2004) y en su manual de apli-cación (ARA, 2007), si bien solamente para el caso defisuras longitudinales provocadas por la acción acu-mulada del tráfico. Pero incluso en estos actuales yavanzados métodos de diseño M-E de firmes, existenimportantes limitaciones en cuanto a la selección de lamagnitud que se utiliza como representativa paramedir y cuantificar el nivel de deterioro por TDC asícomo los umbrales críticos de fallo a partir de loscuales se considera agotado el pavimento. Por ejem-plo, en la anterior metodología y para los deteriorospor fisuración, se ha adoptado para dicha magnitud obien el área de superficie fisurada o bien la longitudde las fisuras (caso de deterioro por TDC), lo cual vienesiendo tradicionalmente aceptado desde los primerosmétodos de diseño AASHTO, debido a que otras posi-bles variables como la profundidad de las grietas

resultan en la práctica difíciles de medir in situ deforma rápida, sencilla y fiable.

Sin embargo, las observaciones empíricas en ensayosde laboratorio y sobre firmes en servicio han reveladoque las fisuras no aparecen de forma significativa enlos primeros años de vida de la mezcla bituminosa(fase de nucleación o micro-fisuración) sino que sue-len hacerlo repentinamente y con propagación másrápida a partir de cierta edad o umbral de daño acu-mulado (fase de macro-fisuración), esta última decarácter irreversible (Zhang et al., 2001a, 2001b;Birgisson et al., 2002; Wang et al., 2005). En el caso defirmes con un nivel de fisuración aún bajo, cuando seadopta la longitud de las fisuras como magnitudrepresentativa del deterioro, el patrón anterior nopuede entonces ser observado de forma clara y, enocasiones, presenta variaciones anómalas. Dichasanomalías pueden deberse a que el mecanismo defisuración se desarrolla en forma de escalones (Jacobset al., 1996; Kim et al., 1997; Roque et al., 1999), comoestablece el modelo “HMA Fracture Mechanics” (Zhanget al., 2001a, 2001b; Birgisson et al., 2002; Sangpetngamet al., 2003), o a errores de medida o clasificacióndebido a las dificultades inherentes a su correcta iden-tificación en estas fases iniciales. Las mencionadasinconsistencias en los datos empíricos de fisuraciónlongitudinal ya han sido puestas de manifiesto ante-riormente por otras investigaciones (Fugro-BRE, 2001;Wang et al., 2005). Por lo tanto, por todas estas razonessería preferible la utilización de la profundidad de lasfisuras como magnitud para cuantificar el nivel de

deterioro por TDC, ya que esta última influye deforma decisiva en su durabilidad y es la que deberíatomarse como criterio a la hora de adoptar decisionessobre la rehabilitación del firme.

Pero la principal dificultad radica en que hasta el mo-mento se dispone de pocas herramientas eficacespara la identificación inequívoca de las fisuras iniciadasen superficie del resto de deterioros que incluyenfisuración. Los métodos típicamente utilizados para laevaluación de la fisuración suelen ser la inspección vi-sual y la extracción de testigos, pero ambos presentaninconvenientes. La simple inspección visual no per-mite determinar si una fisura observada sobre la super-ficie de un firme ha tenido origen en la propia superficieo procede de las capas inferiores. Por supuesto tampocopermite estimar su profundidad; ni siquiera identificarsu extensión, es decir si la fisuración es parcial o com-pleta (afecta a todo el espesor asfáltico). La extracciónde testigos del firme (Figura 2c) constituye en la ac-tua lidad el procedimiento habitual para determinar laprofundidad de afección de las fisuras. Sin embargo,sus principales inconvenientes son su carácter destruc -tivo y las prolongadas interrupciones de tráfico nece-sarias, lo cual se traduce en importantes tiempos ycostes de ejecución, de manera que sólo puedeobtenerse un reducido muestreo en cada investi-gación. Por otra parte, de acuerdo con nuestra propiaexperiencia en las campañas efectuadas, con avanza-dos estados de fisuración el testigo extraído puederesultar completamente fracturado y, por ello, resul-tar muy difícil (y en ocasiones imposible) la determi-

nación precisa de la profundidad de la grieta, inclusotambién sobre la pared del orificio. Además, la infor-mación que proporcionan tiene sólo carácter puntual,restringida a los puntos en los que se ha efectuado latestificación.

En consecuencia, se precisa más investigación sobreotras técnicas que resulten sencillas, económicas yrápidas de operar para la identificación, el seguimientoy control in situ de la propagación de las fisuras des -cendentes a lo largo de la vida útil del firme. Además,han de permitir la determinación con suficiente fiabi -lidad y alto rendimiento de la profundidad y extensiónde este daño sobre los firmes en servicio sin necesidadde largas interrupciones del tráfico ni de su ulteriorreparación. En este sentido, los métodos de auscul -tación de mayor rendimiento suelen ser los ensayosno destructivos (“Non-Destructive Testing”, NDT). Peroalgunos de estos sistemas empleados habitualmenteen la ingeniería de pavimentos para su evaluación nodestructiva (NDE) o no resultan aplicables para estepropósito o no resuelven completamente el proble -ma. De hecho, la profundidad de la fisuración es unade las propiedades de la superficie de la carretera másdifíciles de medir y evaluar usando equipos NDT.

Por ejemplo, las técnicas automáticas Vídeo-Láser,incluso las más modernas que incorporan cámaras devídeo 3D (de alta velocidad y definición con procesa -miento digital de las imágenes) y proyectores láserlineales emparejados como los equipos LCMS (“LaserCrack Measurement System”), no permiten la medición






de la profundidad real de las fisuras. La profundidadque puede percibir el láser es aproximadamente lavisible, pero no la verdadera profundidad estructuralde la grieta. Es decir, con estos equipos se puede aco -meter una inspección de las características superfi-ciales de la fisuración pero no distinguir a qué capasestá afectando cada fisura.

Las metodologías y dispositivos de ensayo basados enla medida de deflexiones como los deflectómetros deimpacto (FWD) y dispositivos similares, aunque posi-bilitan conocer el estado estructural de un firmerelacionado con su nivel de deterioro, no permiten unaevaluación de la geometría de determinados defectoscomo el tamaño de las fisuras, debido a que las defle -xiones resultan excesivamente sensibles a otros muchosparámetros (rigideces y espesores de las capas, propie -dades de la subestructura del firme, etc.) que tienenmayor influencia sobre los resultados que la presenciade tales defectos superficiales (Tertre et al., 2010).

Otras técnicas NDT que emplean pulsos electromag-néticos cortos de radiofrecuencia como el geo-radar(“Ground Penetrating Radar”, GPR) presentan el incon-veniente de una muy compleja interpretación deresultados en la detección de defectos con caracterís-ticas y geometrías muy variables, requiriendo paraello una alta especialización y experiencia con estametodología. El GPR se ha empleado para identificardisminuciones de la rigidez de las capas debido a laexistencia de fisuras (Hugo et al., 2008), así como parala investigación de grietas longitudinales y transver-

sales en procesos de degradación extensiva en pavi-mentos asfálticos mediante un análisis cuantitativocomparado de la atenuación de la señal con la profun-didad. Y si bien, según algunos investigadores ofrece laposibilidad de estudiar algunas de las posibles causasde estos deterioros (Colagrande et al., 2007), la actualtecnología no proporciona suficiente precisión en laestimación de la profundidad de la TDC. Más reciente-mente, la técnica GPR con medidas a alta velocidadsobre el firme ha sido objeto de investigación en elmarco del Second Strategic Highway Research Program(SHRP 2. Renewal Project R06C) (Wimsatt et al., 2009).

Los ensayos de evaluación no destructiva que empleanondas elásticas (sísmicas) transitorias también hansido aplicados sobre materiales de pavimentación.Algunas de estas técnicas son, por ejemplo: UPV (“Ultra -sonic Pulse Velocity”), UBW (“Ultrasonic Body Waves”),USW (“Ultrasonic Surface Waves”), AU (“Acousto-Ultra-sonics”), IE (“Impact-Echo”), UPE (“Ultrasonic Pulse-Echo”), SASW (“Spectral Analysis of Surface Waves”), FTC(“Fourier Transmission Coefficient”), IR (“Impulse-Res -ponse”) y P-A (“Phased-Array”), entre las más conocidas.Para la auscultación sistemática de los firmes se han de-sarrollado equipos capaces de realizar NDT medianteondas sónicas y ultrasónicas con un elevado rendi -miento al ir incorporados en el equipamiento de unremolque, como por ejemplo el “Seismic Pavement An-alyzer” (SPA), desarrollado bajo el Strategic HighwayResearch Program (SHRP) en la Universidad de Texas atEl Paso (Nazarian et al., 1993), del cual existe inclusouna versión portátil más simplificada (“Portable Seis-

mic Pavement Analyzer”, PSPA). Sin embargo, tampocoeste tipo de equipos han sido concebidos para laauscultación de deterioros de pequeñas dimensiones,por lo que no resultan aplicables en la evaluación dela profundidad de las fisuras descendentes que afectenexclusivamente a las capas superiores del firme, puessólo podrían ser detectadas cuado evolucionasen haciafisuras completas afectando a todo el espesor de éste,pero no en sus primeras fases iniciales.

1.2. Técnicas ultrasónicas en materialesasfálticos: principales limitaciones ynecesidad de investigación adicional

La mayoría de las técnicas para la determinación de laprofundidad de una grieta basadas en ondas elásticas,empleadas hasta la fecha en otros materiales comometales, plásticos y hormigones, se fundamentan enel análisis de las amplitudes del pulso, las velocidadesde propagación o el contenido en frecuencias de laseñal tras la dispersión de las ondas. Pero, la aplicaciónde muchas de las técnicas microsísmicas sobre losmateriales de composición multifase con microestru -ctura interna heterogénea presenta diversos inconve-nientes por los problemas de múltiples dispersionesde las ondas y la limitación de la profundidad depenetración en el material investigado, debido a laelevada atenuación. Esto obliga a una adecuada elec-ción de la metodología de ensayo y del tipo de sensores,así como a la necesidad de limitar las frecuencias deoperación para reducir los anteriores inconvenientesque conducen a errores en las medidas, lo que puede

entonces provocar que las ondas no sean sensibles adefectos de muy pequeñas dimensiones.

En el caso particular de las mezclas bituminosas existela dificultad añadida de su naturaleza viscoelástica ysu complejo comportamiento mecánico dependientede la temperatura, de la frecuencia de excitación eincluso del grado de envejecimiento del ligante,influyendo en sus propiedades acústicas. Por otrolado, la velocidad de fase, atenuación y dispersión queexperimentan las ondas sísmicas en estos materialesviscoelásticos resulta altamente dependiente de lafrecuencia (Hauwaert et al., 1998; In et al., 2009), comose muestra en la Figura 3. Además, dichas propiedades

Figura 3.- Atenuación de las ondas ultrasónicas en una mezclaasfáltica y su dependencia con la frecuencia (T=22 ºC).

Comparación con la atenuación en una pasta de cemento Portland. [Fuente: In et al., 2009].






transmisión. Estos transductores de tipo “CouplantPlate Contact” (CPC) o también denominados FPC(“Flat Plate Contact”) presentan varios inconvenientes:la aplicación de dicha sustancia ralentiza el procedi -miento de medición y perjudica la limpieza del proce -so; su aplicabilidad resulta limitada sobre superficiesmuy rugosas, porosas o de fuerte curvatura, reducién -dose la repetibilidad de las mediciones sobre éstas;existe la posibilidad de errores en las medidas debidoal tamaño del área de contacto en relación con la dis-tancia entre transductores (Khazanovich et al., 2005),así como por la gran abertura del haz sónico de estossensores (especialmente cuando se emplean bajasfrecuencias).

En consecuencia, existe una importante necesidad demayores esfuerzos en la investigación de técnicas parala evaluación no destructiva de la fisuración medianteultrasonidos, que contribuyan a superar las actuales

limitaciones y puedan utilizarse en las aplicacionesprácticas sobre firmes en servicio. En este sentido lostransductores de contacto seco (“Dry Point Contact”,DPC), al ofrecer un contacto de tipo puntual podríanevitar algunos de los problemas de acoplamiento men-cionados y proporcionar una alternativa a los trans-ductores CPC tradicionales especialmente sobre lassuperficies muy irregulares y porosas de las mezclasasfálticas (Franesqui, 2011; Franesqui et al., 2011). Asípodría mejorarse la repetibilidad y redu cirse los errorespor deficiencias de acoplamiento, siendo ademássuficientemente robustos (Fig. 4). Sin embargo, lostransductores DPC también pueden presentar ciertosinconvenientes en las aplicaciones prácticas, ya que lasmedidas pueden verse afectadas por la inclinación deltransductor y la presión de contacto que se ejerzasobre éste (Nesvijski, 2003), por lo que se precisa pro-fun dizar en la investigación de éstos y otros factorespara su empleo sobre los materiales bituminosos.



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son igualmente dependientes del tipo de transduc-tores y sistema de acoplamiento empleados.

Además, las mediciones pueden verse afectadas porel contenido de humedad en los poros y por la natu-raleza, granulometría y tamaño máximo de los áridos.Existen también dificultades para su aplicación rela-cionadas con los problemas de acoplamiento entrelos transductores y la superficie rugosa, muy irregulary con múltiples poros de los pavimentos (que se tra-duce en mediciones sometidas a mayores errores ydispersión de resultados), la anisotropía en estratoshorizontales y la compleja interpretación de los resul-tados debido a los altos niveles de atenuación yruido en la señal. La elección del tipo de sensores, lafrecuencia de pulso más adecuada en cada caso, eincluso la selección de la ubicación sobre la superficiedel material donde han de realizarse las medicioneses aún un problema no completamente resuelto(Hauwaert et al., 1998).

Por ello, la aplicación de los ultrasonidos a los mate-riales asfálticos compuestos como las mezclas bitu-minosas ha sido tradicionalmente bastante limitada(Moore et al., 1978; Smith & Lytton, 1985; Rose et al.,1987; Rose & Pilarski, 1988) y aún continua siéndoloen la actualidad, habiéndose centrado principalmenteen la caracterización de sus propiedades mecánicas,en la estimación de la vida útil a fatiga y en la detecciónde ciertos defectos como huecos y segregaciones. Sinembargo, ha sido escasa la investigación aplicada a laevaluación de los defectos de tipo fisuración en los

pavimentos mediante técnicas ultrasónicas (Khaz-anovich et al., 2005), si bien el estudio de la dispersiónelastodinámica de ondas elásticas inducida por fisurasabiertas en la superficie de materiales metálicos yhormigones convencionales haya sido utilizado parael análisis de estos defectos superficiales desde hace almenos tres décadas (Achenbach et al., 1980; Mendel-sohn et al., 1980; Wu et al., 1995; Kee & Zhu, 2010). Lascaracterísticas de fase del frente de ondas difractadaspor la fisura ofrecen importante información sobre lageometría de la grieta, pero a causa de la interacciónentre las ondas incidentes y multirreflejadas por suscontornos que inducen fenómenos de dispersión encampo cercano, la determinación no destructiva de laprofundidad de una fisura mediante ondas elásticasno resulta en absoluto un problema trivial (Wu, 1999).

Los ensayos con técnicas ultrasónicas emplean ondascon frecuencias por encima de 20 kHz generadas yrecogidas por sendos transductores piezoeléctricos.La señal recibida proporciona información sobre laspropiedades del medio de transmisión y posiblesdefectos en éste. Los dispositivos generalmente soneconómicos y portátiles, las muestras no requierenpreparación previa y las ondas producidas no son peli-grosas. Los transductores más tradicionales y conoci-dos presentan una superficie de contacto plana yrequieren el empleo de un medio auxiliar de acopla -miento (generalmente sustancias grasas o ceras), demanera que se reduzca la diferencia de impedanciasacústicas entre el aire interpuesto y ambas superficies,con el fin de que pueda aumentarse el coeficiente de

94

Figura 4.- a) Transductor con extensión de perfil exponencial para mediciones de contacto seco (DPC) [Fuente: Nesvijski, 2003]; b) Detalle del apoyo de un transductor DPC sobre una probeta de mezcla asfáltica.



1.3. Propósito de la investigaciónDe acuerdo con las necesidades planteadas en losapartados anteriores, el objeto de esta investigaciónteórica y experimental ha sido el desarrollo de técni-cas y procedimientos no destructivos que resultensencillos de implementar y económicos, pero a su vezde alto rendimiento, para la identificación in situ deldeterioro por fisuración descendente y que ademáspermitan auscultar con suficiente precisión su profun -didad y extensión, posibilitando así el control de suevolución.

Además, resulta necesaria la deducción de modelosteóricos iniciales que permitan simular los fenómenosde propagación de las ondas en estos materiales asfál -ticos y la correcta interpretación de los resultados, yaque en ninguno de los anteriores trabajos publicadossobre la utilización de técnicas ultrasónicas de auto-calibración en mezclas bituminosas, que permitancompensar los errores de acoplamiento, se ha plan -teado modelo teórico alguno, ni analítico ni numérico;ni siquiera de tipo aproximado (Khazanovich et al.,2005). Por esta razón, la deducción de modelos mate -máticos de propagación de los ultrasonidos en presen-cia de una fisura sobre un pavimento ha sido tambiénuno de los principales objetivos del presente trabajo.

Adicionalmente, y puesto que para el desarrollo de latécnica se precisa de la obtención previa de datosempíricos sobre la TDC en pavimentos en servicio, elanálisis de su afección e impacto sobre nuestras carre -teras ha sido igualmente objeto de investigación, en

las cuales hasta la fecha no se había abordado suestudio (Franesqui, 2011). De hecho, incluso en la ac-tualidad e internacionalmente, no resultan tan nume -rosos los datos y estudios disponibles sobre este tipode deterioro de los firmes si se compara por ejemplocon otros mecanismos de fallo como la fisuraciónpor fatiga, por retracción térmica o reflejada. Por ello,en este estudio se ha analizado por primera vez enEspaña su impacto sobre los firmes bituminosos declimas templados (exentos de problemas de fisuraciónpor retracción a bajas temperaturas y limitados gra-dientes térmicos), con reducida pluviometría (menorincidencia del efecto de la acción del agua sobre losfirmes) y sometidos a una intensa acción de la radia -ción ultravioleta, tratando de identificar sus posiblescausas y evaluando su incidencia en función del tiempoen servicio transcurrido.

2. MetodologíaPara la consecución de los objetivos postulados, eldesarrollo metodológico de la investigación ha comen-zado con la deducción analítica de modelos teóricossimplificados (modelos “mecánicos”) que permitiesenla simulación de los fenómenos de propagación de lasondas en los materiales objeto de estudio y la inter-pretación de los resultados bajo determinadas condi-ciones experimentales.

Estos modelos iniciales han sido posteriormentecalibrados con los resultados de los ensayos de dos

campañas completas con ultrasonidos sobre probe-tas de laboratorio (modelos “mecánico-empíricos”),que han permitido validar la aplicación de las técnicase instrumentos utilizados, así como el estudio siste -mático y controlado del efecto de diferentes variablesy condiciones de ensayo, entre las que se incluyen:distintos tipos de instrumentos de ultrasonidos y transductores (CPC y DPC), operando con varias frecuen-cias de excitación, bases de medida (de 70 a 200 mm),modos de medición y de colocación de los sensores(con excentricidades hasta 55 mm); diferentes tiposde mezclas bituminosas de pavimentación (AC, SMAy PA), con distintas composiciones, macrotexturas ypropiedades mecánicas; varias temperaturas del ma-terial durante el proceso de medición (entre 5 y 35 ºC);diferentes espesores de firme asfáltico e incluso conpresencia de interfases despegadas o con insuficienteadherencia; posibilidad de algún tipo de relleno y deagua en las grietas; y, por supuesto, un amplio rangode posibles profundidades de fisura (entre 0 y 70 mm).

La necesidad de comprobar estos modelos obtenidosen laboratorio sobre firmes en servicio ha requeridotambién la realización de ensayos con ultrasonidos insitu (cuatro campañas) acompañados con la extrac ciónde testigos del firme sobre dichas grietas, para lo cualha sido necesario llevar a cabo previamente extensivascampañas de inspección y evaluación de los deteriorosde tipo fisuración sobre los firmes investigados.

De estos últimos estudios se ha obtenido una valiosainformación consistente en datos empíricos sobre el

deterioro por TDC y su afección. Con los datos regis -trados en las mediciones y testificación sobre pavi-mentos se ha podido evaluar la aplicación prácticade esta metodología no destructiva y estimar las in-certidumbres de los modelos calibrados propuestospara la auscultación de la profundidad de las fisuras,verificando la posibilidad de su utilización sistemáticacomo técnica de auscultación integrante de un siste -ma de gestión de firmes.

2.1. Técnica de autocalibración

Se ha aplicado el método más sencillo entre lastécnicas que emplean ultrasonidos, consistente enel análisis de la velocidad del pulso ultrasónico(“Ultrasonic Pulse Velocity”, UPV) en el dominio deltiempo, midiendo en modos tiempo de transmisión(“time-of-flight”) y velocidad de propagación de lasondas elásticas en ensayos transitorios. La configu-ración o esquema utilizado consiste en la realizaciónde las medidas de transmisión del pulso sobre unasola cara del material (única superficie accesible enel caso de los pavimentos), lo cual hace intervenirtanto a ondas elásticas de superficie como a ondasque se propagan a través de la masa del material.

Con el fin de minimizar algunos de los problemasasociados a las dificultades de acoplamiento entre lostransductores y la superficie de la mezcla asfáltica, seha utilizado un procedimiento de autocalibración.Esto permite autocompensar dichos errores de medi -ción, así como los provocados por las heterogenei-






dades internas y de la superficie del material, evitán-dose la necesidad de una calibración local previa.Además posibilita obviar el conocimiento inicial de laspropiedades mecánicas y de la velocidad de propa-gación en el material ensayado, así como de las car-acterísticas de las ondas empleadas, al basarse enratios de mediciones donde dichas propiedades semantienen hipotéticamente constantes.

La técnica aplicada es una variante simplificada delmétodo de autocalibración FTC (“Fourier TransmissionCoefficient”), anteriormente aplicado principalmentesobre materiales metálicos y placas de hormigón(Achenbach et al., 1992; Popovic et al., 1998; Popovicet al., 2000). La simplificación del método anterior haconsistido en realizar exclusivamente dos tipos demediciones: una de ellas en sentido longitudinal a lafisura (sobre material sano, a unos 5-10 cm de ésta) yla otra en sentido transversal, con los traductorescruzando la grieta (ver Figura 5). Esta última medidaobtiene el tiempo requerido por las ondas generadasen el emisor sobre la superficie a un lado de la fisurapara alcanzar el vértice inferior de ésta, difractarse entorno a él y ser de nuevo capturadas por el receptormontado también sobre la superficie al otro lado. Conambas medidas se calcula su ratio o cociente, querepresenta físicamente un coeficiente de transmisiónen la propagación del pulso ultrasónico debido a lapresencia de la fisura, la cual intercepta la propagaciónde las ondas por la superficie del material. Además deminimizar el efecto de aquellos factores influyentesque actúan de la misma manera sobre los resultados

de ambas mediciones (mediciones relativas o auto-compensadas), según algunos estudios previos sobreotros materiales, las relaciones calculadas no se venafectadas por la achura de la grieta ni por la forma desu punta (Popovic et al., 2000).

Para la aplicación de la técnica se asume la propa-gación de las ondas elásticas en un semiespacio segúnel método de la acústica geométrica basado en rayoslineales. Éstos representan las direcciones principalesde propagación de los frentes de ondas. De acuerdocon la Figura 5, suponiendo una velocidad de propa-gación constante en todo el recorrido de la onda(medio homogéneo) y puesto que la distancia entretransductores también se mantiene constante en lasdos medidas:

(Ec. 1)

siendo:B = Base o distancia lineal entre ejes de transductores;VL; VT = velocidad media del pulso en la medida longi-

tudinal y transversal a la fisura, respectivamente;tL; tT = tiempo de transmisión del pulso entre ambos

transductores en la medida longitudinal ytransversal a la fisura, respectivamente.

Resulta preciso hacer notar que VT es en realidad unavelocidad aparente, mientras que VL (en el ensayo lon-gitudinal) es una velocidad real. Ya que esta últimapuede suponerse constante en el mismo material bajo

las mismas condiciones de temperatura (homoge -neidad) e igual en todas las direcciones (asumiendoisotropía de la mezcla asfáltica en estos pequeñosespesores de capa), se puede calcular fácilmente larelación entre las distancias recorridas por ambas ondas(longitudinal y transversal) y demostrar que resultadirectamente proporcional al ratio entre los corres -pondientes tiempos de transmisión, o inversamenteproporcional a la relación entre sus velocidadesaparentes:

(Ec. 2)

donde:d = distancia recorrida por la onda ultrasónica difrac-tada en el ensayo transversal.

2.2. Materiales y preparación de probetas

La investigación se ha realizado sobre tres tipos demezclas bituminosas en caliente (MBC) habitualmenteempleadas en capas de rodadura como son las de tipohormigón bituminoso (AC), las “Stone Mastic Asphalt”(SMA) 1 y las mezclas denantes (PA). Estos tipos demezclas presentan granulometrías, porcentajes dehuecos y macrotexturas bastante diferentes entresí. Además, se han empleado dos tipos de ligantes ytambién áridos de dos diferentes naturalezas y proce-dencias, por lo que los resultados obtenido resultanrepresentativos del comportamiento de los ultraso -nidos en un amplio espectro de materiales usados enpavimentación.

La formulación de las mezclas AC y PA ensayadas seajusta a las especificaciones españolas establecidasen el PG-3 (O.C. 24/2008), en particular a sus husosgranulométricos. La de tipo SMA se ha formulado deacuerdo con la UNE EN 13108-5. A continuación seresumen algunas de las características principalesde éstas.

En el conjunto de las dos campañas de ensayos delaboratorio efectuadas se han preparado siete series

Figura 5.- Esquema de las mediciones longitudinal y transversal a la fisura para la aplicación de la técnica

de autocalibración empleada.

1 Las mezclas tipo SMA, aunque hasta la fecha no son habituales paracapas de rodadura en España como por ejemplo las discontinuas tipoBBTM, sí son utilizadas frecuentemente en otros países. Por este motivohan sido elegidas como uno de los materiales a estudiar en esta inves-tigación. Por otra parte, a efectos de propagación de las ondas elásticas,los posibles modelos para mezclas tipo BBTM pueden interpolarse comoun caso intermedio entre las AC y las PA.






niveles de ruido coherente (por la microestructura).Además, las frecuencias deberían reducirse a medidaque aumenta la profundidad de las fisuras y la tempe -ratura, por los efectos de la dispersión de ondas. Por ello,uno de los objetivos de la inves tigación en laboratorioera verificar las frecuencias empleadas (entre 50 y 70kHz), las cuales se han demos trado eficaces para operarcon este tipo de materiales bituminosos.

El aparato de ultrasonidos con transductores tipoDPC utilizado en este estudio (denominado comer-cialmente Ultrasonic Tester JME UK1401) es un equipode alta portabilidad por sus muy reducidas dimen-siones y está equipado con dos transductores decontacto seco separados 150 mm (Base). Cada trans-ductor puede actuar como receptor o transmisor. El

dispositivo mide los tiempos (en μs) de propagaciónde las ondas ultrasónicas longitudinales en el materialen que se apoyan los transductores (si opera en modotiempo) y puede reconvertir mediante un sencillo cál-culo interno tal medición en velocidad de propaga -ción (en m/s) de la señal (si opera en modo velocidad).Este tipo de aparatos de ultrasonidos con transduc-tores de contacto seco ha sido aplicado por primeravez en España sobre mezclas asfálticas en la presenteinvestigación. El otro instrumento de ultrasonidosempleado (Ultrasonic Tester Steinkamp BP-5) es unequipo convencional con transductores CPC de con-figuración cilíndrica, con caras planas y que requierenla utilización de un medio o sustancia que asegure latransmisión acústica entre dicha cara y la superficiedel material ensayado.




de probetas (para los tres materiales) compactadascon forma de placas cuadradas, similares a las utili -zadas para los ensayos de rodadura, de dimensiones300 mm x 300 mm x 50 mm (espesor). Con estas pro-betas básicas se procedió a generar las diferentesprobetas paralelepipédicas mediante corte de lasanteriores, obteniéndose elementos de longitud 300±5mm, alturas de 150±1 mm, 80±1 mm y 60±1 mm, yespesor o canto de 50±1 mm (como puede verse enel esquema de la Figura 6), sobre las que se efectuaronlos ensayos con ultrasonidos. En total han sido ensa -yadas 70 probetas en el laboratorio.

2.3. Equipos de ultrasonidos

Debido a la naturaleza heterogénea y propiedadesviscoelásticas de las mezclas asfálticas, que provocanalta atenuación de las ondas (por fenómenos de absor-ción y dispersión), y al tamaño de los defectos investiga-dos, se precisan altas energías de pulso y relativamentebajas frecuencias de excitación, si bien las más altasfrecuencias presentarían mejor directividad y unasuperior sensibilidad y resolución. En hormigonesconvencionales de cemento las frecuencias empleadassuelen ser inferiores a 100-150 kHz para evitar los altos

100

Tabla 1.- Tipos de mezclas bituminosas en caliente utilizadas en la investigación para la fabricación de probetas de laboratorio y resumen de sus propiedades.

Material a: Material b: Material c:AC16 surf 50/70 S SMA 11 50/70 PA 11 BM-3c

Árido fino Calizo Calizo CalizoÁrido grueso Calizo Pórfido PórfidoContenido de betún s./ áridos (%) 4,8 7,0 4,6Tipo de ligante B50/70 B50/70 BMP tipo BM-3cContenido de fibras de celulosa (%) - 0,4 -Densidad máxima (g/cm3) UNE-EN 12697-5 2,283 2,479 2,555Densidad aparente (g/cm3) UNE-EN 12697-6 Procedimiento B (SSD): 2,210 2,398 -

Densidad aparente (g/cm3) UNE-EN 12697-6 Procedimiento D (por dimensiones) - - 2,021

Huecos de aire (%) UNE-EN 12697-8 5,54 3,27 20,9Figura 6.- Croquis de algunas probetas de la Serie a (Material a, MBC tipo AC16 surf 50/70 S) obtenidas a partir de

las placas de 300 mm x 300 mm x 50 mm. 2ª Campaña.



2.4. Mediciones con ultrasonidos en laboratorio

Sobre las probetas prismáticas se registraron las me-didas en ensayos de velocidades aparentes de propa-gación (en la primera de las campañas efectuadas) yde tiempos de transmisión del pulso ultrasónico (enla segunda campaña de laboratorio).

De acuerdo con el análisis estadístico de la desviaciónestándar de los resultados de las mediciones en el con-junto de todas las campañas de laboratorio efectuadas,cuyo resumen se presenta en la Tabla 3, para limitar loserrores aleatorios en la estimación del promedio deltiempo de transmisión se precisa un mínimo númerode mediciones repetidas en las mismas condicionesexperimentales (tamaño muestral) comprendido entre9 y 12 medidas/probeta, dependiendo del tipo de MBC,para el instrumento de transductores de contacto secoy de 6 para el de transductores convencionales CPC(para un nivel de confianza del 95%).

Los ensayos con ultrasonidos han sido efectuados enunos casos sobre superficies pulidas (cantos lateralesdel corte de las probetas en placa) y en otros sobresuperficies de macrotextura rugosa (cara superior delas probetas en el molde de compactación) en lasdiferentes condiciones previstas de profundidades defisura, bases de medida (B), excentricidad de la posi-ción de transductores con relación al eje de la fisura(e), adherencias entre capas, rellenos en el interior dela grieta de agua y arena saturada, etc. Las medidas sehan realizado a tres diferentes temperaturas (5, 20 y35 ºC) en el interior de una cámara termostática concontrol automático y recirculación interior de aire. Estastemperaturas de ensayo se han alcanzado utilizandoun calefactor-refrigerador digitalmente controlado,manteniendo las probetas un mínimo de 4 horas atemperatura constante (±1 ºC). Las posiciones de me-dida en cada probeta han sido previamente marcadasparalelamente al plano de la entalla para asegurar larepetibilidad en las posiciones de colocación de los

Figura 7.- Aparatos de ultrasonidos utilizados en la investigación: a) Instrumento JME UK1401 con transductores tipo DPC; b) Equipo STEINKAMP BP-5 con transductores CPC.

Tabla 2.- Características principales de los equipos de ultrasonidos empleados en la investigación.

Denominación del dispositivo: Ultrasonic Tester Ultrasonic TesterJME UK1401 STEINKAMP BP-5

Fabricante Acoustic Control Systems (Rusia) Steinkamp (Alemania)Tipo de transductores DPC CPCDistancia entre transductores (Base) 150 mm A elegir por el operadorFrecuencia de pulsos ultrasónicos 70 kHz 50 kHzApreciación en medida de tiempos 0,1 μs 0,1 μsRango de medidas en modo tiempos 15 μs – 100 μs 0,1 μs – 9999,9 μsRango de medidas en modo velocidades 1500 m/s – 9999 m/s -Dimensiones 181 mm x 65 mm x 31 mm 220 mm x 175 x 60 mmDiámetro de los transductores - 27 mmTemperaturas de operación -20 a +50 ºC -20 a +50 ºCPeso 350 g (sin baterías) 830 g (con transductores)

Tabla 3.- Promedios globales de las desviaciones estándar y coeficientes de variación de los tiempos de propagación en probetas de laboratorio.

UK1401 (DPC) BP-5 (CPC)

Promedio de la Desviación Material a (AC16 S) 1,2 μs 0,1 μs

Estándar muestral (s) Material b (SMA 11) 2,7 μs 0,2 μs Material c (PA 11) 2,2 μs 0,2 μs

Promedio del Coeficiente Material a (AC16 S) 3,48% 0,27%

de Variación Material b (SMA 11) 5,72% 0,35%Material c (PA 11) 3,02% 0,37%








3. Deducción de modelosteóricos

Los métodos no destructivos de caracterización demateriales y detección de defectos basados en el aná -lisis de la propagación de ondas elásticas transitoriasrequieren inicialmente el establecimiento de un mo -delo previo, de acuerdo con la geometría del problemay los contornos del medio de propagación en cadacaso, que pueda simular dichos fenómenos en elmaterial objeto de estudio. La suposición inicial demodelos de propagación, aun siendo solamente apro -ximados, es condición necesaria para poder interpre-tar y evaluar posteriormente los resultados empíricos.Sin embargo, hasta la presente investigación no habíansido postulados modelos teóricos, ni analíticos ni nu -méricos, sobre la utilización de técnicas ultrasónicasde autocalibración en mezclas bituminosas.

Los modelos teóricos planteados en este trabajo hansido deducidos algebraicamente mediante la reso -lución simplificada del problema geométrico de lapropagación de las ondas ultrasónicas entre los dostransductores (apoyados sobre la superficie del pavi-mento) en un semiespacio constituido por un medioasimilable a los materiales objeto de estudio e inter-ceptado por una fisura descendente abierta en susuperficie. Para ello se han asumido una serie dehipótesis simplificadoras: suposición de propagaciónlineal de los frentes de ondas como rayos acústicosy transmisión del pulso por difracción en torno alvértice de la fisura; material homogéneo e isótropo


sensores, especialmente con los de contacto puntual,debido a la heterogeneidad de las mezclas asfálticas,como muestra la Figura 8. Las fisuras se han simuladopor medio de entalladuras progresivas de unos 3-4mm de anchura realizadas con sierra circular. Las pro-fundidades ensayadas han sido 0 (sin fisura), 25, 40,50, 60 y 70 mm, con precisión de ±1 mm. Conside -rando todas las condiciones empíricas ensayadas, entotal se han registrado 5247 mediciones individualescon ultrasonidos con el instrumento UK1401 y 10080con el BP-5, por lo que es posible afirmar que los resul -tados obtenidos están sustentados por muy ampliascampañas de investigación en laboratorio.

Dado que los tradicionales medios de acoplamientopara transductores CPC, como grasas o ceras, no resul -

tan adecuados sobre las superficies muy irregulares yporosas de las mezclas bituminosas, uno de los obje-tivos de la investigación ha sido encontrar un materialdiferente para esta función. En las campañas de ensa -yos efectuadas en este estudio, tanto de laboratoriocomo in situ, se ha podido comprobar que el empleode láminas de masilla plástica de 2-3 mm de espesorposibilita una adecuada transmisión del pulso ultra-sónico con los transductores de contacto plano (Fig.9), adaptándose perfectamente a las irregularidadescaracterísticas de las MBC y bajo presiones de con-tacto reducidas. Este material puede además reuti-lizarse para la realización de numerosas medidas ygarantiza la limpieza, rapidez y operatividad delproceso.

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Figura 8.- Medición de tiempos de transmisión de ultrasonidos sobre probetas de laboratorio con aparato de transductores DPC(UK1401): a) Probeta de SMA 11, h=150 mm, z=50 mm; b) Probeta de AC16 S, h=150 mm, z=50 mm.

Figura 9.- Medición de tiempos de transmisión de ultrasonidossobre probetas de laboratorio con aparato de transductores CPC

(BP-5); B=150 mm: a) Probeta de PA 11, h=150 mm, z=50 mm;b) Probeta de AC16 S, h=60+60 mm pegadas, z=60 mm.



(velocidad constante de las ondas); y, finalmente, noconsideración de los efectos de los fenómenos dedispersión y atenuación de las ondas. Bajo estos pos-tulados se han calculado los modelos aproximadospara la determinación del tiempo de transmisión delos ultrasonidos ante la presencia de una TDC, asícomo las expresiones para el coeficiente de trans-misión al aplicar la técnica de autocalibración. En elplanteamiento matemático de los modelos se haanalizado el efecto de diferentes variables geométri-cas (profundidad e inclinación de la fisura; separación,diámetro y excentricidad de los transductores) asícomo de las propiedades mecánicas del material (porejemplo, la presencia de capas con muy diferentesrigideces).

De acuerdo con la anterior (Ec. 2), la profundidad deuna fisura descendente puede ser teóricamente cal-culada a partir del ratio de transmisión de los tiemposo velocidades de propagación de la señal ultrasónicapuesto que, según la geometría representada en laFigura 10, y asumiendo las hipótesis anteriormentepostuladas, la relación entre la distancia (d) recorridapor el frente de ondas en el ensayo transversal y laprofundidad de la grieta (z), para una fisura con unángulo de inclinación (ϕ) resulta:

(Ec. 3)

De la combinación de las ecuaciones (Ec. 2) y (Ec. 3) seobtiene el siguiente modelo de transmisión teórico:

(Ec. 4)

Para fisuras que sean completamente verticales(1/tgϕ=0), la función anterior puede simplificarsecomo sigue:

(Ec. 5)

En su aplicación práctica sobre las fisuras de un firme,dado que a priori la inclinación de la grieta es des -conocida, resulta necesario limitar la profundidadmáxima de las fisuras a las que resulta aplicable estemodelo teórico, dependiendo de la base de medida yde la inclinación de dichas discontinuidades. El análi-sis matemático de la función dada por (Ec. 4) permitededucir que resulta preciso restringir su aplicación aprofundidades relativas de fisura (z/B) que cumplan:(z/B)≤ 0,25 a 0,30, para inclinaciones máximas respectode la horizontal entre 45º y 60º (valores que no suelensuperarse de acuerdo con la experiencia obtenida dela testificación in situ). De la misma manera, el análisisde elasticidad de dicha función ha posibilitado esti-mar el error relativo de los modelos de predicción dela profundidad de las grietas a partir de los valores delcoeficiente de transmisión (tL/tT) medidos, estable-ciéndose la recomendación de proporcionalidad entrela (z) de las fisuras que se pretenden auscultar y la base

(B) utilizada. En cualquier caso, con las bases más anchassiempre la estimación de la profundidad de las fisurasestará sometida a mayores incertidumbres relativasante los posibles errores en la medida del ratio (unerror del 1% en los ratios puede traducirse en estoscasos en un error entre el 1,1% y el 2% en la predicciónde la profundidad absoluta de la grieta). Por el con-trario, las fisuras más someras se auscultarán general-mente con bases más estrechas; en este caso el errorrelativo debido a la aplicación de los modelos depredicción resulta menor (entre el 0,4% y el 1,2%).

La influencia del efecto del diámetro de los transduc-tores CPC sobre el modelo de propagación simplifi-cado propuesto, al modificar el posible recorrido condistancia mínima de la onda, también ha sido estudiadaanalíticamente, demostrándose que resulta necesarioestablecer un límite al máximo diámetro relativo(D/B) admisible en función de la profundidad relativa

Figura 10.- Geometría considerada, y posibles morfologías de grieta, en la propagación de la onda en el ensayo transversal a la fisura para la deducción del modelo teórico simplificado.

Figura 11.- Geometría considerada para la deducción del efecto del diámetro de los transductores CPC utilizados

sobre el ratio de transmisión teórico.








gón para firmes. En consecuencia, se han investigadoanalíticamente las condiciones que deberían verificarsepara que pudiesen alcanzar antes el receptor algunasondas que se propagasen por estas capas inferiores amayor velocidad, aún siendo la longitud total recorridaen este caso superior (Fig. 13) y se ha podido demostrarmatemáticamente que, al menos en teoría, puede darsetal situación con valores reducidos de espesor de capasuperficial con relación a la base de medida empleada

(h1/B), elevadas relaciones entre las velocidades depropagación en ambas capas (RV=V2 /V1) e importantesprofundidades rela tivas de fisura (z/B).

De acuerdo con el análisis, se ha determinado que espreciso adoptar una base de medida adecuada en cadacaso de manera que la relación (h1/B) no sea inferior alos valores especificados en la siguiente Tabla 5 en fun-ción de la relaciones entre las velocidades de propa-

gación en ambas capas (RV), loque conduce a la necesidad delimi tar las bases de medida conultrasonidos en estos casos.


de fisura según la Tabla 4, de manera que el error odiferencia porcentual entre la distancia desde el eje deambos transductores y la mínima posible de recorridono supere un cierto valor.

El modelo teórico para el tiempo de transmisión delpulso en el ensayo transversal, asumiendo las mismascondiciones geométricas representadas en la anteriorFigura 10, se puede expresar de acuerdo con la (Ec. 6):

(Ec. 6)

Si ambos transductores no están colocados en posi-ción simétrica con relación al punto de intersecciónde la fisura con la superficie del pavimento, sino concierta excentricidad (e), la distancia recorrida por laonda en el ensayo transversal aumenta con relación ala anterior situación (Fig. 12). En estas condiciones, seha demostrado que los ratios t(excéntrico)/t(eje) crecenrápidamente con el valor de la excentricidad en el casode las bases de medida más reducidas. Este incrementoes además mayor cuanto más grande sea la profun-didad vertical de la fisura. Por ello, en el siguienteapartado 4.2.3 se establecerán recomendacionessobre los límites para la excentricidad máxima admi -sible durante las mediciones, basándose en este

modelo teórico comprobado mediante los resultadosexperimentales de laboratorio.

Finalmente, se ha verificado analíticamente la validezde los modelos de propagación en el caso de la pre -sencia de capas inferiores del firme con mayor rigidezque la capa superficial en la que se encuentra confinadala fisura. Este fenómeno en teoría podría produ cirse conestructuras de firme que contengan capas inferioresmuy rígidas, como por ejemplo mezclas asfálticas dealto módulo (MAM), bases tratadas o incluso de hormi -

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Profundidad relativa de fisura, z/B 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40

Diámetro relativo máximo, D/B ≤0,48 ≤0,35 ≤0,25 ≤0,20 ≤0,16 ≤0,13 ≤0,12

Tabla 4.- Limitación del diámetro de los transductores para que el error relativo sobre los ratios de transmisión medidos con ultrasonidos no supere el 5%.

Figura 12.- Geometría considerada para la deducción del modelo teórico correspondiente a la propagación de la onda en el ensayo transversal a la fisura en el caso

de posición excéntrica de los transductores.

Figura 13.- Representación esquemáticade la posible propagación del pulso ultrasónico en el ensayo transversal a la fisura a través de capas inferiores más rígidas.

Para (z/B)máx.=0,30RV=V2/V1 1,1 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4

(h1/B)mín. >0,31 >0,30 >0,32 >0,34 >0,37 >0,38 >0,40 >0,41

Tabla 5.- Condición exigible a la base de medida para el cumplimiento del modelo de propagación de las ondas mediante difracción en el vértice inferior de la fisura.



4. Resultados experimen-tales en laboratorio ydiscusión

4.1. Velocidades y tiempos de propagaciónde ultrasonidos

Cada grupo de medidas de tiempos o velocidades depropagación registradas sobre la misma probeta enlas mismas condiciones experimentales han sidopromediadas aritméticamente y calculados la des -viación estándar muestral (s) y el coeficiente de varia -ción, cuyos valores medios en el conjunto de todaslas campañas experimentales se han resumido en laanterior Tabla 3. En todas las series de ensayos estosresultados muestran una razonable repetibilidad en el

caso del instrumento dotado de transductores DPCy excelente precisión con el de transductores CPC, sibien no resultan homogéneos para los tres tipos deMBC, presentando mayor dispersión los materiales demayor discontinuidad granulométrica, según dichoanálisis estadístico.

Los valores promedios de las anteriores medicioneshan sido corregidos de los errores sistemáticos esti-mados previamente mediante calibración de cadainstrumento de ultrasonidos con su correspondientepatrón de referencia, si bien el procedimiento de auto -calibración permitiría autocompersar este sesgo. Comopuede observarse en la Tabla 6 siguiente, las veloci-dades medias registradas sobre probetas no entalla -das (ondas propagadas a través de la superficie) hanestado comprendidas, para el caso de B=150 mm,

entre 3869 m/s (35 ºC) y 4434 m/s (5 ºC) para la MBCtipo AC (material a), entre 3357 m/s (35 ºC) y 4087 m/s(5 ºC) para el SMA (material b), y entre 2786 m/s (35ºC) y 3576 m/s (5 ºC) para la MBC tipo PA (material c).

La presencia de las fisuras se ha traducido en todos loscasos en un incremento de los tiempos de transmisión(disminución de las velocidades aparentes) en lasmedidas transversales a éstas. En el caso de los valoresregistrados en función de la profundidad de fisuracon el instrumento UK1401 (transductores DPC), lospromedios de los tiempos de propagación se ajustanal modelo teórico (Ec. 6) hasta cierta profundidad defisura máxima. Sin embargo, en general para valoresde z/B>0,4 (T=5 ºC), z/B>0,34 (T=20 ºC) y z/B>0,17(T=35 ºC), en el caso del material a; z/B>0,27 (T=5 y20 ºC) y z/B>0,17 (T=35 ºC), para los materiales b y c,se ha observado un repentino y acusado incrementode los tiempos medidos en laboratorio con respecto alcorrespondiente modelo deducido analíticamente(ver Fig. 14).

Una posible explicación para este fenómeno obser-vado podría encontrarse en los efectos de dispersiónen campo cercano de las ondas debido a su interac-ción con la fisura y a las múltiples interferencias quese producen en esa zona entre las ondas superficialesincidentes, las reflejadas por la fisura vertical y lasque se propagan a través del material. Esto provoca

modificaciones de la señal tanto en el campo cercanoanterior como posterior a la posición de la grieta. Eltamaño de este campo de dispersión próximo a lagrieta depende de la profundidad de ésta y de lalongitud de onda de las señales incidentes, es decir dela profundidad normalizada de fisura (z/λ; siendoλ=longitud de onda). Cuando la profundidad de lafisura es mucho menor que la longitud de onda, lascomponentes de onda dominantes (máxima ampli-tud) son las ondas superficiales de Rayleigh (ondas R)reflejadas por la fisura y las ondas R transmitidas trasla interacción de las ondas R incidentes con la grieta.Las frecuencias componentes más bajas se puedentransmitir al otro lado de la fisura (difractándose en suvértice), mientras que la mayoría de las componentesde alta frecuencia son reflejadas hacia atrás. Si lostransductores se encuentran situados dentro del men-cionado campo cercano incluso puede producirse unincremento de la amplitud de la señal recibida tantoen el campo anterior como posterior a la grieta, lo queafectaría al pulso que llega al receptor por la interac-ción entre las ondas resultantes de los procesos deconversión de modos (ondas de cuerpo y ondas multi -rreflejadas) y las incidentes (Kee & Zhu, 2010).

Por el contrario, para fisuras profundas (z/λ≈1) lamayor parte de las ondas incidentes son reflejadas y,por lo tanto, la señal registrada con este instrumentoha experimentado una marcada y brusca atenuación.Sin embargo, no todas las altas frecuencias sufren elmismo nivel de atenuación. En consecuencia, y comose ha podido comprobar con los resultados experi-

UK1401 (DPC); f=70 kHz BP-5 (CPC); f=50 kHz5 ºC 20 ºC 35 ºC 5 ºC 20 ºC 35 ºC

Velocidad Material a 4434 4170 3869 4421 4160 3944

media sin Material b 3933 3658 3357 4087 3737 3450

fisura VL (m/s) Material c 3334 3078 2786 3576 3221 2903

Longitud deMaterial a 6,27.10-2 5,96.10-2 5,53.10-2 8,84.10-2 8,32.10-2 7,89.10-2

onda (m)Material b 5,62.10-2 5,23.10-2 4,80.10-2 8,17.10-2 7,47.10-2 6,90.10-2

Material c 4,76.10-2 4,40.10-2 3,98.10-2 7,15.10-2 6,44.10-2 5,81.10-2

Tabla 6.- Promedio de la velocidad de propagación de ultrasonidos (ondas superficiales) en el material sin fisurar a cada temperatura y longitudes de onda resultantes para ambos instrumentos de ultrasonidos.






mentales (Fig. 14), los procesos de dispersión, inter-acción y cambios de fase que han experimentado lasondas difractadas producen modificaciones en lostiempos de propagación registrados (y con ello, comose verá posteriormente, también en los ratios de trans-misión) dependiendo de las propiedades del medio(tipo de MBC y temperatura) y de las propias ondas,que pueden parametrizarse en términos de la variable

(z/λ), así como de aspectos geométricos o de con-torno, principalmente el ángulo de difracción queexperimentan las ondas en el vértice inferior de lafisura (relación z/B).

En el caso de los resultados con el aparato de trans-ductores convencionales CPC, a diferencia de loobservado con el equipo anterior, no se ha detectado

experimentalmente dicha atenuación repentina de lasondas a partir de determinada profundidad de fisura,al menos dentro del rango investigado hasta 70 mm.Sin embargo, según se muestra en la Figura 15, en todoslos casos los tiempos de transmisión de los ultraso -nidos medidos en laboratorio tienden a ser algo supe -riores a los que proporcionaría su correspondientemodelo teórico simplificado. Este retardo en la propa-

gación de la onda es mayor cuanto más profunda esla fisura, menor la base de medida (mayor z/B) y másdiscontinua la granulometría del material (aparente-mente más acentuado el efecto en la mezclas tipoPA). Si bien los mencionados procesos de dispersióndependen de las propiedades mecánicas del material,los resultados experimentales no han permitido, almenos en el rango de temperaturas ensayadas, obser -

Figura 14.- Tiempos de transmisión de ultrasonidos en función de la profundidad de la fisura para diferentes temperaturas. Comparación de los resultados experimentales en los tres materiales con el modelo de propagación teórico (Aparato UK1401;

transductores DPC; f=70 kHz; B=150 mm).

Figura 15.- Tiempos de transmisión de ultrasonidos en función de la profundidad de la fisura para diferentes bases de medida. Comparación de los resultados experimentales en los tres materiales con el modelo de propagación teórico (Aparato BP-5;

transductores CPC; f=50 kHz; T=20 ºC).






var tendencias definidas con relación a la influenciade esta variable (para un mismo material). Para lograrapreciar la influencia de la variable térmica ha sidonecesario expresar los modelos en función de (z/λ),siendo así representados los coeficientes de trans-misión como se verá posteriormente.

Este efecto ha sido investigado en laboratorio com-parando los resultados obtenidos sobre probetas fisu -radas apoyadas sin adherencia sobre otras probetas,con los proporcionados por las mismas probetas pe-gadas con emulsión bituminosa. Todos los ensayoshan demostrado que mientras la profundidad de lasgrietas no alcance la interfase entre capas despegadaso con insuficiente adherencia, la propagación de lasondas elásticas no se ve afectada por la existencia dedicha interfase. Estas interfases sin adherencia actúancomo fisuras situadas en un plano horizontal por loque impiden la propagación de las ondas ultrasónicas,incluso actuando sobre ellas fuertes presiones decontacto. Por el contrario, los riegos de adherenciaentre capas bituminosas, si están correctamente eje-cutados, permiten la propagación de los pulsos ultra-sónicos entre las diferentes capas como si de un únicomedio continuo monolítico se tratase.

Cuando la profundidad de la entalladura de las pro-betas ha alcanzado la totalidad de su espesor todoslos ensayos han mostrado claramente que la señal ul-

trasónica no puede transmitirse. Así, en las aplica-ciones prácticas de esta técnica sobre pavimentos enservicio este hecho proporciona un criterio paraevaluar la extensión de la TDC, es decir si la fisuraciónafecta o no a todo el espesor asfáltico, ya que si lasmedidas transversales proporcionan lecturas develocidades aparentes distintas de cero es condiciónsuficiente para que la grieta abierta en superficie seade tipo descendente (pues aún no habría alcanzadoel espesor completo).

Los promedios de los tiempos de transmisión medidossobre probetas de 150 mm de altura han resultadoprácticamente idénticos a los registrados sobre probe-tas de 60 mm, para la misma profundidad de entalla -dura a cualquier temperatura. El análisis de los resulta dosobtenidos en ambos casos ha sido llevado a cabo me-diante pruebas estadísticas de hipótesis sobre la difer-encia de las medias en ambos tipos de probetas, lo queha permitido demostrarlo matemáticamente. Portanto, la independencia de los resultados con res -pecto al espesor de material asfáltico por debajodel punto más profundo de la fisura ha sido compro-bada experimentalmente, lo que verifica la hipótesisde propagación de las ondas elásticas por difracciónbordeando el vértice de la grieta sin intervención delas reflejadas desde la cara inferior de la probeta en laseñal capturada, lo cual constituye una conclusión muyimportante para la aplicación práctica de esta técnica.

Las relaciones entre los tiempos de propagaciónmedidos sobre superficie pulida tp y sobre superficierugosa tr se resumen en las Figura 16, para los tres tiposde MBC ensayados, profundidades de fisura 0 y 25 mmy mediciones con equipo de transductores CPC (con elUK1401 se han obtenido resultados similares al BP-5con B=150 mm). Todos los ensayos se han realizado auna única temperatura de 20 ºC. Según estos resulta-dos, la diferencia en los tiempos de transmisión contransductores apoyados sobre superficies pulidas conrespecto a las superficies con la textura característica

de cada mezcla asfáltica llega a ser significativa paratamaños de fisura incipientes, a medida que se reducela base de medida, especialmente en el caso del SMA.Con las mezclas tipo AC no parecen existir diferenciasapreciables.

Consecuentemente, las mediciones efectuadas sobrepavimentos in situ, especialmente si están poco des-gastados y constituidos por mezclas discontinuas consuperficie de rodadura muy porosa y de macrotexturapronunciada, deben multiplicarse por el coeficiente(tp/tr), correspondiente a dicho material, tamaño defisura y base de medida, para obtener un resultado

Figura 16.- Efecto de la macrotextura de la superficie de la MBC en los tiempos de propagación. Promedios de los ratios de transmisión en el conjunto de todas los probetas de cada material a T=20 ºC para bases de 80, 150 y 200 mm (BP-5; transductores CPC; f=50 kHz.






comparable con los obtenidos sobre las probetas delaboratorio utilizadas en esta investigación. Los coefi-cientes propuestos, obtenidos de la investigaciónexperimental, se resumen en la Tabla 7.

4.2. Ratios de transmisión

Las relaciones entre los promedios de los tiempos detransmisión medidos sin fisura y con la probeta enta -llada (t0/tz)=(Vz/V0) han sido representadas gráfica-mente para cada probeta en función de la profundidadnormalizada (z/λ), en cada material, temperatura ybase de medida. Algunos de dichos resultados semuestran en las Figuras 17 y 18, para cada equipo de

ultrasonidos. Estos ratios son equivalentes a los quese registrarían sobre un firme fisurado con las medidaslongitudinal y transversal a la grieta (tL/tT)=(t0/tz) alaplicar la técnica de autocalibración.

Con los puntos experimentales se han efectuadoajustes de regresión mediante mínimos cuadradosaplicando el algoritmo iterativo de optimización deLevenberg–Marquardt (LM), el cual proporciona solu-ción numérica al problema de minimización de unafunción no lineal en un espacio n-paramétrico. Deesta manera se ha calibrado el modelo teórico simpli-ficado deducido analíticamente (apartado 3) mediantelos resultados experimentales y se consigue que elmodelo finalmente propuesto tenga significado físico,es decir sea capaz de explicar el fenómeno observado,ya que se ha partido de un modelo inicial de propa-gación demostrado matemáticamente. Con objeto de

que además el modelo resultante sea lo más simpleposible se ha elegido una función similar a la delteórico (Ec. 5) con un único parámetro de ajuste (m1),dado por la siguiente ecuación:

(Ec. 7)

Como se puede comprobar en la Figura 17, en el casodel equipo de ultrasonidos UK1401 (DPC), el anteriormodelo se ajusta perfectamente a los resultados em-píricos mientras la profundidad normalizada de fisurano supere determinados valores límite. Por lo tanto,para fisuras superficiales de pequeña profundidad elesquema de autocalibración utilizado ha resultadosuficientemente eficaz para autocompensar losefectos de las propiedades del material (dichas propie -dades no han tenido que ser previamente conocidaspara obtener los ratios) y los posibles errores debido ala variabilidad en el acoplamiento o a heterogenei-dades internas y superficiales de la MBC, posible-mente por la reducida importancia relativa en estecaso de los fenómenos de dispersión para estas limi-tadas profundidades normalizadas. Incluso un leveincremento de los ratios de transmisión en relacióncon los predichos por el modelo simplificado puedeobservarse en las ramas superiores de algunas curvasde ajuste, atribuible al aumento de la amplitud de laseñal en el campo más próximo a la entalladura.

Sin embargo, debido a los mencionados fenómenosde dispersión en frecuencias y atenuaciones durantela difracción de las ondas, los coeficientes de trans-

misión medidos con este aparato experimentan unarepentina y marcada atenuación por encima de deter -minados valores de profundidad normalizada crítica(variables con el tipo de material y temperatura) conrespecto al modelo teórico, como también muestra laFigura 17, variación que ya fue observada al analizarlos tiempos de transmisión en relación con (z/B)(aptdo. 4.1.1). Esto significa que en estos casos el pro-cedimiento de autocalibración no ha sido capaz decompensar completamente la influencia de la profun -didad de la grieta y de la temperatura sobre la disper-sión de ondas durante su difracción, ya que dichosfenómenos sólo se producen en los ensayos transver-sales pero no sobre las medidas longitudinales. Enconsecuencia, para estas fisuras más profundas elmodelo anterior ha sido modificado multiplicándolopor una función biparamétrica f(z/λB; m1, m2), querepresenta matemáticamente el efecto de la disper-sión sobre el ratio de transmisión:

Por lo tanto se pueden diferenciar dos ramas distintasen las curvas que constituyen el modelo propuestopara las mediciones que se efectúen con el aparatodotado de transductores DPC: la superior, para fisuraspoco profundas donde la mayoría de las bajas frecuen -cias componentes de las ondas incidentes pueden sertransmitidas al otro lado de la grieta (buena recepcióndel pulso), y la rama inferior correspondiente a aquellasprofundidades para las que la mayor parte de las ondas

Profundidad de fisura BP-5 (CPC) UK1401 (DPC)z (mm) B=200 mm B=150 mm B=80 mm B=70 mm B=150 mm

Material a 0 (ensayo longitudinal) 1,00 1,00 0,99 0,98 1,00(AC16 S) 25 (ensayo transversal) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00

Material b 0 (ensayo longitudinal) 0,87 0,83 0,75 0,70 0,79(SMA 11) 25 (ensayo transversal) 0,91 0,87 0,89 0,90 0,85

Material c 0 (ensayo longitudinal) 1,00 0,93 0,92 1,00 0,95(PA 11) 25 (ensayo transversal) 1,00 0,98 1,00 1,00 0,96

Tabla 7.- Resumen de los promedios de los ratios (tp/tr) de tiempos de propagación sobre superficie pulida y rugosa según resultados experimentales de laboratorio (T=20 ºC).

(Ec. 8)






incidentes son reflejadas (amplitudes de señal muchomás reducidas). De acuerdo con nuestros resultadosde laboratorio los valores críticos de (z/λ) han estadocomprendidos entre 0,73 (para el AC16 S a 35 ºC) y 1,1(en el PA a 5 ºC).

Por el contrario, al igual que lo observado con lostiempos de transmisión, se ha comprobado experi-

mentalmente que la atenuación del coeficiente detransmisión respecto del modelo teórico para lasmedidas efectuadas con el equipo de transductoresconvencionales (BP-5) se produce de forma progresivaal aumentar la profundidad normalizada, no experi-mentándose saltos en la función (al menos para z<70mm, que constituye el límite de profundidades inves-tigadas), como puede comprobarse en la Figura 18.

Por ello, el modelo expresado por la (Ec. 7) ha sidoel empleado para su calibración con los resultadosexperimentales, puesto que además se trata del mismotipo de función matemática que el modelo teóricooriginal (significado físico) y presenta el mínimo núme -ro de parámetros de ajuste (máxima simplicidad).Los resultados indican que tampoco en este caso latécnica de autocalibración ha compensado los efec-tos de los fenómenos de dispersión, por la razón ya

apuntada de que éstos sólo se producen en las medi-das transversales durante la difracción.

Sobre las propias gráficas se muestran los parámetrosdel mejor ajuste a ambas funciones matemáticas y suerror estándar, así como los valores del Coeficiente dela Determinación (R2) y del estadístico χ2, representa-tivos de la bondad de dicho ajuste a los datos experi-mentales. R2 ha resultado comprendido entre 0,7122 y

Figura 17.- Coeficientes de transmisión en función de la profundidad normalizada de fisura. Modelos de regresión para los tres materiales y comparación de los resultados experimentales con la aproximación teórica para T=20 ºC (UK1401;

transductores DPC; f=70 kHz; B=150 mm).

Figura 18.- Coeficientes de transmisión en función de la profundidad normalizada de fisura. Modelos de regresión para los tres materiales y comparación de los resultados experimentales con la aproximación teórica

para T=20 ºC (BP-5; transductores CPC; f=50 kHz; B=150 mm).






0,9799, para la rama superior, y entre 0,8812 y 0,9938para la inferior en el caso de medidas obtenidas con elUK1401. Con el equipo BP-5 sus valores se encuentranentre 0,8971 y 0,9971. Dichas curvas, de las cuales enlas figuras representadas se han incluido por brevedadsolamente algunos de los casos estudiados, puedenser considerados modelos de predicción de la pro-fundidad de las grietas descendientes calibradosmediante ensayos de laboratorio.

La expresión de los ratios de transmisión como fun-ción de la profundidad normalizada ha permitidoapreciar claramente la influencia de la temperatura(Fig. 19), debido a que ésta modifica la longitud deonda (λ) al alterar las propiedades mecánicas de lasmezclas bituminosas (E, ρ, ν). Además, la variable (z/λ)también incluye intrínsecamente la influencia de lafrecuencia de pulso, todos ellos factores influyentesen los fenómenos de dispersión elastodinámica.

Los resultados de laboratorio con ambos instrumentosde ultrasonidos parecen mostrar un aparente incre-mento del coeficiente de transmisión entre 2,8% y 3,2%,cuando la fisura se encuentra rellena de agua, y del 1%a 3% cuando ha sido rellenada con arena saturada (lasmediciones se han efectuado sólo sobre las mezclastipo AC y SMA, con z=50 mm). No han sido observadasdiferencias apreciables con la temperatura.

En todo caso, la dispersión de resultados ha sido bas-tante elevada en el conjunto de todas las campañas deensayos efectuadas por lo que los test de hipótesisefectuados no han permitido concluir que existanevidencias de tipo estadístico que permitan afirmarque la presencia de tales rellenos en el interior de lagrieta afecte de forma significativa a los ratios depropagación resultantes.

Figura 19.- Coeficientes de transmisión en función de la profundidad normalizada de fisura. Comparación de resultados a diferentes temperaturas (BP-5; transductores CPC; f=50 kHz; B=150 mm).

Figura 20.- Influencia de la presencia de agua y un relleno en el interior de la fisura en el coeficiente de transmisión. Promedios de los valores para T=20 ºC y B=150 mm. a) UK1401; transductores DPC; f=70 kHz; b) BP-5; transductores CPC; f=50 kHz.






Con los dos equipos de ultrasonidos se ha podidocomprobar experimentalmente que si bien los ratios(texcéntrico/teje) se aproximan al modelo deducido analíti-camente, a partir de ciertos valores de la excentricidadse pueden llegar a incrementar de forma notable lasdiferencias (Fig. 21).

En el caso del UK1401 (DPC), mientras la excentricidadmáxima sea inferior a 15 mm la relación (texcént./teje) nosupera el 2% para AC16 S, el 3% para SMA 11 y el 4%para PA 11, con cualquier profundidad de fisura. Estosvalores se traducen en una tasa diferencial máximaen el coeficiente de transmisión (t0/tz) del modelo pro -puesto con respecto al obtenido en posición simétricade los sensores no mayor del 2,3%, 2,6% y 3,6%, respec -tivamente para dichos tres tipos de MBC. De forma

similar, se ha calculado que las excentricidades máx-imas admisibles en la operación con el BP-5 (CPC) sonlas que se indican en la Tabla 8, de manera que dichadiferencia porcentual del ratio de transmisión nosupere el 0,4%, 0,5% y 0,6%, respectivamente en esosmismos materiales.

5. Estudios y trabajos experimentales in situ

Con objeto de evaluar sobre firmes de carretera losmodelos calibrados en laboratorio se realizaron cuatrocampañas de ensayos con ultrasonidos in situ sobrepavimentos en servicio, acompañados de la extracciónposterior de testigos de las fisuras para determinar laprofundidad real y características de cada grieta. Estoha permitido, además, comprobar los resultadosobtenidos en los anteriores estudios de laboratorio yverificar el grado de ajuste, estimación de errores yrepetibilidad de los modelos propuestos para la predic-

Figura 21.- Efecto de la excentricidad de la posición de los transductores con relación a la fisura en los tiempos de transmisión. Comparación de resultados experimentales con modelos teóricos. (Promedios del ratio t(excéntrico)/t(eje) vs. excentricidad, para cada tipo de

MBC a T=20 ºC, z=25 mm y B=150 mm). a) UK1401; transductores DPC; f=70 kHz; b) BP-5; transductores CPC; f=50 kHz.

Temperatura=20 ºCProfundidad de fisura,

z (mm) B=70 mm B=80 mm B=100 mm B=120 mm B=150 mm B=200 mm

10 12 mm 16 mm 23 mm 31 mm 45 mm 70 mm

15 9 mm 12 mm 17 mm 23 mm 34 mm 55 mm

25 7 mm 9 mm 12 mm 16 mm 23 mm 38 mm

30 7 mm 8 mm 11 mm 14 mm 21 mm 33 mm

40 7 mm 8 mm 10 mm 13 mm 17 mm 27 mm

50 7,5 mm 8 mm 10 mm 12 mm 16 mm 24 mm

60 8 mm 9 mm 10 mm 12 mm 16 mm 22 mm

70 9 mm 9 mm 11 mm 12 mm 15 mm 21 mm

Tabla 8.- Excentricidades límite por debajo de las cuales no resulta necesario corregir las lecturas de tiempos de propagación (BP-5; f=50 kHz; D=27 mm).






ción de la profundidad de fisuras descendentes en suaplicación práctica y sistemática como técnica de aus-cultación integrante de un sistema de gestión defirmes. Para ello, previamente fue necesario llevar acabo otras cuatro campañas de inspección y evalu-ación visual de las fisuras sobre las carreteras investi-gadas, con registro de todos los datos (característicasde los firmes; identificación, clasificación y severidadde las fisuras) en fichas de inspección para cada tramo.De estos estudios, junto con la testificación efectuada,se ha obtenido una valiosa información consistenteen datos empíricos sobre el deterioro por TDC.

Los trabajos in situ se han efectuado sobre los firmesde la red principal y de alta capacidad de carreterasde la isla de Gran Canaria (Canarias, España). Dado queel objetivo era la detección de fisuras iniciadas ensuperficie, se focalizó exclusivamente sobre los dete-rioros de tipo fisuración y sobre los firmes de las prin-cipales carreteras, ya que éstas presentan estructurasde mayor espesor, en muchos casos constituidas porfirmes semirrígidos y soportan las mayores intensi-dades de tráfico pesado, los cuales se han demostradocomo factores de influencia en la aparición y propa-gación de la fisuración descendente, de acuerdo conlas investigaciones previas. Además resultaba intere-sante analizar, por primera vez en España, la posibleafección de este modo de deterioro sobre los firmesbituminosos en climas como los de estas latitudes, conreducida pluviometría pero sometidos a una intensaacción de la radiación ultravioleta. Los firmes investi-gados suponen más de 250 km de calzadas, integran

el 92% de la longitud de vías insulares de alta capaci-dad y soportan el 65% del total del tráfico pesado dela red (algunos de dichos tramos han registradoIMD=69600 veh./día y IMDp=4730 veh. pesados/día,en 2008). Todos presentan estructuras de gran espesor(18 a 25 cm de MBC), tanto semiflexibles como semirrí -gidas (éstas últimas en un 20% de los tramos), diseña -das para categorías de tráfico pesado de T00 a T2.

5.1. Evaluación in situ de los modeloscalibrados

Resulta preciso hacer notar que existen algunas dife -rencias en los materiales y condiciones de ensayo delos firmes respecto de las probetas de MBC tipo AC16surf 50/70 S (árido calizo) fabricadas en laboratorio: enprimer lugar, el material del firme presentaba unaantigüedad media de 6 años (sin rehabilitacionesprevias) por lo que acumulaba un cierto grado deenvejecimiento que afecta a su módulo; la consistenciadel betún también es más dura (B35/50 en el firme);la naturaleza mineralógica de los áridos es basáltica;los firmes no integran un material completamentehomogéneo puesto que están constituido por trescapas diferentes (AC16 D [ó S] + AC22 S + AC32 G).También hay que considerar las lógicas diferencias decompactación entre las mezclas asfálticas puestas enobra y las probetas producidas en laboratorio. Las tem-peraturas a las que se han realizado los ensayos in situ,leídas sobre la superficie del pavimento, han estadocomprendidas entre 18,5 ºC y 21 ºC. Las profundidadesde grieta investigadas han variado entre 25 mm y 135

mm, lo que constituye un amplio rango de valores queposibilita su comparación con los resultados de labora-torio del material de similares características.

En las campañas de ensayos in situ se han investigado17 fisuras diferentes, seleccionadas entre aquellas pre-viamente identificadas en las campañas de inspeccióncomo susceptibles de ser de tipo TDC por sus caracte -rísticas morfológicas y de ubicación. El procedimientooperativo con ultrasonidos ha sido similar al efectuadoen laboratorio, en particular en lo referente a la calibra -ción de los instrumentos, preparación y colocación delmaterial de contacto acústico (en el caso de transduc-tores CPC) y tamaño muestral de las mediciones. Conel equipo UK1401 (DPC) se efectuaron en total 220medidas individuales en 14 ensayos, incluyendo las lon-gitudinales y transversales a cada grieta del pavimento.Con el BP-5 (CPC) fueron registradas 672 medidas indi-viduales en 27 ensayos con bases 200, 150 y 70 mm.

Las mediciones in situ con ambos instrumentos hanresultado con mayor dispersión que los resultados delaboratorio, especialmente con el de transductores

convencionales de contacto plano, como puedecomprobarse en la Tabla 9. Según dichos valores, seha calculado que el tamaño muestral en cada posiciónde lectura en los trabajos in situ con este instrumentono debería ser inferior a diez (n ≥10).

En la Figura 23 se muestran, sobre las curvas de losmodelos calibrados en laboratorio, algunos de los resul -tados de los ensayos in situ, cuyas profundidades defisura han sido directamente determinadas a partir delos testigos extraídos. Debido al nivel de severidad delas grietas auscultadas, el 84% de éstas han presen-tado profundidades excesivamente superiores a lasrecomendadas para la operación con ambos instru-mentos de ultrasonidos (z/λ<0,5, para BP-5 y z/λ<0,7,con UK1401) con ese material y temperatura. Sin em-bargo, a pesar de ello y de las ya comentadas diferen-cias en las mezclas bituminosas y condiciones operativas,los resultados obtenidos in situ se ajustan adecua -damente a los modelos propuestos. Solamente tresde los ensayos in situ (PK 6+950 a 7+250; con BP-5 yB=150 mm) han proporcionado valores de ratios detransmisión excesivamente bajos en comparación con

Tabla 9.- Promedios de la desviación estándar y del coeficiente de variación muestrales en los ensayos in situ y de laboratorio sobre MBC tipo AC16.

Ensayos in situ Ensayos de laboratorioSt. Dev. (s) Coef. Variación St. Dev. (s) Coef. Variación

UK1401 (DPC); f=70 kHz 2,8 μs 3,31% 1,2 μs 3,48%

BP-5 (CPC); f=50 kHz 3,3 μs 3,25% 0,1 μs 0,27%



124 Cuarta Edición 125Cuarta Edición2011 • 2012

la curva del modelo (un 27% inferiores en promedio).En éstos, al tratarse de la segunda campaña en campo,aún no se contaba con la experiencia suficiente en laaplicación de la técnica (no se operó con el separadosde transductores), realizándose además las medicio -nes en difíciles condiciones de trabajo por las obrassobre el firme. Por tanto, dado que muy probable-mente dichos puntos no son correctos, han sidoexcluidos del análisis probabilístico de los resultadosin situ, el cual ha permitido estimar que un intervalode confianza al 95% para el error medio que se come-tería en la predicción de la profundidad de las grietasdescendentes aplicando los modelos de laboratorioestaría comprendido entre el 5,4% y el 13% (verTabla 10), resultando bastante similares con ambosaparatos.

5.2. Características observadas de laTDC e impacto sobre los firmes estudiados

Un importante resultado de los estudios in situ ha sidola comprobación de que la totalidad de las fisuras delas cuales se ha obtenido testificación han resultadoser de tipo descendente (iniciadas en la superficie delpavimento y no reflejadas desde las capas inferioresmás rígidas en muchos de estos firmes), con profun-didades variables entre 25 y 135 mm y niveles de seve -ridad de tipo bajo o moderado, al cabo de tiempos devida en servicio entre 5 y 9 años. Parece por tanto que,según ya han apuntado otras investigaciones previasa lo largo de la última década (apartado 1.1), realmenteeste modo de fallo es uno de los mecanismos de dete -rioro que afectan de forma más frecuente a los firmesasfálticos de las características mencionadas, incluso

Figura 22.- Ejemplo de realización de medidas in situ en sentido longitudinal y transversal a la fisura con aparato de ultrasonidos BP-5.

Figura 23.- Coeficientes de transmisión medidos en las campañas in situ y su comparación con los resultados de laboratorio y los modelos propuestos para MBC tipo AC16 S y T=20 ºC. a) UK1401 (DPC), f=70 kHz; b y c) BP-5 (CPC), f=50 kHz, D=27 mm.

Tabla 10.- Correlaciones entre los resultados de los ensayos in situ y el modelo propuesto para MBC tipo AC16 (T=20 ºC) y estimación es-tadística de la incertidumbre en su aplicación para la predicción de la profundidad de las fisuras descendentes.

UK1401 (DPC); f=70 kHz B=150 mm 14 0,9621 0,00066 5,4% - 12,5%

BP-5 (CPC); f=50 kHz B=200 mm 10 0,8881 0,0246 6,5% - 13,0%B=150 mm 15 0,7281 0,1128

Intervalo de confianza al 95% para el error medio

(en valor absoluto)ε predicción

R2

Tamañomuestral,

nχ2






también en climas y zonas térmicas medias (si bien,en el caso de Canarias, sometidos a intensa acción dela radiación ultravioleta).

Resulta interesante destacar que, aunque las fisurasiniciadas en la superficie han sido registradas en nume -rosos casos sobre los bordes de las bandas de rodadura,también con frecuencia se han observado situadasexactamente en el interior de dichas bandas (al presen -tar una ligera deformación permanente o rodera). Enestos últimos casos, las fisuras parecen estar asociadasa fenómenos de fatiga, con un aspecto superficialdonde comienza a aparecer una superficie de finasgrietas interconectadas en torno a la grieta longitu -

dinal principal. Por tanto, incluso las fisuras testificadasque presentaron un patrón y aspecto externo típicode un mecanismo de fisuración por fatiga tambiénhan resultado de tipo TDC (Fig. 24). En el caso mostra -do en la Figura 24a, la aparición de la fisura descen-dente en el interior de la banda de rodadura (no ensus bordes) en la zona de frenado para el desvío haciauna parada de autobuses demuestra que en este casoha sido provocada por la acción acumulada del tráficopesado, habiéndose comprobado con ultrasonidossu iniciación en la superficie del firme. Este últimoresultado no ha sido hasta el momento destacado deforma explícita por las investigaciones previas que hananalizado la TDC. Por esta razón, los mecanismos de

inicio y propagación de la fisuración por fatiga y losmétodos de diseño de firmes, ampliamente acepta-dos, deberían ser revisados atendiendo a estas obser-vaciones empíricas.

Con firmes de 6 años en servicio desde su construc-ción, la fisuración ha afectado a la capa de rodadura yen un 46,7% de los casos también a aproximadamenteun quinto del espesor de la intermedia, lo que mues-tra un avanzado crecimiento de la TDC en un períodoinferior a la tercera parte de su vida de diseño. Lostestigos extraídos sobre fisuras han permitido com-probar que, aunque en algunos casos la localización

del inicio de la fisuración sí parece estar asociada a lapresencia de una segregación de la mezcla que cons -tituye la capa de rodadura, en la mayoría de las mues-tras no parece ser el principal desencadenante, ya quemás frecuentemente se ha observado su comienzo enzonas de la capa de rodadura con, aparentemente, altahomogeneidad. Por el contrario, los testigos han per-mitido comprobar que el material en la zona de lafisura se encuentra altamente debilitado y que, conestados avanzados en el nivel de severidad y profundi-dad de la fisuración, puede resultar difícil o en ocasio -nes incluso imposible, obtener testigos que permitanevaluar con precisión la profundidad de la fisura.

Figura 24.- Fisuras longitudinales en el interior de las bandas de rodadura con múltiples grietas interconectadas y aspecto de fisuración por fatiga. a) GC-2. PK 24+000; b) GC-1, Las Palmas de Gran Canaria, PK 5+500 (2009.

Figura 25.- Ejemplo de fisuras descendentes con diferentes profundidades y niveles de severidad. a) TDC en la capa de rodadura, nivel de severidad moderado; b) TDC afectando a la capa de rodadura y ligeramente a la intermedia, severidad baja; c) TDC afectando a la capa de rodadura y a la intermedia en prácticamente la totalidad de su espesor, severidad baja

(GC-3, Las Palmas de Gran Canaria, 2010).






6. Relevancia de resultados y principalesaportaciones

La importancia de la investigación y de los resultadosobtenidos puede justificarse mediante dos aspectosprincipales:

• En primer lugar, porque los trabajos llevados acabo han dado solución a algunas de las impor-tantes dificultades de los actuales métodos parala determinación de la profundidad de las fisurasiniciadas en la superficie de un firme (como ya sepuso de manifiesto en la introducción de estetrabajo), mediante la utilización de una metodo -logía no destructiva, de bajo coste, rápida, de fácilimplementación e interpretación y capaz de ofre-cer un elevado rendimiento sobre las mezclas asfál -ticas. Además ha resultado aplicable en un ampliorango de profundidades de fisura y ha permitidoresolver los problemas de acoplamiento de lostransductores ultrasónicos sobre las superficiestan características de estos materiales.

• Por otra parte, como conclusión de los resultadosobtenidos se puede afirmar que la técnica pro -puesta puede emplearse con suficiente repetibi -lidad y fiabilidad sobre pavimentos asfálticos,con posibilidad de ser integrada entre las técnicasrutinarias de auscultación que formen parte delos Sistemas de Gestión de Firmes (PMS), siendo elprocedimiento de ensayo desarrollado lo sufi-

cientemente completo (debido a los numerososfactores analizados empíricamente) como parapoder considerarse susceptible de ser convertidoen norma experimental.

Las principales aportaciones del estudio pueden sinte -tizarse en los tres tipos de resultados siguientes:

• La deducción de modelos matemáticos iniciales,aún siendo aproximados, constituye una de lasmás importantes contribuciones de esta investi-gación, ya que ha permitido interpretar adecua -damente los resultados empíricos y la obtenciónposterior de modelos más exactos que posibilitanla aplicación práctica de esta metodología NDT,no habiendo sido planteados hasta el momentopor ninguna de las investigaciones previas. Lasprincipales variables consideradas y los postula-dos de dichos modelos han sido presentados enel apartado 3.

• Con los resultados experimentales se han podidocalibrar estas funciones analíticas previas. La in-fluencia de las distintas condiciones experimen-tales investigadas (ya comentadas en el anteriorapartado 4) se ha reflejado en los modelos cali-brados que se proponen. Además, se han gene -rado gráficos para su utilización rutinaria en laevaluación de las fisuras de firmes (para algunascondiciones de ensayo frecuentes en la práctica)y se han calculado sus expresiones matemáticasgeneralizadas para los tres tipos de materialesasfálticos estudiados (AC16 S, SMA 11 y PA 11), tres

temperaturas durante la auscultación (5, 20 y35 ºC), dos tipos de aparatos y transductores deultrasonidos (UK1401 [DPC] y BP-5 [CPC]) y, parael segundo de estos instrumentos, seis diferentesbases de medida (B=70, 80, 100, 120, 150 y 200mm). En la Figura 26 se presentan, por brevedad,solamente algunas de estas representacionesgráficas de los modelos propuestos (concreta-mente para la MBC tipo AC16 S, a 20 ºC). Comopuede observarse, se han calculado también loslímites superior e inferior del intervalo de confianzaal 95% para la predicción de la profundidad dela fisura con cada una de las curvas, así como lasregiones y sus límites en las que se recomienda laaplicación de cada modelo y aquéllas otras conposibles restricciones (sombreado amarillo) odonde no está recomendado su empleo (som-breado rojo) por los mayores errores en dichapredicción, de acuerdo con los estudios teóricos ylas experiencias de laboratorio e in situ.

• Por último, y a modo de síntesis de la investi-gación realizada, se han propuesto las necesariasrecomendaciones para la aplicación a firmes enservicio de esta metodología con diferentes tiposde instrumental, así como las condiciones de tra-bajo que resulta preciso tener en cuenta para eluso de los modelos de predicción, las cuales seresumen en el apartado siguiente.

7. Recomendacionespara la aplicaciónpráctica de la técnicapropuesta

Los trabajos teóricos y experimentales realizados hanpermitido demostrar que resulta preciso elegir corre -ctamente y establecer ciertos límites sobre determi-nados parámetros que influyen en los resultados delas mediciones. Los principales aspectos a considerarpara la aplicación de la técnica de ensayo se enumerana continuación:

1) Tipología de transductores: La investigaciónempírica ha verificado que tanto los sensorestipo DPC como los CPC son aplicables sobre lassuperficies rugosas, irregulares y con múltiplesporos de las mezclas bituminosas. Los primerospresentan la ventaja de no requerir el empleode ningún medio adicional que mejore la impe -dancia acústica que ejerce el aire interpuesto.Para los segundos se ha demostrado que elempleo de láminas de masilla plástica de entre3 y 4 mm de espesor garantiza una rápidaoperación y perfecta adaptación sobre estetipo de superficies, requiriendo una presión decontacto moderada, siendo reutilizable y man-teniendo la limpieza y rapidez de ejecución delprocedimiento de ensayo. También se ha veri -ficado que el empleo de un soporte para lostransductores resulta esencial para limitar la






desviación estadística de los resultados y suajuste a los modelos propuestos.

Respecto de la aplicabilidad de cada tipo deequipo y transductores, en general puededecirse que en los tres tipos de MBC estudiadas,el instrumento BP-5 (CPC, f=50 kHz) ha permi-tido obtener mediciones hasta profundidadesrelativas casi el doble que con el UK1401 de basefija y transductores DPC (f=70 kHz), para undeterminado nivel de error. Esto indica que labase de medida fija de 150 mm que incorporaeste segundo aparato puede resultar adecuadapara fisuras que no superen entre 30 y 45 mm(dependiendo del tipo de material) pero noresulta suficiente para grietas más profundas.Además las experiencias con este instrumentohan demostrado que, para valores de profundi-dades normalizadas de fisura (z/λ) por encimade 0,73 a 1,14 (según tipo de MBC y tempera -tura), las señales de ultrasonidos experimentanuna muy importante atenuación. El promediode la desviación estadística de las medicionescon el aparato de transductores de contactoseco también ha resultado ser, en el conjuntode todas las campañas de laboratorio e in situ,un 38% superior a la media de la dispersión deresultados con el de sensores CPC. Con respectoal resto de variables estudiadas en la investi-gación experimental de laboratorio puededecirse que con ambos instrumentos de ultra-sonidos han sido observados los mismos efec-tos en todos los casos. De igual modo, los errores

en la estimación de (z) al aplicar los modelospropuestos a los ensayos de comprobación insitu han resultado en promedio muy similarespara los dos equipos (Tabla 10 anterior).

2) Frecuencia de excitación: Dicha frecuencia estárelacionada con la longitud de onda necesaria,la velocidad de propagación en cada material(considerando las posibles temperaturas detrabajo) y el tamaño de la fisura a auscultar. Engeneral cuanto mayor sea la temperatura, ladiscontinuidad granulométrica de la mezclabituminosa, la profundidad de las fisuras y másblanda la consistencia del ligante (menos mó-dulo), menor será la frecuencia de trabajo a uti-lizar. Normalmente con mezclas bituminosas nodeben emplearse frecuencias mayores de 100kHz debido a los fenómenos de dispersión elas-todinámica. Además, resulta preciso limitar larelación máxima operacional entre la profundi-dad de fisura y la longitud de onda (z/λ) paracada tipo de instrumento, material asfáltico ytemperatura con el fin de reducir en lo posiblela aparición sistemática de resultados anóma-los, su desviación estadística y los efectos de losfenómenos de dispersión de las ondas en laatenuación del pulso. Dichos valores máximosde (z/λ) que se recomienda no sean superadosse encuentran entre 0,4 (para SMA11 con BP-5)y 0,7 (para AC16 S con UK1401).

3) Base de medida (separación entre transductores):Su elección ha de hacerse dependiendo de la

Figura 26.- Ejemplos de representación gráfica del modelo calibrado propuesto para la predicción de la profundidad de TDC en las aplicaciones prácticas sobre firmes en servicio para MBC tipo AC16 surf 50/70 S y temperatura 20 ºC.

a) Modelo para UK1401, transductores DPC; b) Modelo para BP-5, transductores CPC.






profundidad de las fisuras que se prevé auscul-tar. Deberá limitarse también la profundidadrelativa de fisura (z/B) máxima de trabajo concada tipo de instrumento de ultrasonidos, fre-cuencia de pulso y material. Estos límites vienenfundamentalmente dados por razones opera-tivas similares a las comentadas en el párrafoanterior, además de que para acotar los erroresde predicción de los modelos propuestos debeasegurarse una proporcionalidad entre la pro-fundidad de las grietas y la base de medida utili -zada. Por otro lado, ha de tenerse en cuenta quela separación entre transductores no debe sertampoco excesivamente reducida para evitarlos efectos de amplificación de la señal recibidapor los fenómenos de interacción en el campode dispersión cercano a la fisura. Según los estu-dios experimentales (z/B) no debería superarvalores comprendidos entre 0,2 (para SMA 11y PA 11, con UK1401) y 0,35 (para BP-5 con cual -quier material).

4) Diámetro de los transductores: En el caso detransductores tipo CPC, su diámetro (D) deberáelegirse en relación con la base de medidaempleada y, por tanto, con la profundidad de lasfisuras, reduciéndose dicho diámetro a medidaque la separación entre transductores sea menory aumente la profundidad de las grietas. Losdiámetros grandes pueden producir erroresimportantes en el modo de medición con trans-misión indirecta cuando la relación (z/B) es

elevada por lo que se recomienda que no seamayor de 30 mm. Además, pueden producirseefectos de fluctuación y atenuaciones de lasamplitudes en el campo cercano próximo a cadatransductor, dependiendo del diámetro deéstos, de la frecuencia del pulso y de la veloci-dad del medio de propagación. Por ello, ha delimitarse el diámetro relativo (D/B) en funciónde dicha profundidad relativa de fisura, segúnse especificó en la Tabla 4.

5) Tipo de mezcla asfáltica en caliente: Aunque lasexperiencias se han llevado a cabo sobre mez-clas bituminosas en caliente tipo AC, SMA y PA,por lo general el procedimiento operativo tam-bién resulta válido para otros tipos de mezclasasfálticas, si bien los modelos deberán entoncesser calibrados previamente de forma específicasi se desean utilizar con materiales diferentes (obien, de forma aproximada, mediante interpo-lación de los parámetros de ajuste obtenidospara esos tres tipos de materiales).

6) Temperatura del material: El efecto de la tem-peratura queda recogido en los modelos pro -puestos al haber sido expresado éstos en funciónde (z/λ). De esta manera la temperatura, al modi -ficar las propiedades mecánicas de los materia -les bituminosos, influye sobre la velocidad depropagación de las ondas y, en consecuencia,modifica la longitud de onda (para una mismafrecuencia de pulso).

7) Posición de los transductores con relación a lafisura: Para las medidas transversales los trans-ductores han de colocarse lo más simétrica-mente posible con relación a la grieta, ya quesu posible excentricidad puede tener impor-tante influencia en los resultados de las medi -ciones dependiendo del tipo de aparato,sensores, base de medida adoptada y profun-didad de la fisura, como se demostró en elapartado 4.2.3.

8) Otros factores: Además de los anteriores, la in-vestigación ha demostrado que son tambiénfactores influyentes sobre los resultados lapresencia de capas del firme despegadas y lascaracterísticas superficiales (macrotextura) de lamezcla bituminosa, variables que han quedadoreflejadas en los modelos calibrados obtenidos.Se ha comprobado, sin embargo, la indepen-dencia de los resultados respecto del espesorde la sección asfáltica por debajo de la fisura,pero no han podido ser concluyentes, desde unpunto de vista estadístico, los resultados enrelación a la posible influencia de la saturacióndel material en las grietas.

8. ConclusionesDe forma general es posible concluir que la determi-nación no destructiva de la profundidad de las fisurassuperficiales de un pavimento presenta una importantecomplejidad. De hecho algunas de las técnicas NDTempleadas habitualmente para la evaluación de firmes,como las basadas en las medidas de deflexiones, elgeo-radar o el vídeo-láser, no permiten la medición precisa de la profundidad de las grietas ni la identificaciónde las capas afectadas por la fisuración, como ya hanpuesto de manifiesto algunas investigaciones previas.

El empleo en este estudio de metodologías basadasen la transmisión de ondas elásticas ultrasónicas haposibilitado establecer un procedimiento para laidentificación de las fisuras de tipo descendente(“top-down cracking”), que permite tanto diferenciarlasinequívocamente de las que afecten al espesor asfál -tico completo del firme como determinar la profun-didad de estas grietas abiertas en la superficie delpavimento. La técnica propuesta resuelve numerososproblemas que suele presentar la aplicación de méto-dos sísmicos sobre materiales multifase con estructurainterna heterogénea, como los debidos a los fenóme -nos de dispersión, atenuación y cambios de fase delas ondas, los cuales son además dependientes de lafrecuencia en el caso de materiales de naturalezaviscoelástica. También han tenido que solventarse lasdificultades relacionadas con el acoplamiento entrelos transductores y la superficie rugosa, muy irregulary con múltiples poros de las mezclas bituminosas,






empleando para ello transductores piezoeléctricosde tipo DPC (contacto puntual seco) y de tipo CPC(contacto plano a través de un medio de acoplamiento),mediante la utilización, en este último caso, de unmaterial especialmente seleccionado para mejorar laimpedancia acústica. Para ello ha resultado precisorealizar una amplia y detallada investigación para ladeterminación del procedimiento de ensayo másadecuado, analizando todas las variables involucradasen el proceso (características de las ondas, propiedadesdel material, variables ambientales, aspectos geomé -tricos, características de los equipos y sensores, etc.).

La metodología empleada, basada en la utilizaciónde una técnica de autocalibración consistente en larealización de varias mediciones de tiempos o veloci-dades de propagación de ondas ultrasónicas transito-rias, de manera que pueda obtenerse el coeficientede transmisión de la señal mediante ensayos paralelosy transversales a la fisura, puede ser aplicada consuficiente repetibilidad y fiabilidad a las mezclas bitu-minosas de pavimentación. Así, los promedios delcoeficiente de variación en el conjunto de todas lascampañas de laboratorio e in situ han resultado 1,55%y 3,28%, respectivamente. El máximo error relativopromedio en la estimación de la profundidad de fisuraal aplicar los modelos que se proponen no ha super-ado el 13%, con un nivel de confianza del 95%, en elconjunto de todos los ensayos in situ realizados.

Este método de auscultación y los modelos calibradospueden emplearse con instrumentos de ultrasonidos

dotados con transductores de tipo DPC y CPC enensayos efectuados sobre una única superficie acce-sible del material, no precisando estas superficiespreparación previa alguna. Además, las medidasresultan independientes del espesor total del firme eincluso del espesor de materiales asfálticos por debajodel vértice inferior de la grieta. Tampoco se ven afec-tadas por su abertura ni por la forma de su punta.

La experiencia obtenida tanto en laboratorio comoespecialmente in situ posibilita la aplicación de estatécnica no destructiva en la evaluación práctica ruti-naria de los deterioros de los firmes con posibilidadde ser integrada entre las metodologías de ausculta -ción para la gestión de su conservación. Así, su em-pleo permitiría la reducción del número de testigosrequeridos para el control de los deterioros de tipofisuración, e incluso la monitorización de su velocidadde avance mediante mediciones periódicas, propor-cionando un método sencillo, rápido de operar, eco -nómico y objetivo para una evaluación más uniformede la profundidad y extensión de las fisuras iniciadasen la superficie del pavimento.

AgradecimientosEsta investigación ha resultado posible gracias a lafinanciación del Ministerio de Ciencia e Innovación delProyecto FÉNIX: Investigación Estratégica en Carreterasmás Seguras y Sostenibles: Subprograma Investigaciónen Firmes de Larga Duración (Centro para el DesarrolloTecnológico e Industrial [CDTI]; Programa CENIT [Con-sorcios Estratégicos Nacionales en InvestigaciónTécnica]; convocatoria de abril de 2007; clave: P07-0430-1092) en el que la UPM y la ULPGC han partici-pado, conjuntamente con diferentes socios industriales,dentro de la A.I.E. Proyecto Fénix, permitiendo la reali -zación de una Tesis Doctoral en el Laboratorio de Cami -nos del Departamento de Ingeniería Civil-Transportesde la UPM (Franesqui, 2011).

Los estudios y trabajos de investigación sobre firmesde carreteras en servicio han podido realizarse graciasa la colaboración del Servicio de Obras Públicas eInfraestructuras de la Consejería de Obras Públi-cas, Infraestructuras y Aguas del Cabildo Insular deGran Canaria, los cuales han permitido contrastar losmodelos obtenidos en laboratorio.






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