carmen rĂcĂneldigilib.utcb.ro/repository/ccn/pdf/mixturiasfaltice.pdf · durabilitatea unei...
TRANSCRIPT
CARMEN RĂCĂNEL
CONSPRESS BUCUREŞTI
2004
CARMEN RĂCĂNEL
PROIECTAREA MODERNĂ A REŢETEI MIXTURII ASFALTICE
CONSPRESS BUCUREŞTI
2004
RACANEL, CARMEN Proiectarea modernă a reţetei mixturii asfaltice/ Carmen Răcănel – Bucureşti, 2004 CONSPRESS, 2004-05-13 Bibliogr. ISBN 973-7797-01-9
ISBN 973-7797-01-9
CONSPRESS B-dul Lacul Tei 124 sector 2 Bucuresti
Tel.: 021 242 27 19 / 183
PREFATA În domeniul studiului de reţetă a mixturii asfaltice au existat preocupări
încă din anul 1920 când Hubbard şi Filed au introdus compactarea prin impact,
cu ciocanul Proctor, pentru confecţionarea probelor de laborator. Apoi Marshall
a introdus metoda ce-i poartă numele şi care a rămas cea mai utilizată metodă de
proiectare a reţetei mixturii asfaltice. În paralel, s-a dezvoltat şi aplicat mai ales
în S.U.A., metoda Hveem care foloseşte compactarea prin frământare. Cu
timpul, deoarece s-a constatat că densitatea probelor obţinute în laborator nu
corespunde cu densitatea carotelor extrase din stratul asfaltic compactat, s-a
introdus compactarea giratorie care a ajuns astăzi să se aplice frecvent în S.U.A.
şi în multe ţări din Europa.
Compactarea giratorie stă la baza metodei de proiectare a reţetei mixturii
asfaltice introdusă de sistemul SHRP - Superpave, program de cercetare iniţiat
de S.U.A. în anul 1987, iniţial pe 6 ani şi apoi prelungit pe încă 10 ani. Acest
sistem de proiectare ţine seama de trafic şi de climă şi stabileşte alcătuirea
mixturii asfaltice astfel încât să se realizeze nivelul de performanţă dorit.
Lucrarea intitulată "PROIECTAREA MODERNĂ A REŢETEI MIXTURII
ASFALTICE" tratează problema stabilirii amestecului de agregate, filer şi bitum
din punct de vedere al programului Superpave, prezentând atât teoretic cât şi
experimental studiul de reţetă. În capitolul final se dovedeşte, prin studii de
laborator efectuate de autoare, influenţa modului de compactare asupra stabilirii
comportării mixturii asfaltice la două din degradările ce apar frecvent pe
drumurile cu straturi asfaltice: deformaţiile permanente şi fisurarea din oboseală.
Lucrarea este utilă studenţilor din anii mari de studiu (IV, V, VI) ai
specializării "Drumuri" din Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri precum
şi inginerilor din domeniul rutier care doresc să-şi completeze cunoştinţele cu
privire la studiul reţetei mixturii asfaltice.
Prof.univ.dr.ing. Constantin Romanescu
CUPRINS
i
CUPRINS
CAPITOLUL 1 GENERALITĂŢI ............................................ 1 1.1 Rolul compactării ................................................................ 1 1.2 Factorii care influenţează compactarea ............................ 10 1.3 Metode de compactare în laborator .................................. 15
CAPITOLUL 2 SISTEMUL SUPERPAVE ............................. 22 2.1 Ce este sistemul Superpave .............................................. 22 2.2 Nivelul 1 de proiectare a mixturilor asfaltice .......................................................................... 25 2.3 Nivelul 2 şi 3 de proiectare a mixturilor asfaltice .......................................................................... 48
CAPITOLUL 3 STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE ....................... 70 3.1 Proiectarea unei reţete optime de mixtură asfaltică ........................................................... 70 3.1.1 Alegerea materialelor .......................................... 70 3.1.2 Stabilirea curbei granulometrice ....................... 71 3.1.3 Determinarea procentului optim de bitum ............................................................ 76 3.1.4 Determinarea susceptibilităţii la umiditate ........................................................... 77
CARMEN RĂCĂNEL
CUPRINS ii
3.2 Studii efectuate pe două tipuri de mixturi asfaltice proiectate cu girocompactorul ..................... 78 3.2.1 Reţetele de mixtură asfaltică utilizate ................ 78 3.2.2 Studiu comparativ al metodelor de proiectare Marshall şi Superpave, Nivelul 1 ...................... 82 3.2.3 Încercări efectuate pe mixturi asfaltice proiectate după Superpave, Nivelul 1 ............... 87 3.3 Concluzii ................................................................................ 92
CAPITOLUL 4 ALEGEREA METODEI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR ................................................... 96 4.1 Introducere .......................................................................... 96 4.2 Încercări de fluaj ................................................................. 100 4.3 Încercări de oboseală ......................................................... 110
BIBLIOGRAFIE .................................................................... 117 ANEXA 1 ANEXA 2
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
1
CAPITOLUL 1 GENERALITĂŢI
1.1 ROLUL COMPACTĂRII
Calitatea bună în exploatare a unei structuri rutiere flexibile este
influenţată în principal de doi factori: reţeta mixturii asfaltice şi compactarea
stratului asfaltic. Nici unul din aceşti doi factori nu poate asigura, singur o
durată de viaţă satisfăcătoare. Chiar dacă mixtura asfaltică a fost bine
alcătuită, în urma unei proiectări de reţetă, fără o compactare corespunzătoare
in situ, în timp, stratul asfaltic nu va conduce la rezultatul aşteptat. O bună
compactare poate îmbunătăţi calitatea mixturii asfaltice cu o reţetă slab
concepută dar nu suficient, astfel încât să nu intereseze metoda de proiectare
a mixturii asfaltice.
O reţetă alcătuită pe principiul sporirii densităţii si reducerii volumului de
goluri în mixtura asfaltică va asigura o comportare potrivit cerinţelor de
proiectare ale mixturii.
Compactarea unei mixturi asfaltice este definită ca "... un stadiu al
construcţiei care transformă mixtura din starea desfăcută într-o masă legată
ce-i permite să suporte încărcările date de trafic ...; efortul de compactare se
alege în funcţie de rezistenţa internă a mixturii asfaltice. Această rezistenţă
include încleştarea dintre agregate, rezistenţa la frecare şi rezistenţa
vâscoasă".
Altfel spus, compactarea reprezintă procesul de reducere a procentului
de goluri în mixtura asfaltică sau operaţia de îndesare a mixturii asfaltice din
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 1 2
stratul rutier. Ea implică comprimarea şi orientarea particulelor solide în
interiorul mediului vâscoelastic astfel încât să rezulte o structură mai densă, cu
particule bine aranjate, într-un cuvânt o structură compactă, etanşă,
impermeabilă. Acesta este procesul ce are loc în timpul construcţiei unui drum
(se realizează compactarea corespunzător unui volum de goluri de 8%) şi apoi
sub trafic (în special în timpul lunilor călduroase, până la atingerea densităţii
finale) şi se realizează în vederea obţinerii de mixturi asfaltice cu caracteristici
fizico-mecanice bune.
Mixtura asfaltică compactată la un volum de goluri scăzut va avea o
durată de viaţă la oboseală mai mare, deformaţii permanente mai mici,
îmbătrânirea bitumului şi degradările din umiditate vor fi reduse. Volumul de
goluri din mixtură descreşte cu numărul de aplicări ale încărcării date de trafic
şi devine critic mai ales pentru mixturile sensibile, la care apar schimbări
importante ale proprietăţilor fizico-mecanice pentru variaţii foarte mici ale
procentului de bitum şi ale densităţii. Deşi o densitate mare conduce la o
mixtură mai puternică totuşi, nu va conduce neapărat şi la un sistem rutier în
ansamblu, mai solid.
Termenul care se foloseşte legat de compactarea mixturii asfaltice este
acela de densitate şi grad de compactare.
În funcţie de tipul degradării, volumul de goluri este critic imediat după
construcţie sau din contră, după milioane de aplicări ale osiei standard.
Importanţa compactării a fost relevată în numeroase lucrări şi studii din
întreaga lume. Despre importanţa compactării s-au spus următoarele: "...
compactarea, densificarea mixturilor asfaltice sunt cele mai importante operaţii
ce se răsfrâng asupra calităţii stratului asfaltic aşternut."
Tabelul 1.1 arată că un grad mare de compactare (grad de compactare
= raportul dintre densitatea aparentă a mxturii asfaltice, determinată pe carote
şi densitatea aparentă determinată în laborator pe epruvete) optimizează toate
proprietăţile mixturii.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
3
Tabelul 1.1
Proprietăţile mixturii
Procentul de bitum
Granulozitatea agregatului
Gradul de compactare
Stabilitate scăzut densă ridicat
Durabilitate ridicat densă ridicat
Flexibilitate ridicat deschisă -
Rezistenţă la oboseală
ridicat densă ridicat
Rezistenţă la derapare
scăzut densă sau deschisă
ridicat
Impermeabilitate ridicat densă ridicat
Rezistenţă la fisurare
ridicat densă ridicat
Prin urmare, proprietăţile mixturii ce se află în strânsă legătură cu
compactarea sunt: rezistenţa, durabilitatea / îmbătrânirea, rezistenţa la
deformaţii, rezistenţa la degradări din umiditate, impermeabilitatea, rezistenţa
la derapare. Totuşi, nu se poate spune că toate aceste proprietăţi vor fi sporite
numai prin reducerea procentului de goluri din mixtură la o valoarea optimă.
Rezistenţa. Creşterea rezistenţei stratului asfaltic depinde de
micşorarea procentului de goluri în mixtură (TONS si KROKOSKY, FINN,
DEACON, EPPS si MONISMITH, PELL si TAYLOR). O măsură empirică a
rezistenţei mixturii asfaltice este dată de stabilitatea Marshall, care creşte pe
măsură ce volumul de goluri în mixtură scade.
Rezistenţa la întindere este influenţată într-o mare măsură de volumul
de goluri din mixtură:
- un volum mare de goluri va reduce secţiunea transversală întinsă
efectivă a mixturii şi implicit rezistenţa la întindere;
- rezistenţa la întindere va fi mai redusă din cauza volumului de goluri
care poate introduce concentratori mari de efort.
Densitatea mixturii asfaltice (în particular, gradul de îndesare al
agregatelor) este strâns legată de rezistenţa ei la rupere. Cu cât volumul de
goluri este mai mic cu atât rigiditatea mixturii va fi mai mare.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 1 4
Mulţi cercetători au arătat că proprietăţile la oboseală ale mixturii
asfaltice sunt mult îmbunătăţite atunci când volumul de goluri scade (figura
1.1). Astfel, s-a constatat că durata de viaţă la oboseală este influenţată
negativ de volumul de goluri: o creştere a acestuia conduce la o descreştere a
duratei de viaţă. De asemenea, pentru fiecare procent în plus al volumului de
goluri, proprietăţile la oboseală pot fi reduse cu 10 ... 40 %.
S-a ajuns la concluzia că volumul de goluri este un factor mai important
decât procentul de bitum în ceea ce priveşte compactarea stratului asfaltic şi
comportarea acestuia la oboseală.
Aceleaşi rezultate au fost obţinute în /6/: reiese că rezultatele pe mixturi
afsaltice din încercarea la oboseală pe grinzi, sub deformaţie constantă sunt
puternic influenţate de volumul de goluri şi de procentul de bitum. Se obţine o
sporire a duratei de viaţă la oboseală atunci când volumul de goluri scade iar
procentul de bitum creşte şi o mărire a rigidităţii iniţiale a mixturii asfaltice
pentru un procent mai mic de goluri şi de bitum.
0
2
4
6
8
10
12
14
10000 100000 1000000 10000000 100000000
log (durata de viata la oboseala)
volu
mul
de
golu
ri, %
3% bitum4% bitum5% bitum
Figura 1.1 Variaţia duratei de viata la oboseală cu
volumul de goluri din mixtură
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
5
CARMEN RĂCĂNEL
Durabilitatea / îmbătrânirea. Durabilitatea unei mixturi asfaltice este
definită ca rezistenţa acesteia la efectul agenţilor atmosferici (inclusiv
îmbătrânirea) şi la acţiunea distrugătoare a traficului (FINN).
Dependenţa îmbătrânirii mixturii asfaltice de volumul de goluri din mixtură
a fost arătată în principal prin studiul modificării durităţii bitumului în timp.
Stratul asfaltic se degradează atunci când bitumul din mixtură îşi schimbă
duritatea, penetraţia reducându-se cu 20 - 30 de unităţi. Se pot obţine
performanţe bune, o întreţinere mai uşoară şi o durată de viaţă mai mare la
oboseală atunci când volumul de goluri din mixtură este scăzut (ceea ce întârzie
întărirea bitumului) iar compactarea este bine realizată (Mc LEOD, figura 1.2).
2030405060708090
100
4 6 8 10 12 14 1
volumul de goluri din mixtura, %
pene
tratia
fina
la (d
upa
4 an
i),
% d
in p
enet
ratia
initi
ala
6
Figura 1.2 Variaţia penetraţiei finale, reprezentată ca procent din
penetraţia iniţială cu volumul de goluri din mixtură
Şi alţi cercetători precum SANTUCCI au stabilit că volumul de
goluri din mixtură reprezintă cel mai important factor în întărirea bitumului în
timp (figura 1.3).
KANDHAL si KOEHLER au ajuns la concluzia că lipsa unei compactări
adecvate (volum de goluri mare) a constituit prima cauză a degradării
premature a îmbrăcăminţii rutiere asfaltice (figura 1.4).
CAPITOLUL 1 6
02468
101214
1 10 100
log(vascozitatea la 25oC, dupa imbatranire in situ)
volu
mul
de
golu
ri in
mix
tura
, %
Figura 1.3 Variaţia vâscozităţii liantului bituminos, după îmbătrânire in
situ în funcţie de volumul de goluri din mixtura asfaltică
6 8 10 12 14 16 18 20
volumul de goluri in mixtura, %
uzur
a im
brac
amin
tii a
sfal
tice
deloc
usoara
moderata
severa
Figura 1.4 Corelarea uzurii îmbrăcăminţii asfaltice cu
volumul de goluri din mixtură
Rezistenţa la deformaţii. Rezistenţa la deformaţii a mixturii asfaltice
este definită prin termenul de stabilitate (FINN). O rezistenţă slabă la
deformaţii permanente conduce la fenomenul de ornieraj.
În producerea ornierajului (deformaţiilor permanente) intervin cele trei
mecanisme bine-cunoscute, care conduc la producerea făgaşelor:
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
7
- primul mecanism este rezultatul deformaţiilor individuale ale unuia
sau mai multor straturi (inclusiv stratul suport) ce susţin straturile
asfaltice, datorită tensiunilor rezultate din încărcarea dată de
autovehicule, tensiuni ce depăşesc rezistenţa materialului - acesta este
ornierajul de structură;
- al doilea mecanism este rezultatul deformaţiilor individuale ale
straturilor asfaltice datorate tensiunilor produse de încărcările din trafic,
tensiuni care depăşesc rezistenţa materialului - acesta este ornierajul
din fluaj (curgere);
- al treilea mecanism este rezultatul uzurii îmbrăcăminţii datorată
pneurilor cu crampoane sau cu lanţuri, pe perioada de iarnă - acesta
este ornierajul de uzură.
Din cele trei tipuri de ornieraj de mai sus, ornierajul din fluaj este cel la
care ne referim atunci când discutăm despre stabilitatea mixturii asfaltice.
Ornierajul din fluaj în straturile asfaltice apare din cauza proiectării
neadecvate a amestecului de agregate, filer şi bitum şi nu este influenţat de
proiectarea structurii rutiere. Factorii care influenţează acest tip de ornieraj se
referă la caracteristicile materialelor componente, la proporţia lor în mixtură, la
densitatea mixturii, la punerea în operă a mixturii asfaltice.
Cerinţele pentru o bună rezistenţă la fluaj sunt în contradicţie cu cele
pentru o bună rezistenţă la oboseală. De exemplu, o mixtură foarte bogată în
bitum şi săracă în goluri va avea o rezistenţă ridicată la fisurarea prin oboseală
(durabilitate), dar o rezistenţă mică la ornieraj (stabilitate). Pe de altă parte, o
mixtură asfaltică bogată în agregate şi goluri dar săracă în bitum va avea o
rezistenţă mare la ornieraj (stabilitate bună), dar o rezistenţă mică la oboseală
(durabilitate slabă).
În urma testării mai multor probe de mixtură asfaltică HARVEY et al.
constată că deformaţia permanentă obţinută din încercarea de forfecare
simplă repetată, conform SHRP scade pe măsură ce volumul de goluri din
mixtură creşte de la 2 % la 9 %, indiferent de tipul agregatului şi al bitumului,
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 1 8
de modul de compactare şi de tipul probei încercate: carotă sau probă
confecţionată în laborator.
Totuşi, o reducere a volumului de goluri din mixtură conduce la o
creştere a rezistenţei la ornieraj a mixturii. În general s-a stabilit că procentul
optim de goluri trebuie să fie de aproximativ 3 %, pentru a răspunde ambelor
cerinţe: ornieraj şi oboseală.
Ornierajul poate apărea în două stadii:
- stadiul de densificare care poate fi considerat ca un al doilea
stadiu de compactare, conducând la dezvoltarea făgaşelor din
consolidare (volum ridicat de goluri);
- stadiul fazei de forfecare, când materialul se mişcă lateral,
conducând la dezvoltarea făgaşelor din curgerea plastică (volum
scăzut de goluri).
Atunci când mixtura asfaltică prezintă un volum mare de goluri, din
cauza încărcărilor din ce în ce mai mari date de trafic şi a presiunilor mari în
pneu se continuă procesul de compactare după construcţie, Astfel, apar în
urma roţilor vehiculelor făgaşele. Pentru a preveni acest fenomen este foarte
important să se reducă volumul de goluri în timpul construcţiei la o valoare
care s-ar putea produce sub trafic. Altfel, compactarea se produce sub trafic şi
cu timpul se vor forma făgaşele.
O proiectare raţională a reţetei mixturii asfaltice va conduce la o
minimizare a ornierajului. Este importantă determinarea procentului optim de
liant: dacă se foloseşte prea mult bitum, volumul de goluri va fi mai redus ceea
ce poate conduce la apariţia fazei de forfecare (SCHEROCMAN).
Rezistenţa la degradările din umiditate. În acest caz se cere
reducerea golurilor permeabile printr-o compactare adecvată.
Legat de fenomenul de dezanrobare, procentul de goluri din mixtura
asfaltică are o mare importanţă. Pentru a preveni pătrunderea apei în mixtură
şi dezanrobarea, volumul de goluri trebuie să fie destul de scăzut.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
9
Multe mixturi asfaltice pentru îmbrăcăminte au un volum de goluri
proiectat de 3 - 5 %. După execuţie, stratul asfaltic prezintă un volum de goluri
de aproximativ 8 %. Se presupune că stratul va avea densitatea stabilită prin
proiect după 2 - 3 ani de folosinţă sub trafic. Din păcate, unii executanţi nu au
un control al calităţii compactării şi volumul de goluri din timpul construcţiei
depăşeşte valoarea de 8 %. Acest fapt poate conduce la apariţia prematură a
uzurii suprafeţei din cauza unei inadecvate coeziuni a mixturii asfaltice.
Suprafaţa fiind uzată, cu timpul pătrunde apa şi se produce dezanrobarea.
Figura 1.5 prezintă influenţa volumului de goluri asupra rezistenţei
betonului asfaltic, după ce acesta a fost ţinut în apă, conform normelor.
Procentul de reducere al rezistenţei betonului asfaltic depinde de procentul de
goluri.
0
100
0 5 10 15 20
volumul de goluri, %
rezi
sten
ta m
ixtu
rii, %
A
B C
Dzona de evitat
Figura 1.5 Influenţa volumului de goluri asupra rezistenţei
mixturii asfaltice după ce aceasta a fost ţinută în apă
Se observă că pentru zona A (volum de goluri sub 4%), mixtura este
aproape impermeabilă. Apoi urmeaza o zonă dificilă, ce afectează rezistenţa
mixturii (zona B şi C), zonă în care se încadrează straturile asfaltice ale multor
drumuri. Pe măsură ce procentul de goluri creşte (zona D) rezistenţa mixturii
devine din ce în ce mai puţin influenţată de prezenţa apei, deoarece mixtura
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 1 10
drenează apa. Prin urmare, pentru a reduce riscul apariţiei fenomenului de
dezanrobare, trebuie evitată zona de mijloc (B şi C). Aceasta se poate realiza
printr-o proiectare judicioasă a mixturii asfaltice şi o compactare controlată a
stratului asfaltic.
Impermeabilitatea. Permeabilitatea care este definită prin capacitatea
apei şi a aerului de a trece prin mixtura asfaltică, are o influenţă mare asupra
durabilităţii şi susceptibilităţii la degradări din umiditate.
Impermeabilitatea este rezistenţei structurii rutiere la trecerea apei şi a
aerului prin ea. Se realizează prin asigurarea unei densităţi suficiente stratului
rutier. Sigur, nu se doreşte nicidecum asigurarea impermeabilităţii stratului
printr-un volum de goluri zero în mixtură. Teste de teren indică faptul că
asigurarea unei compactări adecvate este principalul factor în reducerea
permeabilităţii stratului asfaltic.
1.2 FACTORII CARE INFLUENŢEAZĂ COMPACTAREA
Factorii care prezintă influenţă asupra compactării sunt arătaţi în figura
1.6.
Agregatele. Pentru a obţine densitatea amestecului de agregate, filer şi
bitum, o mare importanţă o au proprietăţile agregatelor precum: forma,
absorbţia, textura. De asemenea este importantă granulozitatea agregatelor
precum şi curba granulometrică a amestecului de agregate şi filer, care
depinde de dimensiunea maximă a granulei, de procentul de agregat mare şi
mic şi de procentul de filer considerate.
Reprezentarea curbei granulometrice pentru o mixtură asfaltică este
arătată în figura 1.7. Se observă linia de densitate maximă (volum de goluri în
agregate zero) care trebuie evitată pentru a se asigura un procent optim de
goluri în amestecul de agregate.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
11GENERALITĂŢI
CARMEN RĂCĂNEL
Susceptibilitatea la temperatură
BitumReologia
Textura
Forma
Dimensiunea maximă
Granulozitatea
Absorbţia
Agregate
Proiectarea reţetei mixturii asfaltice
Temperatura în sol
Umiditate
Viteza vântului
Temperatura
Pământul de fundare
Grosimea stratului
Mediul înconjurător
Echipamentul
Succesiunea cilindrării
Procedura de cilindrare
Proprietăţilematerialului
Densitate iniţială
Greutate
Configuraţia osiei
Banda
Zilnic
Anual
Tip
DistribuţieTrafic
Temperatura structurii rutiere
Perioada din an
Perioada de construcţie şi mediul
înconjurător
Proprietăţilematerialului
Bitum
Agregate
Proiectarea reţetei mixturii asfaltice
CAPITOLUL 1 12
Densitatea finală
Stabilitate Durabilitate Rezistenţă Comportare bună la
Rigiditate Flexibilitate
oboseală
Proprietăţi necesare structurii rutiere
Figura 1.6 Factorii ce influenţează compactarea
structurilor rutiere flexibile
86.3
4
2
0.63
1
0.3150.20.09 0.1
12.516 20
0102030405060708090
100
0.01 0.1 1 10 100
log(site)
trece
ri, %
linia de densitate maxima
Figura 1.7 Curba granulometrică şi linia de densitate maximă
Comportarea bună la deformaţii permanente se obţine şi prin asigurarea
unei frecări interne intre particule. În condiţiile unei temperaturi ridicate şi ale
unei aplicări lente a încărcării este important pentru stabilitatea mixturii
asfaltice ca particulele agregatului să prezintă o bună frecare, ceea ce ne
conduce la textura suprafeţei acestora. O compactare prost efectuată sau un
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
13
procent prea mare de liant va reduce frecarea internă şi va determina
dezvoltarea deformaţiilor permanente.
Un agregat cu o curbă granulometrică continuă va da o mixtură mai uşor
de compactat, comparativ cu una care are granulometria agregatului
discontinuă.
Dacă mixtura asfaltică are mai multă criblură mare, ea va necesita un
efort de compactare mai mare pentru a obţine volumul de goluri necesar. Din
contră, o mixtură cu mai multă parte fină este mai lucrabilă dar sub compactor
ea va tinde să se deplaseze şi va fi greu de compactat.
Densitatea mixturii asfaltice este influenţată şi de filer şi raportul
filer/bitum. În figura 1.8 este prezentat efectul tipului de filer asupra volumului
de goluri, folosind acelaşi număr de rotaţii la compactarea mixturii asfaltice cu
un compactor de forfecare giratorie.
02
46
810
1214
0 100 200 300 400 500 600 700
numar de rotatii la compactare
volu
m d
e go
luri
in m
ixtu
ra
filer de celitfiler de calcarfiler de ciment Portland
Figura 1.8 Influenţa tipului de filer asupra volumului de goluri
din mixtura asfaltică
Bitumul. Vâscozitatea bitumului influenţează rigiditatea mixturii asfaltice
şi implicit compactarea ei. De asemenea, păstrează compactitatea mixturii.
Dacă vâscozitatea liantului este prea mică, particulele se mişcă uşor în timpul
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 1 14
compactării iar vâscozitatea nu dezvoltă suficientă coeziune pentru a păstra
compactitatea mixturii.
Pentru a avea o indicaţie asupra rigidităţii bitumului la temperatura de
compactare, se realizează în general testul de vâscozitate la temperatura de
135oC. Se recomandă totuşi efectuarea testului de vâscozitate la diferite
temperaturi pentru a putea trasa curba vâscozitate - temperatură şi a
interpreta panta acestei curbe astfel încât să se poate modifica temperatura
pentru ca liantul să atingă vâscozitatea dorită la compactare dar şi la
malaxare.
Un liant cu o vâscozitate mare la 135oC va furniza mixturii o rezistenţă
mai mare, reducând golurile, dar în acest caz temperaturile de malaxare şi de
compactare vor trebui mărite.
Figura 1.9 prezintă influenţa vâscozităţii bitumului asupra posibilităţii de
compactare a mixturii asfaltice. Se observă că pentru o anumită temperatură,
bitumul mai puţin vâscos va asigura mixturii o densitate mare care nu va putea
fi atinsă de mixtura cu bitum mai vâscos decât pentru o temperatură mai mare.
Rezultă de aici cât de importantă este cunoaşterea vâscozităţii liantului în
stabilirea temperaturii de compactare.
2.322.332.342.352.362.372.382.392.4
2.412.42
50 70 90 110 130 150 170 190
temperatura de compactare, oC
greu
tate
a sp
ecific
a, g
/cm
3
bitum cu vascozitate mica
bitum cu vascozitate mare
Figura 1.9. Influenţa vâscozităţii bitumului asupra compactării
mixturii asfaltice PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
15
Mixtura asfaltică. Deoarece materialele componente (agregate, filer şi
bitum) joacă un rol aşa de important în compactarea mixturii asfaltice, este
evident că şi amestecul lor va influenţa într-o oarecare măsură (chiar mai
mare) compactarea.
Extrem de importantă este stabilirea procentului optim de bitum în
cadrul metodei de proiectare a amestecului. O mixtură cu prea puţin liant
bituminos va fi dificil de compactat deoarece procentul scăzut de bitum va face
mixtura prea rigidă. Bineînţeles, prea mult liant bituminos va lubrifia mixtura în
exces, în final obţinându-se o mixtură instabilă şi plastică la cilindrare.
Este posibil însă ca un procent de bitum spre limita inferioară să fie
compensat de o bună compactare (efort de compactare mare) care să aducă
mixtura la un volum de goluri optim.
Raportul filer / bitum oferă mixturii rezistenţa necesară compactării. În
funcţie de acest raport, mixtura poate fi mai mult sau mai puţin rigidă.
Un alt factor de influenţă îl reprezintă temperatura mixturii asfaltice în
momentul compactării. În stabilirea temperaturii de compactare a mixturii
trebuie să se ţină seama, pe lângă vâscozitatea bitumului şi de raportul filer /
bitum care poate mări sau micşora rigiditatea mixturii, după cum s-a spus mai
sus. Se ştie că o mixtură cu o temperatură mare este mai uşor de compactat
decât una cu o temperatură mai mică. De asemenea, o mixtură rigidă va trebui
compactată la o temperatură ridicată.
În concordanţă cu cele prezentate mai sus, pentru a se obţine
rezultatele dorite pe o mixtură asfaltică, este necesar ca metoda de
compactare în laborator să simuleze cât mai fidel compactarea de pe şantier.
1.3 METODE DE COMPACTARE ÎN LABORATOR
Stabilirea reţetei mixturii asfaltice a constituit o problemă ce a preocupat
cercetătorii din domeniul rutier incă de la inceputul secolului trecut. Pentru a
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 1 16
avea o mixtură durabilă şi rezistentă pe perioada de serviciu a drumului, este
necesară stabilirea anumitor proporţii între materialele componente ale mixturii
asfaltice (agregate, filer, bitum şi eventual fibre).
Proiectarea unei mixturi asfaltice constă în alegerea unui amestec
potrivit de agregate şi a unui procent optim de liant bituminos astfel ca mixtura
rezultată să fie cât mai durabilă posibil. Factorul critic îl reprezintă procentul de
bitum. S-a constatat că o variaţie de 0,5 % faţă de procentul optim poate
conduce fie la prea mult, fie la prea puţin bitum. Un conţinut prea mare de liant
conduce la o mixtură cu volum de goluri scăzut care este susceptibilă la
ornieraj si exsudări. Un conţinut prea mic de liant produce o mixtură
subcompactată (mixtura are volum mare goluri) şi conduce la deteriorarea
îmbrăcăminţii rutiere. Literatura de specialitate demonstrează existenţa unui
singur procent de liant bituminos care, aplicat mixturii asfaltice, să poată
satisface atât durabilitatea cât şi stabilitatea acestui material compozit. De
asemenea, curba granulometrică a agregatului prezintă o importanţă
deosebită şi se alege în functie de tipul şi funcţiile stratului asfaltic în care se
va folosi mixtura.
În decursul timpului, s-a constatat că pentru un număr mare de drumuri
cu structuri rutiere flexibile sau mixte, densitatea finală a mixturii asfaltice nu
corespunde cu cea obţinută în cadrul laboratorului. Este evident că metodele
curente de compactare în laborator nu sunt suficiente pentru simularea
condiţiilor reale. Deci trebuie luate în considerare proprietăţile bitumului şi
agregatelor în funcţie de volumul de goluri din mixtură pe timp lung; aceasta
se referă la corelarea rezistenţei mixturii rutiere cu efortul de compactare.
Dacă rezistenţa la efortul de compactare este slabă, drumul va fi utilizat numai
pentru trafic scăzut; dacă mixtura opune o rezistenţă mare la compactare,
drumul va putea fi folosit pentru trafic mare.
Drumurile se densifică în funcţie de creşterea volumului de trafic până
când se stabilizează. Traficul compactează drumul la densitatea finală, care
este atinsă, în general după a treia vară de trafic. Un compactor de laborator
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
17
trebuie să fie capabil să simuleze densitatea finală. Cu cât traficul este mai
greu cu atât densitatea realizată a mixturii creşte.
La baza criteriului de proiectare a reţetei mixturii asfaltice se află ideea
că o structură rutieră trebuie să fie capabilă să reziste forţelor de forfecare şi
celor verticale ce provin din trafic.
Se ştie că densitatea mixturii asfaltice depinde de trafic si de climă. O
mixtură asfaltică corect proiectată se poate realiza atunci când traficul şi clima
sunt simulate în laborator. Metodele de proiectare a retetei mixturii asfaltice
caută să ţină seama de aceşti doi factori, ele bazându-se pe metoda de
compactare in laborator. În decursul timpului s-a căutat introducerea în
metoda de proiectare a amestecului a unei aparaturi de compactare necesară
simulării densităţii reale a stratului asfaltic.
De-a lungul timpului au existat trei metode de compactare ce constituie
parte integrantă a metodelor de proiectare a mixturilor asfaltice:
- compactarea prin impact
- compactarea prin frământare
- compactarea giratorie
Cea mai veche metodă folosită în laborator o constituie metoda de
proiectarea care foloseşte compactarea prin impact. În anul 1920 Hubbard şi
Field au folosit ciocanul Proctor de la geotehnică pentru compactarea
mixturilor asfaltice.
Dupa 10 ani, în 1930, Bruce Marshall a introdus metoda de proiectare a
mixturii asfaltice care-i poartă numele. Deosebirea faţă de metoda Hubbard
este aceea că faţa compactorului are diametrul egal cu diametrul tiparului.
Acest tip de compactare prin impact a fost adoptată de toate ţările pentru
proiectarea reţetei mixturilor asfaltice pentru drumuri. Numărul de lovituri
aplicate pe fiecare parte a probei cilindrice se alege în funcţie de nivelul
traficului preconizat pe drumul ce urmează a fi construit (35, 50, 75 lovituri pe
fiecare faţă). Aceasta este metoda cea mai des utilizată în lume pentru
proiectarea mixturii asfaltice, considerând în general, 75 lovituri pe fiecare
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 1 18
parte (la noi în ţară, 50 de lovituri), deşi în urma aplicării acestor lovituri vor
rezulta densităţi diferite din cauza diferitelor tipuri de ciocane Marshall:
mecanic, rotativ, manual.
În principiu, metoda Marshall urmăreşte realizarea unei mixturi asfaltice
rezistente, folosind analiza stabilitate/fluaj şi densitate/volum de goluri.
Avantajul acestei metode de proiectare îl reprezintă atenţia faţă de
proprietăţile mixturii asfaltice: densitate şi volum de goluri, analiză ce asigură
proporţii volumetrice potrivite pentru realizarea unei mixturi asfaltice de
calitate. În plus, aparatul este relativ ieftin si portabil. Dezavantajul principal al
metodei este acela că acest tip de compactare în laborator nu simulează
compactarea reală a mixturii aşternute. În plus, stabilitatea Marshall nu
estimează adecvat rezistenţa la forfecare a mixturii. Cele două dezavantaje
fac dificil de asigurat rezistenţa la ornieraj a mixturii proiectate.
Independent de dezvoltarea metodei de proiectare Marshall, Francis
Hveem a introdus o nouă metodă de proiectare a mixturilor între anii 1930 si
1940. Metoda de proiectare Hveem are la baza compactarea prin frământare, la care se aplică o forţă prin intermediul unui picior de formă
triunghiulară ce acoperă numai o porţiune din suprafaţa probei. Loviturile se
aplică uniform pe suprafaţa probei pentru a realiza compactarea acesteia.
Metoda Hveem foloseşte de asemenea analiza densitate/volum de
goluri şi stabilitate. Se determină în plus şi rezistenţa mixturii la umflare în
prezenţa apei. Metoda Hveem are două avantaje:
- primul, metoda de compactare prin frământare este gândită pentru o
mai bună simulare a caracteristicilor de densitate ale mixturii aşternută pe
drum ;
- al doilea, stabilitatea Hveem este o masură directă a componentei
frecării interne a rezistenţei la forfecare. Măsoară capacitatea probei de a
rezista deplasării laterale în urma aplicării unei încărcări verticale.
Un dezavantaj al procedeului Hveem este acela că echipamentul de
testare este oarecum scump şi nu este portabil. În plus, există câteva
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
19
proprietăţi volumetrice importante ale mixturii legate de durabilitate care nu
sunt determinate ca parte a procedurii. Unii ingineri consideră că metoda
alegerii procentului de bitum în metoda Hveem este prea subiectivă şi poate
rezulta o mixtura care nu este durabilă, având prea puţin bitum.
Obiectivul acestui tip de compactare, ca şi în cazul altor metode, este să
realizeze probe cu densitate egală cu densitatea mixturii atinsă sub trafic,
post-constructie. Totuşi, această metodă nu este folosita decât în câteva state
din S.U.A. şi din ce în ce mai puţin.
Tot cam în aceeaşi perioadă (anul 1930), în Texas s-a dezvoltat o
metodă de proiectare care are la baza compactarea giratorie. Dezvoltarea
acestei metode îi este atribuită lui Philippi, Raines şi Love. Prima presă
giratorie a fost una manuală iar specificaţiile şi metoda de încercare au fost
introduse abia în 1946 de Departamentul de Drumuri din Texas.
Metoda de compactare giratorie constă în aplicarea unei încărcări
verticale, în timp ce tiparul este supus unei mişcări de rotaţie. Compactarea
giratorie produce o acţiune de frământare asupra probei. Acţiunea de
frământare este cauzată de rotirea probei în jurul axei. Unghiul de rotaţie al
diverselor compactoare se găseşte în intervalul 1,00o la 6,00o. Compactarea
folosind acţiunea giratorie s-a aplicat şi de catre U.S. Army Corps of Engineers
din S.U.A. şi Laboratoire Central des Points et Chaussées (LCPC) din Franţa.
În anul 1940 U.S. Army Corps of Engineers a realizat un compactor prin
aplicarea principiului mişcării giratorii cu scopul de a introduce o nouă metodă
de proiectare a mixturilor asfaltice ţinând seama de condiţiile extreme de trafic.
Noul aparat de compactat probe de mixtură asfaltică s-a numit "Gyratory Test
Machine" (GTM). Dezvoltarea acestui tip de compactare a continuat în anii ‘50
ajungând ca la începutul anilor ‘60 să se demonstreze utilitatea sa. Totuşi, în
acea perioada s-a folosit mai mult în scopuri de cercetare decât în proiectarea
de rutină a mixturilor asfaltice.
John L. McRae, cel care a contribuit la construirea compactorului de
frământare giratoriu, a plecat de la concluzia că proprietăţile mecanice ale
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 1 20
probelor produse cu ciocanul Marshall nu simulează proprietăţile carotelor
extrase din îmbrăcămintea rutieră asfaltică.
În anul 1950, o delegaţie din Franţa a vizitat Statele Unite şi a studiat
metoda giratorie din Texas. LCPC a evaluat parametrii ce influenţează
compactarea giratorie; în 1972 a finalizat un protocol în ceea ce priveşte
metoda giratorie. Cele trei variabile importante studiate au fost unghiul de
rotaţie, viteza de rotaţie şi presiunea verticală, a căror valori s-au modificat
mereu în decursul timpului (1950 - 1993).
În Franţa, aplicarea compactării giratorii se face pentru a simula
densitatea apărută în stratul asfaltic la sfârşitul construcţiei. Astăzi,
compactarea giratorie este folosită în mod obişnuit în Franţa ca parte a
procesului de proiectare a mixturii. Aparatul se numeşte "Presse á
Cisaillement Giratoire" (PCG) şi are unghiul de rotaţie de 1o iar presiunea de
compactare de 600 kPa. Mai recent, acest tip de compactare a fost introdus în
multe ţări.
Mai nou apărutul girocompactor SHRP - Strategic Highway Research
Program ("SHRP Gyratory Compactor" - SGC) constituie un compromis între
girocompactorul LCPC, U.S. Army Corps of Engineers si metodele Texas şi se
foloseste şi in România de câţiva ani. Tipurile de SGC existente la ora actuală
sunt girocompactoarele produse de următoarele firme: Pine Instrument
Company, Troxler Electronic Laboratories, Test Quip, Rainhart Company şi
Interlaken Technology Co. Dintre acestea, Pine SGC şi Troxler SGC sunt cele
mai vechi şi mai răspândite în lume, ambele prezentând rezultate similare cu
prototipul Texas SGC modificat.
Extinderea folosirii compactării giratorii s-a bazat pe comparaţia din
punct de vedere al densităţii, efectuată între carotele extrase din teren şi
probele confecţionate în laborator. Începând din 1987 s-au făcut numeroase
studii în Statele Unite, prin programul SHRP, asupra valorilor presiunii
verticale de consolidare, a unghiului de rotaţie şi a vitezei de rotaţie. În final s-a
ajuns la concluzia că următoarele valori conduc la realizarea unui volum de
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
GENERALITĂŢI
21
goluri de 4% pentru mixtura care se proiectează: presiunea verticală de
consolidare de 600 kPa, unghiul de rotaţie de 1,25o (±0,02o) şi viteza de rotaţie
de 30 rot/min (±0,5 rot/min). Toleranţa acceptată în ceea ce priveşte valoarea
unghiului limitează variaţia procentului de bitum la max. 0,1%.
După stabilirea parametrilor de funcţionare, în utlimii 10 ani s-au realizat
şi studii pentru evaluarea de teren a acestui girocompactor. S-a constatat că
atât girocompactorul american SGC cât şi cel francez PGC sunt folositoare în
stabilirea reţetei mixturilor asfaltice preparate la cald. Astfel, s-a dezvoltat sub
programul SHRP, sistemul de proiectare a reţetei mixturii asfaltice Superpave
(Superior Performing Asphalt Pavements).
Cercetările efectuate în decursul timpului au arătat că fiecare mod de
compactare în parte conduce la un anumit tip de structură a agregatului şi film
de bitum pe agregate.
Metodele Hveem şi giratorie de proiectare a mixturilor asfaltice conduc
la realizarea unor densităţi mai mari decât cele obţinute prin folosirea metodei
Marshall. Acţiunea de frământare simulează mai bine orientarea particulelor
agregatului, existentă în realitate în stratul asfaltic decât o realizează
compactarea cu Marshall. Unul din motivele principale ale folosirii
girocompactorului este capacitatea sa de a reproduce densităţile mari care se
întâlnesc în stratul asfaltic aşternut.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 22
CAPITOLUL 2 SISTEMUL SUPERPAVE
2.1 CE ESTE SISTEMUL SUPERPAVE Programul SHRP (Strategic Highway Research Program) iniţiat de
Statele Unite ale Americii şi desfăşurat pe o perioadă de 6 ani (1987 - 1993)
iniţial şi apoi pe încă 10 ani (1993 - 2003), a dezvoltat un nou sistem de
analizare a lianţilor bituminoşi şi de proiectare a mixturilor asfaltice preparate
la cald în vederea creşterii performanţelor drumului. Acest sistem s-a numit
SuperpaveTM (Superior Performing Asphalt Pavements) şi este un sistem ce
furnizează date pentru specificaţii, încercarea materialelor componente ale
mixturii asfaltice, proiectarea reţetei amestecului de agregate, filer şi bitum,
încercarea mixturilor asfaltice şi evaluarea performanţelor structurii rutiere.
Această metodă de proiectare este alcătuită conform cerinţelor de
perfomanţă dictate de trafic şi de mediul înconjurător (climă) şi determină
alegerea şi combinarea liantului bituminos, a agregatelor şi a oricărui
modificator necesar pentru a realiza nivelul de performanţă cerut pentru drum.
Sistemul Superpave se aplică mixturilor asfaltice preparate la cald cu
bitum modificat sau nemodificat; se poate folosi în cazul straturilor de
suprafaţă, de legătură şi de bază noi, ca şi în cazul straturilor de ranforsare de
pe drumurile existente.
Obiectivul sistemului Superpave este acela de a defini un amestec
economic de liant bituminos şi agregate ce conduce la o mixtură asfaltică cu:
- suficient liant bituminos pentru durabilitate;
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
23
- suficiente goluri în amestecul de agregate minerale şi suficient volum
de goluri în mixtura asfaltică;
- suficientă lucrabilitate;
- caracteristici satisfăcătoare ale performanţei de-a lungul duratei de
viaţă a drumului.
Performanţa structurii rutiere este analizată în raport cu deformaţiile
permanente, fisurarea din oboseală, fisurarea din temperaturi scăzute şi
efectele degradărilor din îmbătrânire şi umiditate.
Conţine trei nivele distincte de proiectare, numite nivelul 1, nivelul 2 şi
nivelul 3. Complexitatea fiecărui nivel este în funcţie de importanţa drumului
ce urmează a fi construit şi creşte în mod semnificativ de la nivelul 1 la nivelul
3. Nivelul 3 necesită un număr mare de teste, mai multe probe şi mai mult timp
pentru a realiza proiectarea reţetei mixturii. Nivelul 3 conţine toate proprietăţile
măsurate în nivelul 2, în timp ce nivelul 2 conţine toate proprietăţile măsurate
în nivelul 1.
Cele trei nivele de proiectare se aleg în funcţie de trafic: pe măsură ce
traficul creşte se trece la un nivel superior de proiectare a reţetei mixturii
asfaltice :
- nivelul 1 (trafic scăzut) ≤ 106 osii echivalente
- nivelul 2 (trafic intermediar) ≤ 107 osii echivalente
- nivelul 3 (trafic ridicat) > 107 osii echivalente
Osia echivalentă în S.U.A. este de 80 kN. Pentru condiţiile ţării noastre
aceasta se va echivala cu osia de 115 kN, conform normelor în vigoare.
Nivelul 1 se bazează pe proiectarea volumetrică a mixturii asfaltice, în
timp ce nivelele 2 si 3 conţin şi încercări specifice pentru determinarea
caracteristicilor mixturii asfaltice, precum :
- încercare de forfecare repetată
- încercare de forfecare simplă
- rezistenţa la întindere indirectă
- fluaj şi rupere din temperatură scăzută
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 24
- reometru pentru grinda încovoiată
- încercare hidrostatică
- încercare uniaxială
Structura sistemului de proiectare Superpave este prezentată în figura 2.1: pro- alegerea alegerea iec- agregatului bitumului tare volu- proiectarea volumetrică a mixturii ce me- include susceptibilitatea la umiditate trică pro- măsurarea proprietăţilor materialului prie- tăţi nivel 2 nivel 1 nivel 3 Estimarea perfor- Estimarea perfor- manţei drumului manţei drumului deformaţii deformaţii me- permanente permanente ca- nice oboseală oboseală fisurare din fisurare din temperaturi temperaturi scăzute scăzute con- trol proiectarea finală a amestecului pentru producere de te- teste de control a mixturii ren prelevată din teren
Figura 2.1 Structura metodei Superpave
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
25
2.2 NIVELUL 1 DE PROIECTARE A MIXTURII ASFALTICE
Nivelul 1 de proiectare a mixturilor asfaltice (pentru trafic scăzut),
prezentat în figura 2.2, constă în alegerea agregatului şi liantului pentru a
stabili granulometria şi procentul de bitum care satisfac criteriile specificate
pentru volum de goluri în mixtură, goluri în amestecul de agregate şi goluri
umplute cu bitum. Acest nivel se bazează pe proiectarea volumetrică a
amestecului, luând în considerare şi specificaţiile pentru liant şi agregate.
Alegerea finală a procentului de bitum este bazată deci, pe atingerea nivelului
specificat pentru volum de goluri în mixtură, goluri în amestecul de agregate şi
goluri umplute cu bitum la trei nivele de compactare: iniţial, de proiectare şi
maxim.
Nivelul iniţial de compactare, Nin este cel care corespunde densităţii
stratului asfaltic după traficul iniţial - la aşternere. Nivelul de proiectare al
compactării, Npr are valoarea corepunzătoare densităţii obţinută în stratul
asfaltic după compactarea iniţială - după cilindrare. Nivelul maxim de
compactare, Nmax este cel corespunzător densităţii anticipate a drumului la
sfârşitul perioadei de serviciu.
Mixtura asfaltică, conţinând diferite granulometrii ale agregatului şi
procente diferite de bitum, va fi compactată, în cadrul proiectării volumetrice,
cu girocompactorul.
Trebuie specificat faptul că în metoda volumetrică Superpave efortul
vertical de compactare a girocompactorului este acelaşi pentru toate mixturile
iar numărul de rotaţii este stabilit astfel încât să furnizeze o densitate care
coincide cu densitatea mixturii aşternute pe drum, la sfârşitul perioadei de
serviciu.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 26
alegeţi agregatele ţinând seama alegeţi gradul de performanţă de criteriile: al bitumului ţinând seama de - granulozitate temperaturile de proiectare - forma granulelor joase şi ridicate - conţinut de impurităţi - particule plate şi aciculare se recomandă un eventual test de adsorbţie pentru a evalua compatibiliatea agregat- bitum propuneţi 3 sau 4 curbe granulometrice, determinate de limitele stabilite prin standard calculaţi un conţinut iniţial de bitum pentru fiecare curbă granulometrică (câte 2 probe compactate la Npr pentru fiecare curbă granulometrică = 6 sau 8 probe) evaluaţi curbele granulometrice; alegeţi curba de proiectare pentru agregat; calculaţi un procent estimativ de bitum determinaţi susceptibilitatea la compactaţi probele pentru umiditate pentru procentul de patru procente de bitum bitum şi granulometria proiectată considerate faţă de (compactaţi 6 probe la 7 % volum procentul estimat de bitum de goluri; testaţi 3 probe uscat şi (2 probe compactate pe 3 probe umed) procent de bitum =8 probe) determinaţi procentul de bitum ce satisface criteriile volumetrice la Npr, Nin şi Nmax
Figura 2.2 Schema Nivelului 1 de proiectare al mixturilor asfaltice
Etapele principale ale nivelului 1 de proiectare (volumetric) sunt:
a) alegerea materialelor: * alegerea liantului bituminos şi a agregatelor ce îndeplinesc
cerinţele mediului şi traficului
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
27
* determinarea greutăţii specifice volumetrice a agregatului propus
pentru amestecare şi greutatea specifică a liantului bituminos.
b) stabilirea curbei granulometrice:
* propunerea curbelor granulometrice ale agregatului (de preferat
3 sau mai multe);
* calcularea unui procent de bitum iniţial şi compactarea a două
probe pentru fiecare granulometrie în parte;
* alegerea unei structuri de agregat şi a procentului de bitum
estimat, pe baza criteriilor ce definesc volumul de goluri în
mixura compactată, golurile în agregatul mineral şi golurile
umplute cu bitum, la nivelele de compactare iniţial (Nin), de
proiectare (Npr) şi maxim (Nmax), măsurate sub formă de rotaţii
aplicate cu girocompactorul.
c) stabilirea procentului de bitum proiectat: * compactarea a câte două probe la procentul de bitum estimat şi
la procentul de bitum estimat ± 0,5 % şi +1,0 %;
* determinarea procentului de bitum proiectat pe baza cerinţelor
ce privesc volumul de goluri în mixura compactată, golurile în
agregatul mineral şi golurile umplute cu bitum la cele trei nivele
de proiectare, Nin, Npr şi Nmax;
* determinarea susceptibilităţii la umiditate a amestecului final
optim de agregat şi bitum la un volum de goluri de 7 %.
Cu toate că nu este posibilă estimarea performanţelor rutiere ale
nivelului 1 în ceea ce priveşte deformaţiile permanente, fisurarea din oboseală
sau fisurarea din temperaturi scăzute fără încercările pe mixturi prevăzute în
nivelul 2 sau 3, totuşi nivelul 1 prezintă o garanţie satisfăcătoare a
performanţei drumului atunci când toate criteriile volumetrice sunt îndeplinite.
Girocompactorul este elementul de bază al nivelului 1 de proiectare. În
plus, acest nivel consideră efectele sensibilităţii la umiditate şi ale îmbătrânirii
în stabilirea amestecului final.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 28
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
Alegerea amestecului de materiale: Agregatele
Alegerea agregatelor presupune considerarea mai multor factori şi
anume: climă, trafic, disponibilitate, cost, rezistenţă la derapare, sensibilitate la
umiditate, folosirea anterioară a agregatului, deci cunoaşterea proprietăţilor
sale.
Dimensiunea maximă a agregatului se alege în funcţie de stratul în care
se foloseşte mixtura ce se proiectează (tabelul 2.1).
Tabelul 2.1
Stratul rutier Dimensiunea maximă nominală a agregatului, mm suprafaţă 9,5 - 12,5 legătură 25,0 - 37,5
bază 25,0 - 37,5
Curba granulometrică se alege în funcţie de limitele prevăzute şi de
zona restrictivă. În tabelele 2.2, 2.3, 2.4, 2.5, 2.6 sunt prezentate limitele
pentru curba granulometrică iar în tabelul 2.7 sunt prezentate zonele restrictive
pentru fiecare tip de agregat.
Tabelul 2.2 limite (treceri, %) Dimensiunea sitei minimum maximum
75 μm 0 6 2.36 mm 15 41
25.0 mm - 90 dimens. max nominală (37.5 mm) 90 100
dimens. maximă (50.0 mm) 100 -
Tabelul 2.3 limite (treceri, %) Dimensiunea sitei minimum maximum
75 μm 1 7 2.36 mm 19 45
19.0 mm - 90 dimens. max nominală (25.0 mm) 90 100
dimens. maximă (37.5 mm) 100 -
SISTEMUL SUPERPAVE
29
Tabelul 2.4 limite (treceri, %) Dimensiunea sitei minimum maximum
75 μm 2 8 2.36 mm 23 49
12.5 mm - 90 dimens. max nominală (19.0 mm) 90 100
dimens. maximă (25.0 mm) 100 -
Tabelul 2.5 limite (treceri, %) Dimensiunea sitei minimum maximum
75 μm 2 10 2.36 mm 28 58 9.5 mm - 90
dimens. max nominală (12.5 mm) 90 100 dimens. maximă (19.0 mm) 100 -
Tabelul 2.6 limite (treceri, %) Dimensiunea sitei minimum maximum
75 μm 2 10 2.36 mm 32 67 4.75 mm - 90
dimens. max nominală (9.5 mm) 90 100 dimens. maximă (12.5 mm) 100 -
Tabelul 2.7 Dimensiu-nea sitei pentru zona
restrictivă
Limitele minime şi maxime pentru următoarea dimensiune
maximă nominală (treceri, % min./max.)
37.5mm 25.0mm 19.0mm 12.5mm 9.5mm 4.75 mm 34.7/34.7 39.5/39.5 - - - 2.36 mm 23.3/27.3 26.8/30.8 34.6/34.6 39.1/39.1 47.2/47.2 1.18 mm 15.5/21.5 18.1/24.1 22.3/28.3 25.6/31.6 31.6/37.6 600 μm 11.7/15.7 13.6/17.6 16.7/20.7 19.1/23.1 23.5/27.5 300 μm 10.0/10.0 11.4/11.4 13.7/13.7 15.5/15.5 18.7/18.7
Această zonă restrictivă este folosită de SUPERPAVE pentru a preveni
procentul mare de nisip fin raportat la cantitatea de nisip total din amestecul de
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 30
agregate şi de asemenea pentru a evita linia de densitate maximă care nu
furnizează un volum de goluri adecvat în agregat. Astfel, va rezulta un schelet
mineral puternic ce sporeşte rezistenţa la deformaţii permanente şi
durabilitatea, datorită unui volum de goluri potrivit.
În figura 2.3 sunt reprezentate limitele şi zona restrictivă în cazul unui
agregat ce are dimensiunea maximă nominală de 12,5 mm.
Lim it e le çi z on a re s t ric t ivå pe n t ru dim e n s iun e a m axim å n om in alå 1 2 ,5 m m
0.00
10.00
20.00
30.00
40.00
50.00
60.00
70.00
80.00
90.00
100.00
dim e n s iun e a s it e i
trec
eri,
%
zona restrictiva
linia de densitate maxima
dimensiunea maximadimensiunea maxima nominala
75μm 2,36mm 9,5mm 12,5mm 19,0mm
Figura 2.3 Reprezentarea limitelor SHRP şi a zonei restrictive
Se recomandă ca la alcătuirea scheletului mineral, curba granulometrică
să se deplaseze spre limitele inferioare, sub zona restrictivă atunci când
traficul creşte.
Curbele granulometrice ce se situează fie sub zona restrictivă, fie peste
această zonă, dar se află în interiorul limitelor, vor conduce la un amestec de
agregate potrivit pentru o mixtură acceptabilă în sistemul de proiectare
Superpave.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
31
Superpave impune restricţii şi în ceea ce priveşte:
- gradul de spargere al agregatului grosier (procent din greutatea
agregatului cu particule mai mari de 4,75 mm, cu una sau mai multe feţe
concasate);
- gradul de spargere al agregatului fin (procent al volumului de
goluri prezent în agregatul ce trece prin sita de 2,36 mm);
- duritatea sau rezistenţa L.A. (procent de material pierdut din
agregatul amestecat, în timpul încercării Los Angeles);
- soliditatea (procent al degradării agregatului amestecat, în timpul
testului de soliditate cu sodiu sau magneziu);
- materialele nocive (procent în greutate a impurităţilor nedorite
precum: cărbune, lemn, argilă şistoasă moale, mică în agregatul amestecat);
- conţinutul de argilă sau echivalentul de nisip (măsură a cantităţii
de material argilos prezent în partea de agregat ce trece pe sita de 4,75 mm);
- particule subţiri, alungite (particulele agregatului grosier - 4,75
mm ce au raportul dintre dimensiunea maximă şi minimă mai mare de 5);
- proporţia de praf (raportul dintre procentul în greutate a
agregatului ce trece pe sita de 75 μm şi conţinutul efectiv de bitum exprimat
ca procent în greutate din mixtură).
Liantul bituminos
În Superpave lianţii se notează prin PGx-y, unde:
PG este gradul de performanţă al bitumului
x este temperatura ridicată de proiectare a drumului
y este temperatura scăzută de proiectare a drumului
Superpave a stabilit specificaţii pentru bitum aplicabile deopotrivă
lianţilor modificaţi şi celor nemodificaţi (vezi ANEXA 1). Specificaţiile se
bazează pe rigiditatea liantului îmbătrânit, considerând o anumită combinaţie a
încărcării din trafic şi condiţii înconjurătoare. Astfel, bitumul este împărţit pe
grade care se diferenţiază în funcţie de temperaturile drumului care permit
liantului să poată fi ales în raport cu o anumită combinaţie a temperaturilor
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 32
ridicate şi scăzute ale drumului. Condiţiile de încărcare prevăzute în cazul
temperaturilor ridicate sunt: viteza vehiculului = 100 km/h şi volumul de trafic <
107 osii echivalente.
Cele două temperaturi luate în considerare sunt:
- temperatura de proiectare maximă a drumului Tmax, considerată ca
media celor mai călduroase 7 zile consecutive dintr-un an (temp.med.
7 zile);
- temperatura de proiectare minimă a drumului Tmin, considerată ca
temperatura cea mai scăzută dintr-un an.
Etapele care se parcurg în alegerea gradului sunt:
- alegerea zonei climatice în care se află drumul ce urmează a fi
construit;
- alegerea gradului de siguranţă al proiectării drumului în funcţie de
performanţa la temperaturi scăzute şi ridicate;
- stabilirea temperaturilor rutiere de proiectare;
- determinarea gradului de performanţă minim necesar pentru a
satisface temperaturile minime şi maxime de proiectare ale drumului.
Verificarea gradului de performanţă al liantului constă în efectuarea
următoarelor determinări:
- punctul de inflamabilitate
- vâscozitatea cu vâscozimetrul rotativ (135oC)
- G*/sinδ la Tmax (45 .. 75oC) cu reometrul pentru forfecare dinamică
- rigiditatea la fluaj şi panta rigidităţii la fluaj în funcţie de timp la
Tmin+10oC (-36 .. 0oC), la 1 oră şi 24 de ore
- pierderea de masă prin îmbătrânirea bitumului în etuva RTFOT
- G*/sinδ la Tmax (45 .. 75oC) cu reometrul pentru forfecare dinamică, pe
bitumul îmbătrânit RTFOT
- îmbătrânirea bitumului după RTFOT în etuva PAV
- rigiditatea la fluaj şi panta rigidităţii la fluaj în funcţie de timp la
Tmin+10oC (-36 .. 0oC), pe bitumul îmbătrânit RTFOT / PAV
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
33
- G*sinδ la Tmediu (7 .. 34oC) cu reometrul pentru forfecare dinamică, pe
bitumul îmbătrânit RTFOT / PAV
- deformaţia specifică la rupere cu aparatul pentru tracţiune directă la
Tmin+10oC (-36 .. 0oC)
Alegerea numai a gradului liantului bituminos nu elimină deformaţiile
permanente care sunt puternic legate de proprietăţile agregatului şi de
proprietăţile volumetrice ale mixturii rutiere şi nici fisurarea din oboseală care
este de asemenea puternic dependentă de structura rutieră. Totuşi, alegând
potrivit liantul bituminos, se va elimina fisurarea din temperaturi scăzute.
Proprietăţi volumetrice
Atunci când considerăm comportarea unei mixturi asfaltice, trebuie să
luăm în calcul proprietăţile volumetrice ale amestecului de agregate şi bitum.
Proprietăţile volumetrice (figura 2.4) ale mixturii compactate sunt:
volumul de goluri în mixtură, volumul de goluri în amestecul de agregate şi
volumul de goluri umplute cu bitum. Ele furnizează unele indicaţii asupra
performanţei probabile a mixturii asfaltice în perioada de serviciu a drumului.
aer Va (volum goluri) Vma (goluri în agregatul mineral)
bitum Vbe (vol. efectiv bitum)
Vba (vol.bitum absorbit)
agregate Vsb (vol. aparent
agregat mineral)
Figura 2.4 Proprietăţile volumetrice ale mixturii asfaltice
Agregatul mineral este poros şi poate absorbi apă şi bitum într-un
anumit grad. Mai mult, raportul apă/bitum absorbit variază în funcţie de fiecare
tip de agregat în parte. În calculul proprietăţilor volumetrice ale mixturii sunt
luate în considerare trei greutăţi specifice ale agregatelor care ţin seama de
aceste variaţii: greutatea specifică volumetrică, aparentă şi efectivă.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 34
Greutatea specifică volumetrică (Gsb) este raportul dintre masa în aer a
unei unităţi de volum de material permeabil (incluzând deopotrivă golurile
permeabile şi impermeabile ale materialului), la o anumită temperatură şi
masa în aer a unui volum egal de apă distilată fără goluri de aer, la aceeaşi
temperatură.
Greutatea specifică aparentă (Gsa) este raportul dintre masa în aer a
unei unităţi de volum de material impermeabil, la o anumită temperatură şi
masa în aer a unui volum egal de apă distilată fără goluri de aer, la aceeaşi
temperatură.
Greutatea specifică efectivă (Gse) este raportul dintre masa în aer a unei
unităţi de volum de material permeabil (excluzând golurile permeabile la
bitum), la o anumită temperatură şi masa în aer a unui volum egal de apă
distilată fără goluri de aer, la aceeaşi temperatură (figura 2.5). bitum efectiv
agregat goluri permeabile la bitum (ex.: bitum
absorbit) goluri permeabile la apă (parte a agregatului pt. Gsb)
goluri permeabile la apă neumplute cu
bitum (parte a volumului de agregate pt. Gse)
Figura 2.5 Greutăţi specifice
Atunci când facem o analiză a golurilor este necesar să avem
măsurători şi calcule pentru: greutatea specifică volumetrică a agregatului
mare şi mic, greutatea specifică a bitumului şi a filerului, greutatea specifică
volumetrică a amestecului de agregate pentru mixtura asfaltică, greutatea
specifică maximă a mixturii în stare desfăcută, greutatea specifică volumetrică
a mixturii compactate, greutate specifică efectivă a agregatului, greutatea
specifică maximă a mixturii pentru alte procente de bitum, absorbţia de bitum a
agregatului, procentul efectiv de bitum din mixturii, procentul de goluri din PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
35
amestecul de agregate din mixtura compactată, volumul de goluri din mixtura
compactată şi procentul de goluri umplute cu bitum din mixtura compactată.
Greutatea specifică volumetrică a agregatului se calculează în funcţie
de fracţiunile agregatului şi de greutatea lor specifică:
N
N
Nsb
GP
GP
GP
PPPG
+++
+++=
...
...
2
2
1
1
21 (2.1)
unde: Gsb = greutatea specifică volumetrică a agregatului
P1, P2, PN = fracţiunile agregatului, (%), raportate la masa agregatului
G1, G2, GN = greutatea specifică volumetrică a fracţiunilor
Greutatea specifică efectivă a agregatului se determină în funcţie de
greutatea specifică maximă a mixturii, Gmm:
b
b
mm
mm
bmmse
GP
GP
PPG
−
−= (2.2)
unde: Gse = greutatea specifică efectivă a agregatului
Gmm = greutatea specifică maximă a mixturii (fără goluri de aer)
Pmm = procent raportat la masa mixturii totale desfăcute = 100
Pb = procentul de bitum, raportat la masa mixturii
Gb = greutatea specifică a bitumului
Greutatea specifică maximă a mixturii cu procente diferite de bitum se
poate calcula cu ecuaţia (2.3) atunci când, în urma determinărilor, s-a ajuns la
o valoare medie pentru Gse a agregatului cu procente diferite de bitum. Ecuaţia
presupune că greutatea specifică efectivă a agregatului este constantă, ceea
ce este adevărat atunci când absorbţia de bitum nu variază foarte mult cu
modificarea procentului de bitum:
b
b
se
s
mmmm
GP
GP
PG
+= (2.3)
unde: Gmm = greutatea specifică maximă a mixturii (fără goluri de aer)
Pmm = procent raportat la masa mixturii desfăcute = 100
Ps = procentul de agregat, procent raportat la masa mixturii
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 36
Pb = procentul de bitum, procent raportat la masa mixturii
Gse = greutatea specifică efectivă a agregatului
Gb = greutatea specifică a bitumului
Bitumul absorbit este exprimat ca procent raportat la masa agregatului:
bsesb
sbseba G
GGGG
P−
=100 (2.4)
unde: Pba = bitumul absorbit, procent raportat la masa agregatului
Gse = greutatea specifică efectivă a agregatului
Gsb = greutatea specifică volumetrică a agregatului
Gb = greutatea specifică a bitumului
Procentul efectiv de bitum din mixtură este procentul total de bitum
minus procentul de bitum pierdut prin absorbţie de agregat:
sba
bbe PP
PP100
−= (2.5)
unde: Pbe = procentul efectiv de bitum, procent raportat la masa mixturii
Pb = procentul de bitum, procent raportat la masa mixturii
Pba = bitumul absorbit, procent raportat la masa agregatului
Ps = procentul de agregat, procent raportat la masa mixturii
Volumul de goluri în mixtură (Va) este procentul de goluri dintre
particulele acoperite cu liant în mixtura compactată.
mm
mbmm
GGG
Va−
= 100 (2.6)
unde Va este volumul de goluri al probei compactate exprimat ca procent din
volumul total;
Gmm - greutatea specifică maximă a mixturii;
Gmb - greutatea specifică volumetrică a mixturii compactate.
Se recomandă ca volumul de goluri din mixtura compactată să fie de 4%
indiferent de traficul la care se proiectează drumul.
Golurile din amestecul de agregate (VMA) reprezintă volumul dintre
particulele agregatului într-o mixtură compactată. Acest volum se compune din
volumul de goluri din mixtură şi volumul efectiv de liant. Un nivel adecvat al VMA -
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
37
ului asigură suficient bitum în vederea unei durabilităţi bune. Într-o mixtură
rutieră ce are un conţinut nepotrivit de bitum va apărea o întărire accelerată a
liantului bituminos. Aceasta conduce la deteriorarea îmbrăcăminţii rutiere din
cauza traficului şi la fisurarea din oboseală din cauza incapacităţii drumului de
a se încovoia sub trafic. Deasemenea, umiditatea poate avea o influenţă
nefavorabilă din acest punct de vedere.
sb
smb
GPG
VMA −=100 (2.7)
unde VMA reprezintă golurile din agregatul mineral;
Gsb este greutatea specifică volumetrică a agregatului;
Gmb - greutatea specifică volumetrică a mixturii compactate;
Ps - procentul de agregat din mixtură.
Criteriile pentru VMA variază în funcţie de dimensiunea maximă
nominală a agregatului folosit (tabelul 2.8).
Tabelul 2.8
Dimensiunea maximå nominalå
VMA minim (%)
9.5 mm 12.5 mm 19.0 mm 25.0 mm 37.5 mm 50.0 mm
15.0 14.0 13.0 12.0 11.0 10.5
În figura 2.6 sunt prezentate grafic valorile minime recomandate pentru
volumul de goluri din amestecul de agregate atunci când volumul de goluri din
mixtură este de 3 %, 4 % şi 5 %.
Golurile umplute cu bitum (VFA) reprezintă procentul de goluri din
agregatul mineral umplute cu bitum:
100VMA
VaVMAVFA −= (2.8)
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 38
81012141618202224
1 10 100
dimensiunea maxima nominala (mm)
VM
A (%
)
Va = 3%Va = 4%Va = 5%
Figura 2.6 Valorile recomandate pentru VMA
Experienţele au arătat că VFA trebuie să se situeze între limitele
prevăzute în tabelul 2.9, pentru a preveni instabilitatea mixturii sub un efort de
forfecare mare şi îmbătrânirea accelerată.
Tabelul 2.9
Nivelul traficului (osii echivalente)
VFA (%)
< 3 x 105 < 3 x 106 < 1 x 108 > 1 x 108
70 - 80 65 - 78 65 - 75 65 - 75
Girocompactorul (figura 2.7)
Nivelul 1 de proiectare a mixturilor asfaltice necesită compactarea
probelor cu girocompactorul. Metoda de compactare giratorie se consideră că
produce probe compactate, reprezentative pentru materialul aşternut şi
compactat. În timp ce se aplică un efort vertical de compactare, o acţiune
giratorie generează eforturi de forfecare orizontale în material, simulând
acţiunea unui cilindru compresor.
Compactarea giratorie poate fi folosită pentru:
- realizarea probelor pentru încercări;
- determinarea densităţii reale atinse a mixturii aşternute pe drum;
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
39
- determinarea compactităţii mixturii.
tablou de control şi
element ce măsoară colectare a datelor înălţimea 600 kPa
ciocanul
tipar
1.25o
bază rotativă
30 rotaţii/min
Figura 2.7 Girocompactorul
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 40
Girocompactorul poate realiza probe cilindrice cu diametrul de 100 mm
sau 150 mm iar înălţimea de până la aproximativ 150 mm, combinând
presiunea de consolidare verticală cu efortul de frământare giratoriu. Probele
sunt compactate pentru a simula densitatea, orientarea agregatului şi
caracteristicile structurale obţinute în realitate pe drum.
Girocompactorul operează sub controlul unui computer printr-o unitate
de interfaţă. În momentul în care proba a fost fixată în aparat şi s-a început
compactarea, procesul de compactare va fi controlat prin intermediul software-
ului, înregistrându-se continuu numărul de rotaţii şi se va calcula densitatea
mixturii în orice moment. Pe ecranul calculatorului va apărea relaţia dintre
logaritmul numărului de giraţii şi densitatea amestecului. Numărul de rotaţii
este strâns legat de nivelele de trafic. Acest lucru apare datorită faptului că
densitatea unui strat asfaltic sub trafic creşte liniar cu logaritmul numărului de
treceri ale traficului până când acesta atinge densitatea sa finală.
Caracteristicile girocompactorului Superpave sunt următoarele:
- unghiul de giraţie de 1,25 ± 0,02 grade;
- viteza de 30 rotaţii / minut;
- presiune verticală în timpul rotaţiei de 600 kPa;
- capacitatea de a produce probe cu dimensiunile 150 x 150 mm.
Pe scurt, metoda de confecţionare a probelor constă în următoarele:
- se prepară în laborator o mixtură asfaltică (se calculează cantitatea de
mixtură rezultată astfel încât înălţimea probei compactate să rezulte minimum
50 1 mm ≅ 2,1 kg mixtură; pentru o înălţime de 115 mm sunt necesare ≅ 5
kg de mixtură); (temperatura de malaxare este temperatura la care bitumul
neîmbătrânit are o vâscozitate cinematică de 170
±
± 20 mm2/s 0,17 0,02
PA s);
≈ ±
- se îmbătrâneşte scurtă durată mixtura în etuvă (4 ore la 135o -
procedeu ce simulează îmbătrânirea din timpul fabricaţiei şi construcţiei).
Această îmbătrânire în etuvă simulează îmbătrânirea mixturilor asfaltice în
timpul operaţiilor de punere în operă;
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
41
- se aduce la temperatura potrivită compactării (temperatura la care
bitumul neîmbătrânit are o vâscozitate cinematică de 280 ± 30 mm2/s 0,28
0,02 PA s);
≈
±
- mixtura se pune în tiparul încălzit în trei straturi;
- se plasează tiparul în dispozitivul de compactare şi se aplică presiunea
de 600 kPa prin intermediul ciocanului vertical; se aplică înclinarea de 1,25o
ansamblului tiparului;
- se înregistrează înălţimea probei după fiecare rotaţie. Înălţimea este
folosită pentru a calcula volumul probei, iar greutatea mixturii şi volumul probei
sunt folosite pentru a estima densitatea probei;
- când compactarea s-a încheiat, proba se decofrează imediat şi, după
răcire, se determină densitatea aparentă a probei.
Densitatea probei (exprimată ca procent din greutatea specifică maximă
teoretică) se stabileşte în trei puncte de-a lungul curbei de densificare (figura
2.8).
76.0078.0080.0082.0084.0086.0088.0090.0092.0094.0096.0098.00
100.00
1 10 100 1000
n u m å r g i ra Æi i
greu
tate
spec
ificå
teor
etic
å
max
imå,
%
150
Nin Npr Nm ax
Figura 2.8 Curba de densificare
În nivelul 1 de proiectare, curba granulometrică optimă a agregatului şi
procentul de bitum optim sunt determinate pentru a obţine o curbă de
densificare care trece prin 96 % din greutatea specifică teoretică maximă la
numărul de rotaţii proiectat (Npr); astfel, se alege procentul de bitum la 4 %
volum de goluri la Npr. Valoarea Npr folosită în proiectarea mixturii este aleasă
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 42
din tabelul 2.10; este determinată în funcţie de nivelul traficului presupus a fi
pe drumul ce urmează a se construi şi temperatura maximă a aerului în 7 zile
consecutive, în zona drumului.
Tabelul 2.10 Temperatura maximă a aerului în 7 zile (OC)
< 39 39 - 41 41 - 43 43 - 45 Trafic Nin Npr Nmax Nin Npr Nmax Nin Npr Nmax Nin Npr Nmax
< 3 x 105 7 68 104 7 74 114 7 78 121 7 82 127 < 1 x 106 7 76 117 7 83 129 7 88 138 8 93 146 < 3 x 106 7 86 134 8 95 150 8 100 158 8 105 167 < 1 x 107 8 96 152 8 106 169 8 113 181 9 119 192 < 3 x 107 8 109 174 9 121 195 9 128 208 9 135 220 < 1 x 108 9 126 204 9 139 228 9 146 240 10 153 253 > 1 x 108 9 143 235 10 158 262 10 165 275 10 172 288
La numărul maxim de rotaţii (Nmax) mixtura asfaltică trebuie să realizeze
mai puţin de 98% din greutatea specifică maximă teoretică sau un volum de
goluri mai mare de 2 %. Valoarea Nmax folosită în proiectarea mixturii este
prezentată în tabelul 2.10 şi este determinată din ecuaţia:
log Nmax = 1,10 log Npr (2.9)
La numărul iniţial de rotaţii (Nin) mixtura asfaltică trebuie să realizeze
89% din greutatea specifică maximă teoretică sau mai puţin. Valoarea Nin
folosită în metoda de proiectare este prezentată în tabelul 2.10 şi este
determinată din ecuaţia:
log Nin = 0,45 log Npr (2.10)
Aceste cerinţe pentru nivelele de densitate ale compactării sunt
prezentate în tabelul 2.11.
Tabelul 2.11
Nivel de compactare
Densitatea necesară ( % din greutatea specifică maximă teoretică)
Nin Cin < 89 Npr Cpr = 96
Nmax Cmax < 98
Densitatea calculată în orice moment al procesului de compactare, din
greutatea probei şi înălţimea sa este numită densitatea necorectată (Cux).
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
43
Densitatea necorectată la x rotaţii este calculată ca procent din greutatea
specifică maximă teoretică a mixturii rutiere prin ecuaţia:
mmmxw
mxux G
VdW
C /)(100= (2.11)
unde Vmx este volumul mixturii asfaltice la x rotaţii, în mm3: 4
2x
mxhd
Vπ
=
Wmx - greutatea mixturii asfaltice la x rotaţii, în g;
Gmm - greutatea specifică maximă teoretică a mixturii asfaltice;
d - diametrul interior al tiparului, în mm;
hx - înălţimea probei, în mm;
dw - densitatea apei la temperatura la care se măsoară Gmm, în g/mm3.
La sfârşitul procesului de compactare se determină greutatea specifică
volumetrică a probei compactate. Greutatea specifică volumetrică este folosită
pentru a corecta densitatea necorectată Cux prin ecuaţia:
wmx
mmmbuxx dW
VGCC = (2.12)
unde Cx este densitatea corectată exprimată ca procent din greutatea
specifică maximă teoretică;
Vmm - volumul mixturii calculat la numărul maxim de rotaţii;
Wmx - greutatea mixturii la x rotaţii, în g;
dw - densitatea apei la temperatura la care se măsoară Gmm, în g/mm3.
Densitatea corectată este reprezentată în raport cu logaritmul numărului
de rotaţii. În figura 2.9 sunt prezentate curbe tipice de densificare. Curbele
reprezintă mixturi cu aceeaşi structură de agregate. Se observă că dacă
procentul de bitum creşte, curba de densificare se deplasează paralel spre
partea superioară.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 44
Figura 2.9 Curbe de densificare pentru diferite procente de bitum
Stabilirea granulometriei optime a agregatului În prima etapă se stabileşte efectul structurii agregatului asupra
proprietăţilor volumetrice, mai ales VMA. Amestecul de agregate pentru
mixtură trebuie:
- să aibă un procent adecvat de VMA la Npr şi să conducă la 4 % goluri
în mixtura compactată
- să îndeplinească cerinţele legate de densitate la Nin
- să îndeplinească cerinţele legate de densitate la Nmax
În această etapă se propun câteva curbe granulometrice şi se
calculează un procent iniţial de bitum (estimativ). Se prepară mixtură pentru
fiecare amestec şi se confecţionează probe cilindrice la girocompactor la Nmax.
Se stabilesc cubele de densificare şi proprietăţile volumetrice la Npr, apoi se
alege curba granulometrică optimă astfel încât să se îndeplinească cerinţele
pentru densitate la Nin şi Nmax.
Calculul procentului iniţial de bitum presupune următorii paşi:
* se determină greutatea specifică volumetrică şi aparentă pentru
fiecare fracţiune de agregat în parte;
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
45
* se calculează greutatea specifică volumetrică şi/sau aparentă, G a
fiecărei granulometrii:
N
N
N
GP
GP
GP
PPPG
+++
+++=
...
...
2
2
1
1
21 (2.13)
unde: G = greutatea specifică volumetrică / aparentă a agregatului
P1, P2, PN = fracţiunile agregatului, (%), raportate la masa agregatului
G1, G2, GN = greutatea specifică volumetrică sau aparentă a fracţiunilor
* se determină greutatea specifică efectivă a agregatului pentru fiecare
granulometrie:
(2.14) )*8.0 sbsasbse GGGG −+=
unde: Gse = greutatea specifică efectivă a agregatului
Gsb = greutatea specifică volumetrică a agregatului
Gsa = greutatea specifică aparentă a agregatului
* se determină procentul volumului de bitum absorbit de agregat (Vba):
)11(sesb
sba GGWV −= (2.15)
unde: Ws = procentul de agregatului:
se
s
b
b
ass
GP
GP
VPW
+
−=
)1( (2.16)
unde: Pb = procentul de bitum, presupus 0,05
Ps = procentul de agregate, presupus 0,95
Gb = greutatea specifică a bitumului, determinată sau presupusă 1,02
Va = volumul de goluri în mixtură, fixat la 4%
* se determină procentul efectiv de bitum Vbe din ecuaţia empirică de
regresie:
(2.17) )log()0675.0(176.0 nbe SV −=
unde: Vbe = procentul efectiv de bitum
Sn = dimensiunea maximă nominală a agregatului, în mm
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 46
* se calculează procentul iniţial de bitum (Pbi), exprimat în procente şi
raportat la mixtură:
sbabeb
babebbi WVVG
VVGP
+++
=))((
)( (2.18)
unde: Gb = greutatea specifică a bitumului, determinată sau presupusă 1,02
Ws = procentul de agregat
Cerinţele acestei etape sunt curpinse în tabelul 2.12.
Tabelul 2.12
Proprietăţi volumetrice Criterii Superpave Va la Npr 4 %
VMA la Npr conform tabelului 2.8 Cin < 89,0 %din Gmm
Cmax < 98,0 %din Gmm
Stabilirea procentul optim de bitum Din prima etapă a rezultat curba granulometrică proiectată a
agregatului. În continuare se stabileşte procentul proiectat de bitum care este
definit ca fiind procentul care asigură mixturii asfaltice un volum de goluri Va de
4 % pentru un număr de rotaţii Npr.
Alegerea procentului proiectat de bitum se face urmărind paşii de mai
jos:
- se aleg patru procente de bitum
- se prepară mixtura şi se îmbătrâneşte scurtă durată
- se compactează mixtura asfaltică cu girocompactorul
- se determină procentul de bitum ce conduce la un volum de goluri de 4%
- se compară proprietăţile volumetrice pentru procentul proiectat de
bitum cu criteriile impuse de Superpave
Cele patru procente de bitum sunt:
- procentul estimat, Pb(proiectat)
- procentul estimat, Pb - 0,5%
- procentul estimat, Pb + 0,5%
- procentul estimat, Pb + 1,0%
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
47
Numărul de rotaţii corespunzător compactării se alege în funcţie de
traficul preconizat (tabelul 2.10). Probele de mixtură asfaltică se compactează
la Nmax şi se determină greutatea specifică maximă teoretică (Gmm) a mixturii
necompactate.
Pentru fiecare procent de bitum rezultă curba de densificare şi se
determină densitatea corectată a probei, Cin, Cpr, Cmax, corespunzător celor trei
nivele de rotaţii: Nin, Npr, Nmax.
Se determină Va, VMA şi VFA la Npr, (cu relaţiile (2.6), (2.7) şi (2.8)),
ceea ce necesită calculul greutăţii specifice aparentă a mixturii compactate la
Npr în funcţie de densitate şi greutatea specifică maximă teoretică:
(2.19) ))(( mmprmb GCG =
unde: Gmb = greutatea specifică aparentă a mixturii compactate
Cpr = densitatea probei compactate la Npr
Gmm = greutatea specifică maximă teoretică
Programul Superpave furnizează graficele Va, VMA, VFA în funcţie de
procentul de bitum (figura 2.10).
121314151617
4 4.5 5 5.5 6 6.5
procentul de bitum, %
VMA,
%
02468
1012
4 4.5 5 5.5 6 6.5
procentul de bitum, %
volu
mul
de
golu
ri, %
304050607080
4 4.5 5 5.5 6 6.5
procentul de bitum, %
VFA,
%
22502300235024002450
4 4.5 5 5.5 6 6.5
procentul de bitum, %
dens
itate
a, k
g/m
3
Figura 2.10 Grafice obţinute cu programul Superpave
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 48
Prin interpolare grafică se determină procentul proiectat de bitum pentru
care Va = 4% şi se verifică valorile VMA şi VFA pentru procentul proiectat de
bitum conform criteriilor Superpave. În final se verifică densităţile Cin şi Cmax
pentru procentul proiectat de bitum, conform tabelului 2.11.
Determinarea susceptibilităţii la umiditate Se compactează 6 probe de mixtură asfaltică cu reţeta optimă rezultată
din etapele anterioare, la un număr de rotaţii ales astfel încât să rezulte un
volum de goluri de 7%. Se încearcă probele uscat şi umed şi se calculează
raportul rezistenţelor la compresiune care trebuie să fie mai mare de 80%.
2.3 NIVELUL 2 ŞI 3 DE PROIECTARE A MIXTURII ASFALTICE
Nivelul 2 de proiectare (pentru trafic intermediar) se bazează pe
mixtura proiectată în nivelul 1 şi implică încercări din care rezultă proprietăţile
fundamentale ale materialului şi care estimează performanţa structurii rutiere.
Nivelul 2 de proiectare, prezentat în figura 2.11, se realizează în situaţia
în care mixtura rezultată din nivelul 1, fără măsurători ale proprietăţilor
mecanice, nu este considerată sigură din punct de vedere al comportării ei în
raport cu degradările ce se pot produce pe teren.
Pentru comportarea la deformaţii permanente a mixturilor asfaltice
(tabelul 2.13) se efectuează pe acestea, la temperatura efectivă de apariţie a
ornierajului (Tef(def.per.)), următoarele încercări: forfecare simplă la înălţime
constantă, forfecare repetată pentru un raport al eforturilor constant (se
realizează pentru a ne asigura că nu vor apărea în perioada de serviciu, prea
devreme deformaţii permanente excesiv de mari), analiză de frecvenţă la
înălţime constantă.
Pentru comportarea la oboseală a mixturilor asfaltice (tabelul 2.13) se
efectuează pe acestea, la temperatura efectivă de apariţie a fisurărilor din
oboseală (Tef(obos.)), următoarele încercări: analiză de frecvenţă la înălţime
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
49
nu este în regulă
O.K.
se efectuează proiectarea volumetrică (Nivelul 1)
se aleg trei procente de bitum (proiectat, scăzut şi ridicat) ce conduc la un volum de goluri în mixtură de 3,
4, 6% la numărul de rotaţii Npr
se confecţionează probe compactate la 7% volum de goluri pentru procentul de
bitum scăzut, proiectat şi ridicat (4 probe/procent de bitum x 3 procente
= 12 probe)
se confecţionează 2 probe cu procentul ridicat de bitum şi se compactează la 3% volum de goluri la numărul de rotaţii Npr
se determină comportarea la fluaj, pe zona de cedare din încercarea la
forfecare repetată la un raport al eforturilor constant, la Tc
se confecţionează probe compactate la 7% volum de goluri pentru procentul de bitum scăzut, proiectat şi ridicat
(3 probe/procent de bitum x 3 procente = 9 probe)
pentru fiecare procent de bitum se determină proprietăţile
materialului ce caracterizează comportarea la deformaţii permanente şi fisurare din
oboseală: - forfecare simplă la înălţime
constantă - analiză de frecvenţă
la temperatura efectivă (2 probe/procent de bitum x 3
procente = 6 probe
pentru fiecare procent de bitum se determină rezistenţa la întindere
indirectă la temperatura efectivă (2 probe/procent de bitum x 3
procente = 6 probe
pentru fiecare procent de bitum se determină fisurarea din
temperatură scăzută pentru durata de viaţă proiectată
pentru fiecare procent de bitum se determină deformaţia permanentă şi fisurarea din oboseală pentru
durata de viaţă proiectată
se determină procentul optim de bitum sau se reia proiectarea lui,
dacă este necesar
pentru fiecare procent de bitum se determină fluajul din întindere
indirectă la 0, -10 şi -20oC şi rezistenţa la întindere indirectă la -10oC (3 probe/procent de bitum x 3
procente = 9 probe
Tc = temperatura critică > Tef
Figura 2.11 Schema Nivelului 2 de proiectare a mixturilor asfaltice
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 50
constantă, forfecare simplă la înălţime constantă şi rezistenţă la întindere
indirectă.
Estimarea fisurărilor din temperaturi scăzute a mixturilor asfaltice
(tabelul 2.13) se bazează pe următoarele încercări efectuate pe mixturi: fluaj
din întindere indirectă la 0oC, -10oC, -20oC, rezistenţă din întindere indirectă la
-10oC şi reometrul cu grindă încovoiată efectuat pe bitum.
Tabelul 2.13 Încercări pentru
deformaţii permanente Încercări pentru fisurare
din oboseală Încercări pentru fisurare din temperaturi scăzute
Forfecare repetată pentru un raport constant al
eforturilor (fluaj pe zona de cedare), la Tc
Forfecare simplă la înălţime constantă, la Tef
Fluaj din întindere indirectă la
0oC, -10oC, -20oC
Forfecare simplă la înălţime constantă, la Tef
Analiză de frecvenţă la Tef
Rezistenţa din întindere indirectă la -10oC
Analiză de frecvenţă la Tef
Rezistenţa din întindere indirectă la Tef
Rigiditatea la încovoiere (S) şi panta (m) a
bitumului din reometru cu grinda încovoiată
Temperatura efectivă (Tef) se calculează în funcţie de temperaturile
existente în structura rutieră. Temperatura efectivă pentru deformaţii
permanente, Tef(def.per.) este temperatura care produce degradări de tip
ornieraj similare celor realizate in situ în decursul anului. Temperatura efectivă
pentru fisurarea din oboseală, Tef(obos.) este temperatura care produce o
degradare din oboseală echivalentă celei realizată in situ în decursul anului.
Aceste două temperaturi sunt calculate de programul Superpave în funcţie de
temperatura medie anuală a aerului din zona în care se execută drumul, de
grosimea stratului şi de fiabilitatea aleasă de utilizator.
Se observă din tabelul 2.13 că fluajul pe zona de cedare este tratat
separat de Superpave, ca degradare din deformaţii permanente. Zona de
cedare apare atunci când o mixtură asfaltică se compactează la un volum de
goluri foarte scăzut, mai mic cu aproximativ 2 - 3 %. În aceste condiţii mixtura
va manifesta curgere plastică după numai câteva aplicări ale încărcării (figura
2.12). Încercarea se realizează prin forfecare repetată (vezi tabelul 2.13), la
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
51
temperatura critică (Tc) care este calculată de programul Superpave în funcţie
de Tef(def.per.) şi numărul de rotaţii proiectat, Npr.
log (deformaţia plastică)
zona liniară a
deformaţiilor permanente zona de cedare
log(număr de aplicări ale încărcării)
Figura 2.12 Zona de cedare în cazul fluajului
Tabelul 2.14 prezintă numărul de probe compactate la girocompactor
necesare a se realiza pentru efectuarea încercărilor din tabelul 2.13.
Tabelul 2.14 Temperatura de încercare (oC)
Încercări -20 -10 0 Tef (def. perm.)
Tef (obos.)
Forfecare repetată pentru un raport constant al eforturilor
(fluaj pe zona de cedare) - - - 2 (la Tc) -
Forfecare simplă la înălţime constantă - - - 2* 2*
Analiză de frecvenţă la înălţime constantă - - - 2* 2*
Rezistenţă la întindere indirectă (viteza de încărcare = 50
mm/min) - - - - 2
Fluaj din întindere indirectă 3* 3* 3* - - Rezistenţă la întindere indirectă
(viteza de încărcare = 12.5 mm/min)
- 3* - - -
* se realizează pe aceleaşi probe
Nivelul 3 de proiectare a mixturilor asfaltice (pentru trafic mare),
prezentat în figura 2.13, este similar nivelului 2 de proiectare; se obţin însă mai
multe rezultate care ajută la definirea comportării mixturii asfaltice.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 52
nu este în regulă
O.K.
se efectuează proiectarea volumetrică (Nivelul 1)
se aleg trei procente de bitum (proiectat, scăzut şi ridicat) ce conduc la un volum de goluri în mixtură de 3,
4, 6% la numărul de rotaţii Npr
se confecţionează probe compactate la 7% volum de goluri pentru procentul de
bitum scăzut, proiectat şi ridicat (10 probe/procent de bitum x 3
procente = 30 probe)
se confecţionează 2 probe cu procentul ridicat de bitum şi se compactează la 3% volum de goluri la numărul de rotaţii Npr
se determină comportarea la fluaj, pe zona de cedare din încercarea la
forfecare repetată la un raport al eforturilor constant, la Tc
se confecţionează probe compactate la 7% volum de goluri pentru procentul de bitum scăzut, proiectat şi ridicat
(9 probe/procent de bitum x 3 procente = 27 probe)
pentru fiecare procent de bitum se determină proprietăţile
materialului ce caracterizează comportarea la deformaţii permanente şi fisurare din
oboseală: - forfecare simplă la înălţime
constantă - analiză de frecvenţă - deformaţie uniaxială
- încercare hidrostatică la temperatura efectivă
(4 probe/procent de bitum x 3 procente = 12 probe
pentru fiecare procent de bitum se determină rezistenţa la întindere
indirectă la -10, 4, 20oC (6 probe/procent de bitum x 3
procente = 18 probe
pentru fiecare procent de bitum se determină fisurarea din
temperatură scăzută pentru durata de viaţă proiectată
pentru fiecare procent de bitum se determină deformaţia permanentă şi fisurarea din oboseală pentru
durata de viaţă proiectată
se determină procentul optim de bitum sau se reia proiectarea lui,
dacă este necesar
pentru fiecare procent de bitum se determină fluajul şi rezistenţa din
întindere indirectă la 0, -10 şi -20oC (9 probe/procent de bitum x 3
procente = 27 probe
Tc = temperatura critică > Tef
Figura 2.13 Schema Nivelului 3 de proiectare a mixturilor asfaltice
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
53
Faţă de nivelul 2 de proiectare, în nivelul 3 de proiectare se realizează
în plus două încercări: încercarea volumetrică (hidrostatică) şi încercarea de
deformaţie specifică uniaxială, care caracterizează comportarea neliniar
elastică a scheletului de agregate. Celelalte încercări (forfecare simplă la
înălţime constantă, forfecare repetată pentru un raport constant al eforturilor,
fluaj din întindere indirectă, rezistenţă din întindere indirectă şi analiză de
frecvenţă la înălţime constantă) se realizează întocmai ca în nivelul 2 de
proiectare.
Tabelele 2.15 şi 2.16 prezintă încercările şi numărul de probe
compactate cu girocmpactorul necesare pentru realizarea nivelului 3.
Tabelul 2.15 Încercări pentru
deformaţii permanente Încercări pentru fisurare
din oboseală Încercări pentru fisurare din temperaturi scăzute
Forfecare repetată pentru un raport constant al
eforturilor Tef (def.perm.)
Încercare volumetrică (4, 20, 40oC)
Deformaţie uniaxială (4, 20, 40oC)
Forfecare simplă la înălţime constantă
(4, 20, 40oC) Analiză de frecvenţă
(4, 20, 40oC)
Analiză de frecvenţă (4, 20, 40oC)
Rezistenţa din întindere indirectă
(50mm/min) (-10, 4, 20oC)
Fluaj din întindere indirectă
(0oC, -10oC, -20oC) Rezistenţa din întindere
indirectă (12.5mm/min)
(0oC, -10oC, -20oC)
Încercările prezentate în tabelele 2.13 şi 2.15 se efectueată în cazul
proiectării de structuri rutiere noi. Atunci când se doreşte proiectarea straturilor
de ranforsare, se execută numai încercările referitoare la comportarea la
deformaţii permanente.
Toate aceste încercări prezentate pentru nivelul 2 şi 3 de proiectare al
mixturilor asfaltice se execută pe două aparate dezvoltate de Superpave:
aparatul de forfecare Superpave (SST - Superpave Shear Tester) şi aparatul
de întindere indirectă (IDT - Indirect Tensile Tester).
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 54
Tabelul 2.16 Temperatura de încercare (oC)
Încercări -20 -10 0 4 20 40 Tef (def.perm.)
Forfecare repetată pentru un raport constant al
eforturilor (fluaj pe zona de cedare)
- - - - - - 2
Încercare volumetrică - - - 2a 2a 2a - Deformaţie uniaxială - - - 2a 2a 2a - Forfecare simplă la înălţime constantă - - - 2b 2b 2b -
Analiză de frecvenţă la înălţime constantă - - - 2b 2b 2b -
Rezistenţă la întindere indirectă (viteza de
încărcare = 50 mm/min) - 2 - 2 2 - -
Fluaj din întindere indirectă 3c 3d 3e - - - - Rezistenţă la întindere
indirectă (viteza de încărcare = 12.5 mm/min)
3c 3d 3e - - - -
a se realizează pe aceleaşi probe d se realizează pe aceleaşi probe b se realizează pe aceleaşi probe e se realizează pe aceleaşi probe c se realizează pe aceleaşi probe
Aparatul de forfecare Superpave (SST) Pentru a defini comportarea la deformaţii permanente şi fisurare din
oboseală, programul Supepave are inclus un model de material care cuprinde
caracterizarea neliniar elastică, vâscoelastică şi plastică a mixturii.
Modulul rezilient (comportare elastică) depinde de starea de tensiuni din
material, în cazul comportării elastice neliniare. Nelniaritatea în comportare
pentru o mixtură asfaltică, provine de la agregatele conţinute în material.
Pentru a determina proprietăţile elastic neliniare şi plastice, Superpave
consideră încercările: volumetrică (hidrostatică), deformaţie uniaxială,
forfecare simplă la înălţime constantă, analiză de frecvenţă, forfecare repetată
pentru un raport constant al eforturilor şi forfecare repetată la înălţime
constantă.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
55
Încercarea volumetrică (hidrostatică) foloseşte fretarea (figura 214).
Este realizată la trei temperaturi (vezi tabelul 2.16) şi la trei presiuni de fretare
(σ11 = σ22 = σ33): 830 kPa, 690 kPa, 550 kPa.
Presiunea de fretare creşte peste aceste valori cu o viteză de 70 kPa/s.
creşte efortul de fretare
fretare
Figura 2.14 Încercarea volumetrică
Modificarea presiunii de fretare în funcţie de timp, în decursul încercării
volumetrice la 20oC, este prezentată în figura 2.15.
0
690
0 10 20 30 40 50 60 70 80timp, s
pres
iune
a de
fret
are,
kP
a
70 kPa/s
10 s
30 s
25 kPa/s
Figura 2.15 Variaţia presiunii de fretare în
încercarea volumetrică, T = 20oC
Se măsoară:
σ11 = σ22 = σ33, presiunea de fretare, kPa
Po, perimetrul iniţial al probei, mm
Pc, perimetrul probei sub fretare, mm CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 56
δp = Po - Pc, mm
r, raza probei, mm
ε0 = δp / 2πr
Încercarea uniaxială foloseşte fretarea (figura 2.16). Se aplică probei
un efort axial iar perimetrul său se modifică. Se măsoară presiunea de fretare
necesară menţinerii diametrului probei constant. În funcţie de temperatura la
care se execută încercarea, se aplică trei eforturi axiale:
- 4oC - 655 kPa
- 20oC - 550 kPa
- 40oC - 345 kPa
se aplică un efort axial şi un efort de fretare
pentru a menţine perimetrul constant
efort axial
fretare
Figura 2.16 Încercarea de deformaţie uniaxială
Presiunea de fretare (σ22 = σ33) se aplică cu viteză constantă. Proba se
deformează din cauza presiunii de fretare iar încărcarea axială (σ11) creşte pentru
a diminua acest efect şi a menţine perimetrul probei constant (figura 2.17).
Se înregistrează următoarele variabile:
σ11 încărcarea axială variabilă pentru menţinerea perimetrului
constant, kPa
σ22 = σ33 presiunea de fretare, kPa
δv, deplasarea pe verticală a probei, mm
h, înălţimea probei, mm
ε0 = δv / h
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
57
CARMEN RĂCĂNEL
0
550
0 10 20timp, s
efor
t axi
al, k
Pa
30
70 kPa/s
10 s
25 kPa/s
30 s
0 10 20timp, s
pres
iune
de
freta
re, k
Pa
30
variabil, pentru mentinerea perimetrului probei constant
Figura 2.17 Variaţia efortului axial şi a presiunii de fretare
în încercarea uniaxială, T = 20oC
Încercarea de forfecare simplă la înălţime constantă (figura 2.18). Se
aplică un efort de forfecare, timp în care se menţine constantă înălţimea probei
şi se măsoară deformaţia specifică de forfecare.
Efortul de forfecare σ22 care se aplică este controlat (viteză constantă).
În situaţia în care acest efort se aplică probei, aceasta se dilată şi înălţimea
creşte. Efortul axial σ11, variabil, se aplică continuu pentru a menţine constantă
înălţimea probei (figura 2.19). În timpul încercării se înregistrează încărcarea
axială şi de forfecare şi deformaţia.
CAPITOLUL 2 58
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
se aplică un efort de forfecare orizontal şi un efort axial
pentru a menţine înălţimea constantă
efort axial
efort de forfecare
Figura 2.18 Încercarea de forfecare simplă la înălţime constantă
0
105
0 10 20timp, s
efor
t de
forfe
care
, kP
a
30
70 kPa/s
10 s
30 s
25 kPa/s
0 10 20timp, s
efor
t axi
al, k
Pa
30
variabil, pentru mentinerea inaltimii probei constanta
Figura 2.19 Variaţia efortului axial şi a efortului de forfecare în cazul
încercării de forfecare simplă la înălţime constantă, T = 20oC
SISTEMUL SUPERPAVE
59
Încercarea se realizează pentru diferite nivele ale efortului de forfecare,
în funcţie de temperatură şi de nivelul de proiectare:
- nivelul 2, la Tef(def.perm.), 35 kPa
- nivelul 2, la Tef(obos.), 105 kPa
- nivelul 3, la 4oC, 345 kPa
- nivelul 3, la 20oC, 105 kPa
- nivelul 3, la 40oC, 35 kPa
Variabile, în cazul acestei încercări, sunt:
- σ11, efortul axial variabil aplicat pentru a menţine înălţimea
probei constantă, kPa
- σ22, efortul de forfecare aplicat, kPa
- δH deplasarea pe orizontală, mm
- h, înălţimea probei, mm
- ε0 = δH / 2h
Analiza de frecvenţă la înălţime constantă (figura 2.20) utilizează
aparatul pentru forfecarea simplă. Se aplică o încărcare de forfecare repetată
astfel încât să se realizeze o deformaţie specifică de forfecare controlată, de
maxim 0,01 %. Efortul axial aplicat va menţine proba la o înălţime constantă
(figura 2.21). Numărul de cicluri de încărcare este de o sută, pentru fiecare din
frecvenţele: 10, 5, 2, 1, 0.5, 0.2, 0.1, 0.05, 0,02 şi 0.01 Hz. Nu se aplică fretarea.
se aplică un efort de forfecare orizontal şi un efort axial
pentru a menţine înălţimea constantă (10 frecvenţe)
efort axial
deformaţie specifică de forfecare
Figura 2.20 Analiză de frecvenţă la înălţime constantă
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 60
În urma încercării se înregistrează:
σ11, efort axial variabil pentru a menţine proba la o înălţime
constantă, kPa
σ22, efort de forfecare aplicat, kPa
ϕ, defazajul
G*, modulul complex
-0.01
-0.005
0
0.005
0.01
timp
defo
rmat
ia s
peci
fica
de
forfe
care
, %
pana la 100 de cicluri pentru fiecare frecventa
timp
efor
tul a
xial
, kP
a
variabil astfel ibcat inaltimea probei sa ramane constanta
Figura 2.21 Variaţia deformaţiei specifice de forfecare şi
a efortului axial în analiza de frecvenţă la înălţime constantă
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
61
Încercarea de forfecare repetată pentru un raport constant al eforturilor. Este o încercare prin care se pune în evidenţă zona de cedare a
fluajului (vezi figura 2.12).
Se aplică probei, în mod sincronizat, pulsuri repetate de încărcare de
forfecare şi axială. Un ciclu de încărcare are 0,7 s şi este compus din 0,1 s
încărcare şi 0,6 s descărcare. Numărul de cicluri aplicat este cuprins între
5000 şi 120000, în funcţie de trafic şi de condiţiile climatice sau de valoarea
deformaţiei permanente acumulată în timp care poate atinge 5%.
În timpul încercării, raportul dintre efortul axial şi cel de forfecare este
menţinut contant, în domeniul 1,2 - 1,5. Valoarea eforturilor aplicate se
stabileşte în funcţie de starea de tensiuni reale care poate apărea in situ
(tabelul 2.17, tensiuni în kPa). Se înregistrează încărcările axiale şi de
forfecare precum şi deformaţiile probei.
Tabelul 2.17
Procent de bitum Ridicat Mediu Scăzut Fundaţie
forfecare axial forfecare axial forfecare axial slabă* 8 119 63 98 49 56
puternică** 98 175 84 105 56 91 * strat din materiale granulare nestabilizate ** structură rutieră existentă sau strat stabilizat
Încercarea de forfecare repetată la înălţime constantă se efectuează
pentru determinarea adâncimii făgaşului şi nu este obligatorie în Superpave.
Se aplică o încărcare de forfecare astfel încât să se realizeze un efort
de forfecare controlat, de 68 kPa. Un ciclu de încărcare are 0,7 s şi este
compus din 0,1 s încărcare şi 0,6 s descărcare. Numărul de cicluri la care este
supusă proba este de 5000 sau este corespunzător unei valori a deformaţiei
permanente de forfecare de 5%.
Temperatura la care se realizează încercarea este Tmax (temperatura
maximă a structurii rutiere în cele mai călduroase 7 zile, la 50 mm adâncime.
În timpul încercării se înregistrează încărcarea axială şi de forfecare
precum şi deformaţia probei.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 62
Aparatul de întindere indirectă (IDT) este folosit pentru stabilirea
comportării la oboseală şi la fisurare din temperatură a mixturilor asfaltice şi se
determină compleanţa la fluaj şi rezistenţa mixturilor asfaltice la temperaturi
intermediare şi scăzute (< 20oC).
Se aplică o încărcare de compresiune pe diametrul probei cilindrice. Se
asigură o stare uniformă de tensiuni de întindere în planul diametrului (figura 2.22).
încărcare
compresiune întindere
probă
diametrul vertical
distribuţia efortului orizontal în planul
încărcare diametrului vertical
Figura 2.22 Încercarea de întindere indirectă
Rezistenţa din întindere indirectă (analiza fisurării din oboseală). Temperatura de încercare este arătată în tabelele 2.13 şi 2.15. Viteza de
încărcare este constantă = 50 mm/min în timpul încercării. Proba este
încărcată până la rupere. Se înregistrează continuu încărcarea şi deformaţia
probei (figura 2.23).
Compleanţa la fluaj şi rezistenţa din întindere indirectă (analiza fisurării din temperatură scăzută). Modelul materialului în programul
Superpave se bazează pe caracterizarea vâscoelastică liniară. Temperatura
de încercare este arătată în tabelele 2.13 şi 2.15.
În prima parte a încercării, se aplică o încărcare statică de fluaj de o
anumită valoare (figura 2.24), stabilită astfel încât să producă probei deformaţii
orizontale de 50 - 75,0 microdeformaţii în timp de 100 s.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
63
încărcare verticală deformaţie
rupere
50 mm/min
timp timp
Figura 2.23 Încărcarea şi deformaţia în timpul
încercării de întindere indirectă
încărcare verticală deformaţie, microdef.
75
0 100 timp, s 0 100 timp,s
Figura 2.24 Variaţia încărcării şi a deformaţiei în
încercarea de fluaj prin întindere indirectă
În a doua parte a încercării, după cele 100 s de fluaj proba este
încărcată până la rupere prin aplicarea unei încărcări suplimentare care
conduce la o creştere a deformaţiei cu o viteză de 12.5 mm/min. Se măsoară
deplasările verticale şi orizontale, precum şi încărcarea aplicată până aproape
de rupere (figura 2.25).
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 64
încărcare verticală deformaţie
rupere
12.5 mm/min
100 timp 100 timp
Figura 2.25 Variaţia încărcării şi a deformaţiei în
încercarea de rezistenţă prin întindere indirectă (viteză de încărcare de 12.5 mm/min)
Estimarea comportării mixturii asfaltice la ornieraj, oboseală şi fisurare din temperaturi scăzute (estimarea performanţei structurii rutiere) (figura 2.26)
Rezultatele obţinute în urma încercărilor prezentate se introduc în
modelul pentru proprietăţile materialului din programul Superpave. Se
calculează astfel proprietăţile neliniar-elastice, vâscoelastice, plastice şi de
rupere ale mixturii.
Programul Superpave conţine modele de calcul ale principalelor
degradări care pot apărea în cazul unei structuri rutiere flexibile sau mixte şi
poate evalua procentul de bitum din mixtură astfel încât să micşoreze fie o
anumită degradare, fie combinaţia lor. Cele patru modele de calcul sunt:
- proprietăţile materialului
- efectele mediului înconjurător
- răspunsul structurii rutiere
- degradările structurii rutiere
Model pentru efectele mediului înconjurător Se calculează
temperatura în structura rutieră folosind o bază de date alcătuită din
temperaturile zilnice în aer pe fiecare zonă şi proprietăţile termice ale
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
65
CARMEN RĂCĂNEL
materialului. Distribuţia temperaturii cu adâncimea este folosită în modelul
pentru fisurarea din temperatură. Modelul pentru deformaţii permanente şi cel
pentru fisurare din oboseală folosesc temperaturile medii sezoniere calculate
la o treime din grosimea stratului asfaltic.
Figura 2.26 Schemă pentru estimarea performanţei structurii rutiere
Model pentru caracterizarea mixturii Pentru acest model se efectuează cele 6 tipuri de încercări prezentate şi
în figura 2.26. Proprietăţile materialului rezultă în urma adoptării unei formulări
vâscoelastic liniare în cazul modelului pentru fisurarea din temperatură şi a
unei formulări elasto-plastice în cazul modelelor pentru deformaţii permanente
şi fisurare din oboseală.
Modulul rezilient sau elastic se defineşte astfel:
Date de intrare în program
Terenul de fundare, grosimea stratului, trafic, temperaturi, precipitaţii
Model pentru efectele mediului
înconjurător
Model pentru răspunsul structurii rutiere
Model pentru degradările
structurii rutiere
Date de ieşire
Degradări
Model pentru proprietăţile materialului
Încercarea: compresiune volumetrică - compresiune uniaxială - forfecare simplă, analiză de frecvenţă - fluaj din întindere indirectă - rezistenţă din întindere indirectă
MODUL PENTRU PERFORMANŢA STRUCTURII RUTIERE PE BAZA ÎNCERCĂRILOR DE LABORATOR
CAPITOLUL 2 66
36
1
2
KPP
KPKE
a
octK
aaR ⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ +Θ=
τ (2.20)
unde: K1, K2, K3, K6 = proprietăţi de material sau constante determinate prin
analiză de regresie din rezultatele încercărilor de
laborator
Θ = I1 = primul invariant (σ1 +σ2 + σ3)
τoct = efortul de forfecare octaedric
Pa = presiunea atmosferică
Legea de rupere adoptată este cea a modelului Vermeer.
Modelul dezvoltat pentru fisurarea din temperatură se bazează pe
principiul suprapunerii eforturilor a lui Boltzmann pentru materiale vâscoelastic
liniare:
∫ −=ξ
ξξεξξξσ
0
''
)'()( dddE (2.21)
unde: σ(ξ) = efortul la timpul redus ξ
E(ξ−ξ') = modulul de relaxare la timpul redus ξ−ξ'
dε = incrementul deformaţiei specifice totale
ε = deformaţia la timpul redus ξ (= α(T(ξ')-T0))
α = coeficientul liniar de contracţie termică
T(ξ') = temperatura structurii rutiere la timpul redus ξ'
ξ' = variabilă de integrare
Model pentrul răspunsul structurii rutiere Se foloseşte suprapunerea timp-temperatură.
Se estimează starea de tensiuni şi deformaţii din interiorul structurii
rutiere folosind proprietăţile materialului, informaţii despre structura rutieră şi
temperatura acesteia. În cazul modelului pentru fisurarea din temperatură este
folosit modelul Maxwell. În cazul modelului pentru deformaţii permanente şi
fisurare din oboseală se foloseşte un element finit bi-dimensional pentru
problema axial simetrică, stare plană de tensiuni şi deformaţii.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
67
Model pentru degradările structurii rutiere * Fisurarea din temperatură. Se foloseşte legea lui Paris pentru
propagarea fisurii:
(2.22) nKAC )(Δ=Δ
unde: ΔC = modificarea adâncimii fisurii din cauza ciclului de temperatură
ΔK = modificarea factorului de intensitate a efortului din cauza ciclului de
temperatură
A, n = parametrii de rupere
* Fisurarea din oboseală. Numărul total de aplicări ale încărcării până la
ruperea din oboseală se împarte în două părţi: până la iniţierea fisurii (există
numai microfisuri, invizibile) şi dezvoltarea fisurii.
Numărul de aplicări ale încărcării până la iniţierea fisurii se defineşte
prin conceptul de energie disipată, rezultate obţinute în laborator pe grinzi la
oboseală şi analize de regresie.
Propagarea fisurii se defineşte prin:
∫ Δ=
h
CnP K
dcA
N0
)(1
C
(2.23)
unde:NP = numărul de aplicări ale încărcării până la propagarea fisurii de la
baza stratului asfaltic la suprafaţă
C0 = lungimea iniţială a fisurii (presupusă 8 mm)
h = grosimea stratului
KII = factorul de intensitate al efortului în forfecare
c = suprafaţa posibilă de a fisura
Pentru estimarea degradării din oboseală se foloseşte legea lui Minner
* Deformaţii permanente. Modelul folosit este relaţia liniară între
deformaţia plastică şi numărul de repetări ale încărcării, reprezentată în scară
logaritmică.
Deformaţia permanentă totală este:
(2.24) NSNN pp log)1(log)(log +== εε
unde: N = numărul de aplicări ale încărcării
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 2 68
εp(N) = deformaţia totală acumulată la N repetări ale încărcării (se
foloseşte modelul Vermeer)
S = panta relaţiei log(εp(N)) - log(N); se referă la panta curbei de fluaj şi
poate depinde de efort
Când toate încercările au fost efectuate (fie în nivelul 2, fie în nivelul 3
de proiectare) şi se poate estima comportarea la deformaţii permanente
(adâncimea făgaşului), fisurare din oboseală (suprafaţă fisurată ca procent din
suprafaţa mixturii) şi fisurare din temperaturi scăzute (distanţa între fisuri), se
alege procentul optim de bitum (figura 2.27).
Controlul de teren al mixturii asfaltice Metoda Superpave cuprinde patru nivele ale controlului de teren:
- controlul compactării giratorii
- controlul de calitate din punct de vedere volumetric
- controlul de calitate din punct de vedere al performanţelor
- control de calitate a structurii rutiere in situ
Controlul compactării giratorii se realizează prin compactarea probelor
de mixtură şi determinarea densităţii aparente după numărul de rotaţii de
proiectare.
Controlul de calitate din punct de vedere volumetric se bazează pe
verificarea şi confirmarea proprietăţilor mixturii obţinută în staţia de asfalt cu
cele rezultate din nivelul 1 de proiectare.
Controlulul de calitate din punct de vedere al performanţelor. Se verifică
dacă proprietăţile mixturii bazate pe performanţă (rezultate în urma stabilirii
reţetei) sunt realizate în timpul construcţiei. Proprietăţile mixturii bazate pe
performanţă se măsoară periodic sau atunci când este indicată o schimbare a
densităţii prin probele compactate la girocompactor. Se folosesc probe de
mixtură din staţia de asfalt.
Controlul de calitate a structurii rutiere in situ. Se verifică dacă mixtura
din stratul rutier prezintă un procent potrivit de bitum şi de goluri.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
SISTEMUL SUPERPAVE
69
6
8
10
12
14
5 5.5 6 6.5 7
procent de bitum, %
adan
cim
e fa
gas
(mm
)
scazut proiectat ridicat
02468
101214
5 5.5 6 6.5 7
procent de bitum, %
fisur
area
din
obo
seal
a (p
roce
nt d
in s
upra
fata
)
scazut proiectat ridicat
0
150
300
5 5.5 6 6.5 7
procent de bitum, %
fisur
are
din
tem
p.
scaz
uta
(dis
tant
a in
tre fi
suri,
m)
scazut proiectat ridicat
Figura 2.27 Alegerea procentului optim de bitum după realizarea
încercărilor din nivelul 2 şi 3 de proiectare
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 70
CAPITOLUL 3 STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
3.1 PROIECTAREA UNEI REŢETE OPTIME DE MIXTURĂ ASFALTICĂ
În acest capitol se va prezenta modul în care a fost proiectată o reţetă
de mixtură asfaltică pentru stratul de uzură, mixtură cu dimensiunea maximă
nominală de 12,5 mm, conform instrucţiunilor SHRP - Superpave, nivelul 1 de
proiectare, folosind girocompactorul.
3.1.1 Alegerea materialelor
Bitumul. S-a folosit un bitum de penetraţie 50/60 ale cărui caracteristici
sunt prezentate în tabelele 3.1, 3.2 şi 3.3.
Tabelul 3.1
Proprietăţi Rezultate Penetraţie la 25oC (0,1 mm) 60 Punct de înmuiere (Inel şi bilă) (oC) 50,6 Ductilitate la 25oC (cm) > 140 Indicele de penetraţie 0,6 Greutatea specifică 1,032 Solubilitatea (%) 99,9
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
71
Tabelul 3.2
Fracţiuni ASTM 4124 IATROSCAN 4 ml % asfaltene 12,9 17,5 % răşini 38,1 21,3 % aromatice 36,6 48,7 % saturate 12,5 12,6
Tabelul 3.3 (dupå TFOT)
Pierderea de maså (%)
Penetraţia la 25oC (0,1 mm)
Inel şi bilă (oC)
Ductilitatea la 25oC (cm)
0,1 37 56 > 140
Agregatele. Agregatele folosite au fost cribluri şi nisip de siliciu şi
calcar, concasate (tabelele 3.4 şi 3.5).
Tabelul 3.4
Site Tipul agregatului 19,0 siliciu 12,5 siliciu 9,5 siliciu 4,75 siliciu 2,36 calcar 0,60 calcar 0,30 calcar 0,15 calcar 0,075 calcar
< 0,075 calcar
Tabelul 3.5
Încercări Siliciu Calcar Filer Los Angeles (%) 24,5 29 Echivalentul de nisip 76,6 91,3 Densitatea aparentă în toluen 0,66
3.1.2 Stabilirea curbei granulometrice
Pentru a alege curba granulometrică optimă s-au stabilit trei
amestecuri (1, 2 şi 3) ce se încadrează în zona granulometrică, evitând zona
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 72
restrictivă (tabelele 3.6, figura 3.1). Se precizează că sitele utilizate sunt de tip
ASTM.
Tabelul 3.6 Treceri, (%)
Sita (mm) amestecul 1
amestecul 2
amestecul 3
Limite (%)
19,0 100 100 100 100 ... - 12,5 90 92 90 100 ... 90 9,5 81 83 79 - ... 90
4,75 59,5 59 57,5 2,36 37 39 42 28 ... 58 1,18 24 25,5 31,6 0,63 16 18,5 23,1 0,30 11 14 16,5 0,15 8 10 12 0,075 6 7,5 9 2 … 10
0102030405060708090
100
0.01 0.1 1 10 100lg site
trece
ri, %
amestecul 1amestecul 2amestecul 3limite Superpavezona restrictiva
Figura 3.1 Curbele granulometrice ale amestecurilor considerate
În continuare s-a calculat procentul iniţial de bitum pentru fiecare
amestec (tabelul 3.7).
Tabelul 3.7
Amestec Gsb Gsa Gb Gse Ws Vba Vbe Pbi 1 2.725 2.794 1.032 2.780 2.338 0.017 0.1019 0.0497 2 2.726 2.796 1.032 2.782 2.339 0.017 0.1019 0.0498 3 2.726 2.796 1.032 2.782 2.339 0.017 0.1019 0.0498
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
73
Valorile Gsb (g/cm3) s-au determinat conform normei NLT 167/74, iar
valorile Gsa (g/cm3) s-au considerat în conformitate cu Superpave.
Rezultă deci un procent iniţial de bitum de 5 % (procent din greutatea
mixturii asfaltice).
În continuare, pentru fiecare amestec s-au realizat câte două probe
compactate, folosind girocompactorul SHRP Troxler 4140, probe cu
diametrul de 150 mm iar înălţimea de aproximativ 116 mm. Probele cântăresc
~ 5000g. S-a considerat un nivel al traficului de 1x108 osii echivalente, pentru
care sunt date următoarele valori pentru numărul de rotaţii:
Nin = 10; Npr = 172; Nmax = 288
Pentru fiecare mixtură s-a calculat greutatea specifică maximă teoretică
(Gmm, în g/cm3) (tabelul 3.8), folosind NLT 168/90.
Tabelul 3.8
Amestecul 1 2 3 Gmm 2.518 2.519 2.519
Fiecare probă a fost compactată la numărul maxim de rotaţii. În timpul
compactării s-a înregistrat continuu înălţimea probelor. După compactare s-a
determinat greutatea specifică volumetrică (aparentă) a probelor compactate
(tabelul 3.9).
Tabelul 3.9
Amestecul 1 Amestecul 2 Amestecul 3 Proba nr. Proba nr. Proba nr. Greutatea
specifică, g/cm31 2 1 2 1 2
Gmb 2.456 2,458 2,465 2,464 2,481 2,478
În final se corectează greutatea specifică a probei prin următorul factor
de corecţie:
c = Gmb măsurat la Nmax / Gmb estimat la Nmax
Pentru fiecare amestec se desenează curbele de densificare
(compactare). Se determină greutatea specifică maximă teoretică, în procente,
pentru numărul de rotaţii Nin, Npr, şi Nmax pentru fiecare amestec. Se determină
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 74
un procent de bitum estimativ pentru care volumul de goluri este de 4 %. Apoi se
compară proprietăţile mixturii asfaltice la procentul de goluri estimat cu criteriile
Superpave (tabelele 3.10, 3.11, 3.12 şi figurile din Anexa 2).
Tabelul 3.10
Amestec Bitum %
% Gmm Nin
% Gmm Nmax
% Gmm Npr
Va %
la Npr
VMA %
la Npr
VFA %
la Npr 1 5.0 85.4 97.6 96.3 3.7 15.4 76.2 2 5.0 87.4 97.8 97.3 2.7 14.6 81.7 3 5.0 89.7 98.4 98.2 1.8 13.8 86.8
Tabelul 3.11
Amestec Bitum iniţial
%
Bitum estimat
% % Gmm
Nin % Gmm Nmax
Va %
la Npr
VMA %
la Npr
VFA %
la Npr 1 5.0 4.9 85.1 97.2 4.0 15.5 74.1 2 5.0 4.5 86.1 96.5 4.0 14.7 72.8 3 5.0 4.1 87.5 96.3 4.0 14.0 71.5
Tabelul 3.12
Criterii SUPERPAVE % Gmm la Nin < 89 %
% Gmm la Nmax < 98 % Va 4.0 %
VMA min.14.0 % VFA 65 - 75 %
De asemenea, s-a considerat criteriul raportului ψ dintre partea fină a
agregatului şi liantul bituminos. Acest raport reprezintă greutatea materialului
ce trece pe sita de 0,075 mm, în procente, împărţită la procentul efectiv de
bitum (tabelul 3.14).
Procentul efectiv de bitum din mixtură este diferenţa dintre procentul
total de bitum şi cantitatea de bitum pierdut prin absorbţia particulelor
agregatului (tabelul 3.13).
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
75
Tabelul 3.13
Amestecul Gse Gsb Gb Pba % Pb % Ps % Pbe % 1 2.780 2.725 1.032 0.749 4.9 95.1 4.2 2 2.782 2.726 1.032 0.762 4.5 95.5 3.8 3 2.782 2.726 1.032 0.762 4.1 95.9 3.4
Tabelul 3.14
Amestecul Material < 0,075, % Pbe, % ψ Criterii 1 6 4.2 1.4 0.6 - 1.2 2 7.5 3.8 1.97 0.6 - 1.2 3 9.0 3.4 2.6 0.6 - 1.2
După cum se observă nici unul din amestecuri nu îndeplineşte criteriul
raportului ψ (tabelul 3.14), dar se reţine totuşi amestecul 1, prezentând
valoarea cea mai mică pentru ψ.
În continuare se compară proprietăţile volumetrice estimate pentru
procentul de bitum ales ca optim cu criteriile Superpave. S-a stabilit că
amestecul 1 de agregate poate fi considerat optim din punct de vedere al
procentului de VFA, al raportului ψ şi al specificaţiilor privind caracteristicile de
compactare (curba de densificare). Amestecul 1 are un procent de VMA
acceptabil, în timp ce amestecul 2 şi amestecul 3 au acest procent spre limita
inferioară. Este necesar un nivel corespunzător al volumului de goluri din
amestecul de agregate pentru a avea suficient liant bituminos în vederea
asigurării unei bune durabilităţi a mixturii asfaltice. Într-o mixtură ce conţine
insuficient liant este posibil să apară o durificare prematură a bitumului.
Aceasta conduce la deteriorarea îmbrăcăminţii rutiere din cauza încărcărilor
provenite din trafic şi la fisurarea din oboseală din cauza incapacităţii structurii
rutiere de a se încovoia sub trafic. De asemenea, poate contribui şi la
degradări din umiditate. În acelaşi timp, procentul de goluri umplute cu bitum
este foarte important să se găsească în limitele impuse deoarece altfel poate
conduce atât la o mixtură instabilă cât şi la o îmbătrânire prematură.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 76
3.1.3 Determinarea procentului optim de bitum Procentul optim de bitum se determină pentru structura agregatului
aleasă ca fiind optimă (amestecul 1). De asemenea procentul optim de bitum
se alege pentru 4 % volum de goluri la un nivel de compactare, Npr prin
interpolare grafică. Probele se compactează la următoarele procente de bitum:
* Pb estimat = 4.9 %
* Pb estimat + 0,5 % = 5,4 %
* Pb estimat - 0,5 % = 4,4 %
* Pb estimat + 1,0 % = 5,9 %
S-au confecţionat câte două probe pentru fiecare din procentele de
bitum de mai sus.
În tabelele 3.15 şi 3.16 sunt prezentate greutăţile specifice maxime
teoretice ale mixturii şi greutăţile specifice volumetrice ale probelor
compactate.
Tabelul 3.15
procentul de bitum 4.4 % 4.9 % 5.4 % 5.9 %
Gmm 2.542 2.522 2.503 2.485
Tabelul 3.16
% bitum 4.4 % 4.9 % 5.4 % 5.9 %
Probe 1 2 1 2 1 2 1 2 Gmb 2.461 2.454 2.459 2.448 2.458 2.463 2.444 2.444
Pentru cele patru procente de bitum se vor determina în continuare,
proprietăţile mixturilor asfaltice. Programul Superpave furnizează automat
graficele pentru volumul de goluri din mixtură, volumul de goluri din amestecul
de agregate, volumul de goluri umplute cu bitum şi densitate în funcţie de
procentul de bitum. Procentul optim de bitum este stabilit prin interpolare
grafică pentru un volum de goluri de 4%. Toate celelalte proprietăţi ale mixturii PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
77
sunt verificate pentru acest procent de bitum ales ca optim (tabelul 3.18).
Proprietăţile volumetrice ale mixturilor la nivelul de compactare Npr sunt
prezentate în tabelul 3.17.
Rezultatele sunt prezentate în tabelele 3.17 şi 3.18 şi în figurile din
Anexa 2.
Tabelul 3.17
Pb (%)
Va (%)
VMA (%)
VFA (%)
Densitatea (g/cm3)
4.4 4.7 15.0 68.6 2.386 4.9 4.1 15.6 73.6 2.394 5.4 2.1 15.0 85.8 2.429 5.9 2.0 15.9 87.3 2.417
Tabelul 3.18
Proprietăţi ale mixturii Procent optim de bitum = 4,9 % Criterii (%) Va 4.1 4.0
(%) VMA 15.6 min. 14.0 (%) VFA 73.6 65 - 75
% Gmm la Nin 85.5 < 89 % Gmm la Nmax 97.3 < 98
Prin urmare, mixtura asfaltică cu compoziţie optimă este cea
compusă din amestecul 1 de agregate şi 4.9% bitum.
3.1.4 Determinarea susceptibilităţii la umiditate Pentru a determina susceptibilitatea la umiditate a mixturii finale, s-au
confecţionat 10 probe cu dimensiunile 101,6 x 101,6 mm. Compactarea a fost
făcută folosind o maşină hidraulică (presiunea statică: 210 kPa/cm2, 2 minute).
Cinci din numărul total de probe au fost condiţionate astfel:
* 5 zile la 49oC în apă;
* 2 ore la temperatura ambiantă;
* 2 ore la 25oC în apă.
Celelalte cinci probe au fost încercate după:
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 78
* 4 zile la 25oC în aer;
* 2 ore la 25oC în apă.
Compresiunea s-a aplicat cu o viteză de deformaţie de 5,08 mm/min.
S-a calculat raportul rezistenţelor la compresiune (tabelele 3.19 şi 3.20).
Tabelul 3.19 Proba
Proprietăţi 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Gmb (g/cm3) 2.298 2.311 2.298 2.292 2.312 2.302 2.313 2.297 2.292 2.294
Va (%) 8.8 VMA (%) 19.7 VFA (%) 55.3
Tabelul 3.20 Proba
Rezistenţe la compre-siune (kgf)
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
pt. probele necondiţionate - - 2609 - 2499 2513 - - 2517 2444
pt. probele condiţionate 2320 2225 - 2369 - - 2277 2135 - -
Media rezistenţelor pentru probele necondiţionate: 2516 kgf Media rezistenţelor pentru probele condiţionate: 2265 kgf
Raportul rezistenţelor: 90 %
Deoarece raportul rezistenţelor a rezultat 90 %, acest criteriu este
îndeplinit, nomele recomandând minimum 75 %.
3.2 STUDII EFECTUATE PE DOUĂ TIPURI DE MIXTURI ASFALTICE PROIECTATE CU GIROCOMPACTORUL 3.2.1 Reţetele de mixtură asfaltică utilizate
Primul tip de mixtură considerată este mixtura alcătuită conform
normelor Superpave, în studiul din paragraful precendent, o mixtură pentru
stratul de uzură ce are dimensiunea maximă nominală a agregatului 12,5 mm. PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
79
Ea se compune din amestecul 1 de agregate şi un procent de bitum de 4.9%.
S-a notat această mixtură cu “MA”.
Al doilea tip de mixtură considerată este o mixtură semidensă de tip
spaniol, alcătuită, de asemenea, în conformitate cu nivelul 1 de proiectare al
mixturilor asfaltice, Superpave. Etapele parcurse în paragraful precedent
pentru proiectarea mixturii "MA" au fost parcurse şi la stabilirea reţetei pentru
mixtura spaniolă. S-a folosit acelaşi tip de bitum şi aceleaşi agregate la
întocmirea reţetei. S-a notat această mixtură cu “MS”. Mixtura "MS” are
granulometria prezentată în tabelul 3.21 şi în figura 3.2.
Pentru curba granulometrică prezentată în tabelul 3.21, s-a ales
procentul optim de bitum în urma studiului mixturii cu următoarele procente:
- 4,3% raportat la mixtură;
- 4,8% raportat la mixtură;
- 5,2% raportat la mixtură.
Valorile Gsb, Gmm, Gmb se găsesc în tabelul 3.22.
Tabelul 3.21
Site spaniole (mm)
Site ASTM (mm)
Limitele fusului granulometric spaniol
Amestecul pt.“MS”
treceri, (%) 20.0 19.0 100 100 12.5 12.5 80 - 95 87.5 10.0 9.5 71 - 86 78.5 5.0 4.75 47 - 62 54.5 2.5 2.36 30 - 45 37.5
0.63 0.60 15 - 25 20.0 0.32 0.30 10 - 18 14.0 0.16 0.15 6 - 13 9.5 0.08 0.075 4 - 8 6.0
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 80
0102030405060708090
100
0.01 0.1 1 10 100lg site
trece
ri, %
limitele spaniolemixtura MS
Figura 3.2 Curba granulometrică a mixturii MS,
încadrată în fusul spaniol pentru mixturile semidense
Tabelul 3.22
Gmb % bitum Gsb Gmm Proba 1 Proba 2
4.3 2.738 2.447 2.447 2.466 4.8 2.738 2.538 2.462 2.461 5.2 2.738 2.521 2.462 2.465
Proprietăţile volumetrice ale mixturii la nivelul de compactare Npr
rezultate din studiul cu girocompactorul se găsesc în tabelul 3.23.
Tabelul 3.23
Pb (%)
Va (%)
VMA (%)
VFA (%)
Densitatea (g/cm3)
4.3 4.7 14.9 68.2 2.381 4.8 3.6 14.9 75.9 2.431 5.2 2.7 15.0 82.3 2.435
Procentul optim de bitum obţinut este 4,6 %, procent din greutatea totală
a mixturii. Proprietăţile mixturii sunt prezentate în tabelul 3.24 iar raportul ψ în
tabelul 3.25.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
81
Tabelul 3.24
Proprietăţi Rezultate Cerinţe % Volum de goluri 4.0 4.0 % VMA 14.9 min. 14.0 % VFA 73 65 - 75 % Gmm la Nin = 10 86.6 < 89 % Gmm la Nmax = 288 96.9 < 98
Tabelul 3.25
bitum % Gsb Gb Pba
% Pb %
Ps %
Pbe %
Material < 0.75 %
Raport ψ
4.6 2.738 1.032 0.745 4.6 95.4 3.9 6 1.54
În figura 3.3 sunt reprezentate ambele tipuri de mixturi asfaltice studiate,
"MA" şi "MS". Mixtura "MA" poate fi considerată şi ea o mixtură spaniolă
deoarece se încadrează în fusul granulometric semidens.
0102030405060708090
100
0.01 0.1 1 10 100lg site
trece
ri, %
mixtura MAlimite Superpavezona restrictivamixtura MSlimite spaniole
Figura 3.3 Cubele granulometrice ale mixturilor "MA" şi "MS" şi încadrarea în limitele SHRP şi limitele spaniole
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 82
3.2.2 Studiu comparativ al metodelor de proiectare MARSHALL şi SUPERPAVE - nivelul 1
Metoda de proiectare SHRP - Superpave este similară, din punct de
vedere al conceptului folosit, cu celelalte metode de proiectare volumetrică a
mixturilor asfaltice.
În nivelul 1 de proiectare nu se fac măsurători directe ale proprietăţilor
mecanice ale mixturii şi nici aprecieri ale performanţei. Diferă de metoda
Marshall prin aceea că nu se realizează încercări pe mixtură la temperaturile
reprezentative, precum cele întâlnite in situ, temperaturi la care apar
deformaţiile permanente (60oC în metoda Marshall).
De asemenea, această metodă diferă de metoda Marshall prin faptul că,
condiţiile de proiectare variază cu amplasamentul drumului şi cu traficul.
Totuşi, pentru un set de condiţii date, efortul de compactare este acelaşi
pentru toate mixturile. Numărul maxim de rotaţii, folosit ca concept în nivelul 1
de proiectare, este stabilit astfel încât să rezulte o densitate care coincide cu
densitatea mixturii din drum în perioada de serviciu. Această procedură poate
fi folosită pentru a evalua compactitatea mixturii, ţinând seama că toate
măsurătorile sunt executate la temperatura de compactare.
S-a observat că tipul liantului bituminos nu ar trebui să aibă nici un efect
asupra datelor de compactare deoarece procedura de compactare este în
funcţie de temperatura echivâscoasă a liantului. Astfel, alegerea procentului
de bitum este independentă de tipul bitumului.
În metodologia metodei de proiectare Superpave, alegerea gradului
liantului bituminos este independentă de datele curbei de compactare; de
asemenea, nu este absolut necesară executarea compactării şi implicit
obţinerea curbei de compactare cu acelaşi liant bituminos care va fi utilizat în
construcţia drumului. Se observă că datele de compactare (de exemplu,
volumul de goluri reprezentat în funcţie de numărul de rotaţii) sunt în funcţie de
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
83
unghiul de rotaţie, numărul rotaţiilor pe minut şi presiunea axială a
girocompactorului. Eventualele mici modificări care s-ar face asupra oricăror
dintre aceşti parametri, pot avea un impact semnificativ asupra datelor şi
cerinţelor de compactare.
Conceptul de bază al metodei de proiectare a mixturilor Marshall îl
reprezintă alegerea procentului de bitum în funcţie de optimizarea câtorva
variabile. Pe de o parte se face o evaluare din punct de vedere volumetric, a
probelor confecţionate, în funcţie de un set dat de condiţii, la un nivel de
compactare dat. Energia de compactare este aleasă astfel încât să conducă la
nivele de densitate similare cu cele impuse de compactarea sub trafic. După
compactare, se determină proprietăţile volumetrice ale mixturii (volum de
goluri în mixtură, volum de goluri în amestecul de agregate, volumul de goluri
umplute cu bitum); acestea sunt apoi comparate cu valorile impuse prin
standard (când există).
Pe de altă parte, ne referim la încercarea propriu-zisă la care se supun
probele de mixtură compactată. Temperatura la care se realizează această
încercare este de 60oC; această temperatură se presupune că este
temperatura existentă în drum, temperatură la care pot apărea deformaţiile
permanente. Din încercare rezultă parametrii specifici (stabilitatea şi fluajul
Marshall), ale căror valori minime sunt prevăzute în norme.
În cadrul acestei metode de proiectare, schimbarea tipului de liant poate
conduce la alegerea unui procent diferit de bitum, funcţie de vâscozitatea
liantului la 60oC.
Cercetătorii americani au căutat să obţină cât mai multe informaţii
despre diferenţa dintre procentele de bitum determinate prin metoda Marshall
şi Superpave. Aceştia au constatat că există o mică variaţie (uneori nu există)
între procentul de bitum obţinut prin metoda Marshall şi cel obţinut prin metoda
Superpave. Diferenţa între procentele de bitum obţinute prin cele două metode
este independentă de nivelul volumului de goluri folosit pentru a stabili
procentul optim de liant (cu Va = 3 - 5%).
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 84
S-a observat că procentul de bitum din Superpave este ridicat în cazul
zonelor climatice reci. Creşterea procentului de bitum de la zonele climatice
calde (43 - 44oC) la zonele climatice reci (≤ 34oC) este de aproximativ 1
procent.
Pentru regiunile calde, procentul de bitum din Superpave este aproape
echivalent cu cel găsit prin metoda Marshall. Dimpotrivă, pentru regiunile reci,
proiectarea Superpave cere mai mult bitum (cu aproximativ 1 procent mai
mult) decât proiectarea Marshall.
Şi alte studii au arătat că volumul de goluri din mixtură şi volumul de
goluri din amestecul de agregate pentru probe compactate cu girocompactorul
sunt mai mici decât cele ale probelor compactate prin Marshall, diferenţa fiind
de aproximativ 1,7 %, respectiv, 1,6%.
De asemenea, s-a demonstrat că nu există o corelare constantă între
compactorul Superpave şi Marshall. Coeficientul de corelare nu este fix, astfel
că nu ne permite să estimăm proprietăţile volumetrice giratorii bazându-ne pe
probele Marshall.
Referitor la reţetele prezentate anterior, pentru a se putea realiza o
comparaţie între două metode de proiectare a reţetei de mixtură asfaltică,
mixtura "MS" a fost proiectată şi prin metoda clasică Marshall. Se urmăreşte
compararea procentului optim de bitum rezultat din proiectarea SHRP a
mixturii cu cel rezultat prin metoda clasică. Proiectarea reţetei mixturii asfaltice
"MS" prin metoda Marshall rezultă din tabelul 3.26 şi din figurile 3.4 - 3.9.
Tabelul 3.26
Bitum (*) %
Densitate g/cm3
Stabilitate kgf
Fluaj mm
Va (**) %
VMA (***) %
VFA (****)
% 4.5 2.385 1353 2.52 6.7 16.66 59.78 5.0 2.411 1299 2.74 5.02 16.14 68.90 5.5 2.415 1277 3.08 4.2 16.39 74.37 6.0 2.404 1082 3.44 3.99 17.17 76.76
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
85
CARMEN RĂCĂNEL
(*) procentul de bitum este raportat la greutatea agregatului.
(**) 100)1(mm
mba G
GV −= (3.1)
(***) 100)100%1001(
sb
mb
GGbitumVMA −
−= (3.2)
(****) 100)%%1(VMAVaVFA −= (3.3)
Termenii folosiţi în relaţiile de mai sus au aceeaşi însemnătate ca şi până acum.
1000
1100
1200
1300
1400
4 4.5 5 5.5 6 6.bitum, %
stab
ilita
te, k
gf
5
Figura 3.4 Stabilitatea Marshall în funcţie de procentul de bitum
2.42.62.8
33.23.43.6
4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %
fluaj
ul, m
m
Figura 3.5 Fluajul Marshall în funcţie de procentul de bitum
CAPITOLUL 3 86
2.38
2.39
2.4
2.41
2.42
4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %
dens
itate
, g/c
m3
Figura 3.6 Densitatea probelor Marshall în funcţie de procentul de bitum
3
4
5
6
7
4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %
Va,
%
Figura 3.7 Volumul de goluri din mixtură în funcţie de procentul de bitum
1616.216.416.616.8
1717.217.4
4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %
VM
A, %
Figura 3.8 Volumul de goluri din amestecul de agregate în funcţie de
procentul de bitum
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
87
55606570758085
4 4.5 5 5.5 6 6.5bitum, %
VFA
, %
Figura 3.9 Volumul de goluri umplute cu bitum în funcţie de procentul de bitum
Procentul optim de bitum rezultat prin metoda Marshall este de 4.8%.
Se constată că a rezultat acelaşi procent ca în cazul proiectării mixturii prin
metoda Superpave.
3.2.3 Încercări efectuate pe mixturi asfaltice proiectate după Superpave - Nivelul 1
Asupra celor două mixturi prezentate anterior, "MA" şi "MS", s-au
executat încercări Marshall, de ornieraj şi de susceptibilitate la umiditate.
a. Încercarea MARSHALL: rezultatele obţinute se găsesc în tabelele
3.27, 3.28. Având în vedere că mixtura "MS" este o mixtură spaniolă, s-au
adoptat criteriile din Spania. Probele au fost compactate la 75 de lovituri pe
fiecare parte.
În figura 3.10 s-au reprezentat proprietăţile volumetrice ale celor două
mixturi studiate, "MA", "MS" (volumul de goluri din mixtură, volumul de goluri
din amestecul de agregate, volumul de goluri umplute cu filer şi greutatea
specifică a mixturii compactate), obţinute prin cele două metode de proiectare:
Marshall şi Superpave.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 88
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
Tabelul 3.27
Tip mixt
Nr. proba
Densitate g/cm3
V probă cm3
Stabilitate kgf
Coeficient de
corecţie
Fluaj mm
Stabilitate corectată
kgf 1 2.370 487 1416 1.09 2.6 1543 2 2.383 483 1131 1.09 2.3 1233 3 2.367 487 1143 1.09 2.4 1246 4 2.367 487 983 1.09 2.3 1071
MA
5 2.379 486 1106 1.09 2.5 1206 1 2.415 518 1882.3 1.0 3.48 1882.3 2 2.413 518 1779.9 1.0 3.22 1779.9 3 2.398 522 1645.7 1.0 3.86 1645.7 4 2.403 519 1826.0 1.0 3.13 1826.0
MS
5 2.402 522 1850.7 1.0 3.52 1850.7
Figura 3.10 Proprietăţile mixturilor "MA" şi "MS"
rezultate din Marshall şi SHRP
Tabelul 3.28
Rezultate Proprietăţi Mixtura "MA" Mixtura "MS" Criterii Spania
Gmb, g/cm3 2.373 2.406 Va, % 5.9 5.46 4 - 6
VMA, % 17.0 16.16 ≥1 5 VFA, % 65.3 66.21
Stabilitatea, kN 12.6 17.97 > 10
Fluajul, mm 2.4 3.44 2 - 3.5
010203040506070
0 10 20 30 40 50 60 70 80
oiectare Superpave
proi
ecta
re M
arsh
all
pr
mixtura MAmixtura MS
Gmb
Va
VMA
VFA
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
89
b. Susceptibilitatea la umiditate (test de imersiune-compresiune) Rezultatul acestei încercări este prezentat în paragraful 3.1.4 pentru
mixtura "MA". În acelaşi mod s-au confecţionat şi încercat probele şi pentru
mixtura "MS". Rezultatele obţinute pe mixtura "MS" se găsesc în tabelul 3.29
şi 3.30.
Tabelul 3.29
Proprietăţi Rezultate, mixtura "MS" Gmb, g/cm3 2.312
Va, % 9.15 VMA, % 19.44 VFA, % 52.93
Tabelul 3.30 Mixtura "MS", proba
Rezistenţe la compre-siune (kgf)
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
pt. probele necondiţio-
nate
3078 3277 3216 3223 3078
pt. probele condiţio-
nate 2823 2935 2655 2950 2823
Media rezistenţelor pentru probele necondiţionate: 3174 kgf Media rezistenţelor pentru probele condiţionate: 2837 kgf
Raportul rezistenţelor: 89.38 %
Mixtura "MS" îndeplineşte, ca şi mixtura "MA", criteriul impus de normele
Superpave prin care raportul rezistenţelor trebuie să fie minim 75%.
c. Încercarea de ornieraj ("Wheel Track") Încercarea de ornieraj a fost realizată pe probe cu dimensiunile de 30 x
30 x 5 cm în conformitate cu norma NLT 173/84. Compactarea a constat într-o
vibro-compresiune superficială (4 x 75 s). Densitatea minimă rezultată trebuie
să fie 97 % din densitatea Marshall, ceea ce s-a realizat.
S-au înregistrat deformaţiile totale ale probelor, sub roata de încărcare,
în sutimi de milimetru, după 1, 3, 5 minute, apoi la fiecare 5 minute până la 45 CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 90
minute, după care la fiecare 15 minute până la sfârşitul determinării (120
minute). Plecând de la deformaţiile înregistrate pentru timpii corespunzători
( , ), se calculează viteza de deformaţie ce corespunde unui interval de
timp, t2/t1, cu relaţia:
1td
2td
12
/12
12 ttdd
V tttt −
−= [10-3mm/min] (3.4)
În tabelul 3.31 şi în figurile 3.11, 3.12 sunt prezentate rezultatele
corespunzătoare pentru cele două tipuri de mixturi în cazul încercării la
ornieraj. Sunt calculate vitezele de deformaţie pentru intervalele de timp: 30 la
45 minute, V30/45, 75 la 90 minute, V75/90 şi 105 la 120 minute, V105/120.
Tabelul 3.31
Mixtura "MA" Mixtura "MS" Viteza, 10-3
mm/min 1 2 3 1 2
V30/45 34 73 51 48.6 36.7 V75/90 43 55 67 23.3 33.3
V105/120 60 51 59 43.3 33.3
0123456789
0 20 40 60 80 100 120
timp (minute)
defo
rmat
ia (1
0-2
mm
)
proba 1proba 2proba 3media
Figura 3.11 Rezultatul încercării de ornieraj pentru mixtura "MA"
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
91
0123456
0 20 40 60 80 100 120
tim p (m inute)
defo
rmat
ia (1
0-2
mm
)
proba 1proba 2m edia
Figura 3.12 Rezultatul încercării de ornieraj pentru mixtura "MS"
Se observă că rezultatele sunt mai compacte pentru mixtura de tip
spaniol.
Criteriul pentru acest tip de încercare este considerat tot după
standardele din Spania şi se referă la valoarea maximă care poate fi atinsă de
viteza V105/120 şi anume 15 x 10-3 mm/min. Se observă că nici una din mixturi
nu îndeplineşte această cerinţă.
În final, proprietăţile volumetrice ale mixturilor studiate, "MA" şi "MS",
pentru cele trei tipuri de teste, sunt prezentate în tabelul 3.32.
Tabelul 3.32
Proprietăţi Testul Gmb g/cm3 Va, % VMA, % VFA, % SHRP 2.394 4.1 15.6 73.6 Imersiune-compresiune 2.301 8.8 19.7 55.3
Ornieraj 2.310 8.4 19.4 56.7
Mixtura “MA”
Marshall 2.373 5.9 17.0 65.3 SHRP 2.440 4.0 14.9 73.0 Imersiune-compresiune 2.312 9.15 19.44 52.93
Ornieraj 2.406 5.46 16.16 66.21
Mixtura “MS”
Marshall 2.406 5.46 16.16 66.21
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 92
Din tabelul de mai sus se observă că proprietăţile volumetrice ale
mixturii variază funcţie de modul de compactare corespunzător fiecărui aparat
în parte, probele compactate după SHRP (cu girocompactorul) prezentând
cele mai bune rezultate.
3.3 Concluzii Acest capitol şi-a propus prezentarea unui studiu pe mixturi asfaltice cu
scopul:
* de a arăta, etapă cu etapă, proiectarea volumetrică a nivelului 1 de
proiectare a reţetei mixturilor asfaltice (mixtura "MA");
* de a realiza o analiză între două tipuri de mixturi: una ce satisface
cerinţele americane ("MA") iar cealaltă ce satisface cerinţele spaniole ("MS");
* de a compara două metode de proiectare (Marshall şi Superpave) în
cazul mixturii "MS".
Acest studiu a constat în câteva etape. La început s-au ales trei
granulometrii în conformitate cu normele americane. Din acestea, folosind
girocompactorul Superpave, a rezultat amestecul optim de agregate
(amestecul 1). Pentru a alege procentul optim de bitum s-au preparat mixturi
cu aceeaşi curbă granulometrică dar cu procente diferite de bitum: 4.4 %,
4.9%, 5.4%, 5.9%.
În ceea ce priveşte mixtura spaniolă, granulometria reprezintă
aproximativ mijlocul fusului granulometric pentru o mixtură semidensă. Pe
baza girocompactorului s-a ales procentul optim de bitum din următoarele
procente: 4.3%, 4.8%, 5.2%.
Mixturile finale rezultate ca optime din punct de vedere al cerinţelor
pentru deformaţii permanente, fisurare din oboseală şi fisurare din temperaturi
scăzute sunt prezentată încă o dată, comparativ, în tabelul 3.33.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
93
Tabelul 3.33 Treceri (%) Procentul optim de bitum*
Site (mm) Mixtura "MA" Mixtura "MS"
Mixtura "MA"
Mixtura "MS"
20.0 12.5 10.0 5.0 2.5
1.25 0.63 0.32 0.16 0.08
100 90 81
59.5 37 24 16 11 8 6
100 87.5 78.5 54.5 37.5
- 20 14 9.5 6
4.9
4.6
*procentul de bitum este raportat la cantitatea de mixtură
Încercând o comparaţie între aceste două mixturi, pe baza
granulometriei, se constată că mixtura "MA" se încadrează integral în limitele
fusului granulometric spaniol, în timp ce mixtura spaniolă nu se încadrează
între limitele SHRP pe zona sitelor 0,6 - 1,18 mm.
Studiul prezentat conduce la următoarele concluzii:
în ceea ce priveşte încercarea Marshall, se constată că amestecul de
agregate şi bitum rezultat ca optim din metoda de proiectare SHRP-Superpave
furnizează o mixtură acceptabilă din punct de vedere al stabilităţii şi fluajului
Marshall, în timp ce raportul stabilitate/fluaj şi densitatea aparentă sunt puţin
cam ridicate;
referitor la comparaţia dintre cele două metode de proiectare SHRP-
Superpave şi Marshall, comparaţie ce s-a realizat pentru mixtura spaniolă,
"MS", s-a constatat că procentul de bitum rezultat ca optim este acelaşi în
ambele metode;
reprezentând proprietăţile volumetrice rezultate din proiectarea
mixturii asfaltice cu metoda SHRP-Superpave şi metoda Marshall putem stabili
o corelare liniară între ele (coeficient de corelare ≅ 1), deci, din acest punct de
vedere, dacă se cunosc variabilele de material, s-ar putea utiliza metoda
Marshall în locul metodei Superpave pentru studiu de laborator în cazul
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 3 94
mixturilor asfaltice nemodificate ce au caracteristicile prezentate în acest
capitol. Desigur, sunt necesare mai multe rezultate pentru a se putea ajunge la
o concluzie sigură iar corelarea va depinde şi de tipul de încercare care se va
executa pe mixtură;
proprietăţile volumetrice ale mixturii variază în funcţie de modul de
compactare corespunzător fiecărui aparat în parte, probele compactate după
SHRP (cu girocompactorul) prezentând cele mai bune rezultate;
se constată că, în urma studierii rezultatelor la ornieraj, nici una din
cele două mixturi asfaltice nu prezintă o comportare bună la deformaţii
permanente. Cerinţa pentru încercarea la ornieraj este V105/120 < 15 x 10-3
mm/min, conform normelor spaniole, iar valorile obţinute de: 56,57 x 10-3
mm/min pentru mixtura americană, "MA" şi 38,3 x 10-3 mm/min pentru mixtura
spaniolă, "MS" nu corespund. Se poate constata că, deşi mixtura americană,
"MA" îndeplineşte criteriile SHRP-Superpave de proiectare atât din punct de
vedere al materialelor folosite, al granulometriei alese cât şi din punct de
vedere al proprietăţilor volumetrice, totuşi pentru această mixtură a rezultat o
valoare a ornierajului de circa 4 ori mai mare decât limita impusă. Pentru
mixtura spaniolă, "MS" valoarea rezultată din testul de ornieraj este de circa
2,5 ori mai mare decât limita impusă. Comportarea slabă la ornieraj ar putea
conduce însă, la o bună comportare la oboseală;
slabele rezultate obţinute în urma testului de ornieraj confirmă
constatările cercetătorilor din lume, prezentate şi la Conferinţa de la
Nottingham din 2001 /31/, ca şi la alte întruniri /32/, /33/, despre programul
SHRP-Superpave, al cărui nou coordonator este prof. WITCZAK şi care a
obţinut prelungirea de 10 ani (1993 - 2003) tocmai pentru a rezolva aceste
probleme legate de corelarea proprietăţilor bitumului şi a proiectării
volumetrice a mixturii asfaltice cu principalele degradări ce apar într-un strat
asfaltic in situ. S-a făcut precizarea că nu bitumul este semnificativ, el
reprezentând doar 5% din totalul mixturii asfaltice. O mare importanţă o are
scheletul mineral care rezistă deformaţiilor permanente prin frecarea inter-
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
STUDIU DE REŢETĂ DUPĂ METODA SUPERPAVE
95
particule, caracterizată prin numărul de contacte piatră - piatră şi de calitatea
acestor contacte;
din punct de vedere al susceptibilităţii la umiditate, ambele mixturi
satisfac cerinţa ca raportul rezistenţelor la compresiune să fie peste 75%, ele
realizând ≈90%.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 96
CAPITOLUL 4 ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE AL PROBELOR ÎN LABORATOR
4.1 INTRODUCERE
Deşi s-a constatat că procentul de bitum poate rezulta apropiat ca
valoare în urma proiectării mixturilor asfaltice cu metoda Superpave şi
Marshall, totuşi proprietăţile volumetrice ale mixturii variază în funcţie de
modul de compactare al probelor în laborator; prin urmare, probele de mixtură
asfaltică vor răspunde diferit atunci când sunt supuse încercărilor de laborator
pentru stabilirea performanţelor de material.
Pentru a pune în evidenţă această comportare diferită în funcţie de
modul de compactare, în acest capitol se vor prezenta câteva studii de fluaj şi
oboseală efectuate pe mixturi asfaltice la cald.
Reţetele mixturilor asfaltice studiate sunt prezentate în tabelul 4.1
Mixturile asfaltice au fost proiectate conform normativelor în vigoare la noi în
ţară. Criblurile şi nisipul de concasaj folosite sunt de CHILENI, nisipul natural
este de AGREMIN iar filerul, de BASARABI. S-a folosit un bitum ESSO tip D
50/70.
Determinările clasice şi cele speciale de tip SHRP pe liantul bituminos
sunt prezentate în tabelul 4.2.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
97
Fibra utilizată a fost de celuloză impregnată cu bitum în proporţie de
20%, Viatop 80 plus. Se precizează că procentele de bitum din tabelul 4.1 nu
conţin şi bitumul din fibră.
Tabelul 4.1
Mixtura Material Reţeta, % criblură 8/16 35 criblură 4/8 20
nisip de concasaj 30 nisip natural 10
filer 5
BA16
bitum 5,6* criblură 8/16 60 criblură 4/8 18
nisip de concasaj 12 filer 10
bitum 6,43*
MASF16
fibră 0,66** * raportat la mixtură
** raportat la agregate
În figurile 4.1 şi 4.2 sunt prezentate curbele granulometrice ale reţetelor de
BA16 şi MASF16.
Conform "Normativului pentru realizarea mixturilor asfaltice stabilizate cu
fibre de celuloză destinate executării îmbrăcăminţilor bituminoase rutiere"
procentul de bitum şi de fibră pentru mixturile MASF16 s-a stabilit în urma
efectuării testului Schelenberg.
Pentru verificarea condiţiilor tehnice privind stabilitatea şi indicele de
curgere Marshall (SR 174-1/97), s-au efectuat încercări Marshall (tabelul 4.3),
cu toate că normativul în vigoare nu prevede efectuarea încercării Marshall în
cazul mixturilor asfaltice cu fibre, deoarece rezultatele privind stabilitatea şi
indicele de curgere Marshall nu sunt concludente.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 98
Tabelul 4.2
Caracteristici ESSO
Liantul original Penetraţie la 25oC, 1/10mm 68.8
Punctul de înmuiere inel şi bilă, oC 44.1 Ductilitatea la 25oC, cm >145
Puncul de rupere Fraass, oC -12.2 Adezivitate pe Chileni, % 67
Densitate, g/cm3 1.042 Conţinut de parafină, % 0.51
Indicele de instabilitate coloidală 0.21 Vâscozitatea Brookfield la 135oC, mPa s 331
Forfecare dinamică, G*/sinδ: (kPa) 58oC 64oC 70oC
2.115 1.0174 0.495
Reziduu RTFOT, 163oC Pierderea de masă (RTFOT), % 0.08
Penetraţia la 25oC, 1/10mm Punctul de înmuiere inel şi bilă, oC
Ductilitatea la 25oC, cm >145 Creşterea punctului de înmuiere, oC 3.6
Penetraţia reziduală, % 67.9 Forfecare dinamică, G*/sinδ: (kPa)
58oC 64oC 70oC
4.081 1.857
- Rezduu PAV, 100oC
Forfecare dinamică, G*sinδ: (kPa) 13oC 16oC 19oC 22oC 25oC
- -
8890.2 5995.2 3834.1
Rigiditatea la încoiere, la fluaj: S (mPa): -18oC
-24oC -30oC -12 oC -6 oC
valoare m: -18oC -24oC -30oC -12 oC -6 oC
528
- -
281.9 105.3 0.242
- -
0.326 0.408
Gradul bitumului, după SHRP 58-16
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
99
0.090.2
12
3.155
8
10
16
0102030405060708090
100
0.01 0.1 1 10 100lg (site)
trece
ri, %
limite STAS Curba propusa
Figura 4.1 Curba granulometrică a mixturii asfaltice BA16
0 .09 0 .21 2 3 .15
5
810
16
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 .01 0 .1 1 10 100lg (s ite)
trece
ri, %
lim ite S T A S C urba p ropus a
Figura 4.2 Curba granulometrică a mixturii asfaltice MASF16
Tabelul 4.3
Mixtura Forta (daN)
Indicele de curgere
(1/100mm)
Factor corectie
Stabilitatea (daN)
Densitate aparentă
g/cm3 BA16-A 880 351 1.04 915.2 2.39
MASF16-A 780 325 0.96 748.8 2.33
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 100
Verificarea ratei la ornieraj a mixturilor asfaltice, prevăzută în Normativul
pentru mixturi asfaltice stabilizate cu fibre s-a efectuat atât pentru mixtura
MASF16 cât şi pentru mixtura BA16 (tabelul 4.4). Temperatura de încercare,
conform normativului menţionat, este de 40oC, dar ţinând cont de
temperaturile mari din ultimii ani din zonele de şes de la noi din ţară, ar trebui
ca acest test să se realizeze la o temperatură de 60oC.
Tabelul 4.4
Mixtura asfaltică
TemperaturaoC
Rata de ornieraj mm/h
BA16-A 1.7 MASF16-A 45 4.22
Comparând valorile obţinute cu cele prevăzute în normativ se constată
că toate mixturile asfaltice sunt corespunzătoare.
În vederea efectuării încercărilor de fluaj şi oboseală s-au confecţionat
probe cilindrice de mixtură asfaltică.
Probele de mixtură asfaltică au fost compactate la presă (cu o presiune
de compactare de 117 daN/cm2), la ciocanul Marshall (cu 75 lovituri/parte) şi la
girocompactor (cu 288 giraţii), rezultând densităţi ρ, diferite, după cum
urmează:
- pentru probele compactate la presă: ρ = 2.27 - 2.33 g/cm3;
- pentru probele compactate la ciocanul Marshall: ρ = 2.33 - 2.43 g/cm3
(cu precizarea că probele realizate din mixtură asfaltică cu fibre au prezentat
densităţi mai mici de 2.38 g/cm3);
- pentru probele compactate la girocompactor: ρ = 2.35 - 2.44g/cm3 (cu
precizarea că probele realizate din mixtură asfaltică cu fibre au prezentat
densităţi mai mici de 2.41 g/cm3).
S-a constatat că mixturile asfaltice cu fibre prezintă densităţi mai mici,
comparativ cu mixturile asfaltice clasice, la acelaşi număr de rotaţii, în cazul
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
101
girocompactorului şi pentru acelaşi număr de lovituri, în cazul ciocanului
Marshall.
4.2 ÎNCERCĂRI DE FLUAJ
Se vor determina efectele din fluaj sub încărcări repetate, studiind
influenţa modului de compactare a probelor asupra comportării mixturii
asfaltice în raport cu: deformaţia specifică variabilă în timp, modulul de fluaj,
viteza de fluaj şi deformaţia specifică la revenire.
Încercarea de fluaj dinamic s-a realizat pe probe cilindrice cu diametrul de
100 mm şi înălţimea de ~ 65 mm. Presiunea aplicată a fost de 179 kPa, valoare ce
se încadrează între valorile recomandate în literatura de specialitate. Încărcarea
s-a realizat pe un disc cu diametrul de 75 mm, imitând încercarea de tip suedez la
fluaj dinamic (figura 4.3). Valoarea diametrului de 75 mm s-a ales astfel încât să se
păstreze pe cât posibil raportul dintre diametrul discului de încărcare şi diametrul
probei de încercat din metoda suedeză (100 mm / 150 mm).
Φ = 75 mm
Figura 4.3 Încercarea de fluaj dinamic
Timpul de încărcare a fost cel corespunzător a 3600 cicluri (3600 s), iar
descărcarea s-a monitorizat timp de 1800 s, pentru a pune în evidenţă care
este influenţa tipului de compactare al probelor în laborator. Se precizează că
deformaţia specifică finală obţinută la sfârşitul perioadei de încărcare (3600 s),
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
102
care reprezintă deformaţia permanentă a materialului încercat, ar trebui să fie
egală (atunci când compactarea este potrivită) cu deformaţia specifică în
momentul descărcării.
Înregistrarea datelor provenite din deformaţiile pe verticală ale probei la
încărcare, s-a făcut la următoarele cicluri: 2, 4, 6, 8, 10, 20, 40, 60, 80, 100,
200, 300, … până la 3600 cicluri, iar la descărcare, pentru următorii timpi: 2s,
4s, 6s, 8s, 10s, 20s, 40s, 60s, 80s, 100s, 200s, 300s, … până la 1800s.
Dispozitivul utilizat pentru efectuarea încercării de fluaj dinamic este
prezentat în figura 4.4. Aparatul prezintă o adaptare care îi dă posibilitatea să se
deplaseze ciclic pe verticală.
Caracteristicile acestui dispozitiv sunt următoarele:
- timpul de încărcare: 0.6 secunde;
- timpul de descărcare: 0.4 secunde;
- frecvenţa de aplicare a încărcării: 1 Hz
Această frecvenţă simulează destul de fidel un trafic intens sau foarte
intens ce trece printr-o secţiune de drum în afara oraşelor. parghie de incarcare tija de incarcare ciclica camera climatica înregistrarea numarului cu proba din mixtura de cicluri asfaltica înregistrarea deformatiilor suport greutate calibrata
Figura 4.4 Schema dispozitivului de solicitare ciclică
Schema de încărcare a dispozitivului de solicitare ciclică este prezentată în
figura 4.5.
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
103
Temperaturile de încercare au fost de 40oC şi 50oC, valori ce apar
frecvent în lunile călduroase, la noi în ţară.
În urma încercării de fluaj dinamic executat pe probele cilindrice de
mixtură asfaltică s-au obţinut grafice din figurile 4.6, 4.7, 4.8 şi 4.9. Efortul
aplicat
σ0
0 1 2 3 timp (secunde)
ciclu acţiune timp
sarcină relaxare
0.6 s 0.4 s
Figura 4.5 Schema de încărcare a dispozitivului de solicitare ciclică
Curbele de fluaj dinamic reprezentate, reflectă variaţia deformaţiei
specifice în funcţie de timpul de încărcare/descărcare pentru mixturile asfaltice
BA16-A şi MASF16, compactate în cele trei moduri: la ciocanul Marshall (CM),
la presă (CP) şi la girocompactor (CG).
0
0.005
0.01
0.015
0.02
0.025
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000timpul, t, s
defo
rmat
ia s
peci
fica,
,
mm
/mm
BA16-CP-40 BA16-CM-40 BA16-CG-40
Figura 4.6 Influenţa compactării pentru mixtura BA16 la temperatura de 40oC
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 104
0
0.005
0.01
0.015
0.02
0.025
0.03
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000timpul, t, s
defo
rmat
ia s
peci
fica,
,
mm
/mm
BA16-CM-50 BA16-CP-50 BA16-CG-50
Figura 4.7 Influenţa compactării pentru mixtura BA16 la temperatura de 50oC
0
0.005
0.01
0.015
0.02
0.025
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000timpul, t, s
defo
rmat
ia s
peci
fica,
,
mm
/mm
MASF16-CM-40 MASF16-CP-40 MASF16-CG-40
Figura 4.8 Influenţa compactării pentru mixtura MASF16 la temperatura de 40oC
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
105
0
0.005
0.01
0.015
0.02
0.025
0.03
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000timpul, t, s
defo
rmat
ia s
peci
fica,
,
mm
/mm
MASF16-CM-50 MASF16-CP-50 MASF16-CG-50
Figura 4.9 Influenţa compactării pentru mixtura MASF16 la temperatura de 50oC
Din analiza curbelor de fluaj se poate observa variaţia deformaţiei
specifice în funcţie de modul de compactare; de aici reiese importanţa modului
de compactare în stabilirea deformaţiei permanente rezultată din curbele de
fluaj dinamic.
Astfel, deformaţia permanentă (deformaţia specifică rezultată după 3600
cicluri de încărcare) se reduce, în cazul mixturii asfaltice BA16, după cum
urmează:
- cu 73 % în cazul compactării cu girocompactorul faţă de compactarea
la presă;
- cu 61 % în cazul compactării cu girocompactorul faţă de compactarea la
ciocanul Marshall;
- cu 33 % în cazul compactării cu ciocanul Marshall faţă de compactarea
la presă,
iar în cazul mixturii asfaltice cu fibră, MASF16, după cum urmează:
- cu 91 % în cazul compactării cu girocompactorul faţă de compactarea
la presă;
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 106
- cu 70 % în cazul compactării cu girocompactorul faţă de compactarea
la ciocanul Marshall;
- cu 71 % în cazul compactării cu ciocanul Marshall faţă de compactarea
la presă.
În tabelul 4.5 sunt prezentate valorile deformaţiilor specifice la 3600
cicluri de încărcare şi la 1800 secunde de la descărcare, corespunzătoare
fiecărui mod de compactare, pentru cele două tipuri de mixturi studiate.
Tabelul 4.5 Deformaţia specifică
(mm/mm), la Mixtura Modul de
compactare 3600 cicluri (încărcare)
1800 s (descărcare)
Diferenţa, Δ
Presă 0.019308 0.014077 5.231x10-3 Marshall 0.012869 0.010656 2.213x10-3
BA16-A T = 40oC
Giratoriu 0.005079 0.004603 0.476x10-3 Presă 0.026194 0.020672 5.522x10-3
Marshall 0.015484 0.013548 1.936x10-3 BA16-A T = 50oC
Giratoriu 0.007266 0.006875 0.391x10-3 Presă 0.02 0.017246 2.754x10-3
Marshall 0.005781 0.004375 1.406x10-3 MASF16-A T = 40oC
Giratoriu 0.001754 0.001754 0 Presă 0.024071 0.022357 1.714x10-3
Marshall 0.014545 0.013712 0.833x10-3 MASF16-A T = 50oC
Giratoriu 0.0027652 0.002765 0 Dacă pentru probele compactate la presă, diferenţa, Δ, dintre deformaţia
specifică la 3600 cicluri şi deformaţia specifică la 1800 secunde după
descărcare este semnificativă, se ajunge ca în cazul probelor compactate la
girocompactor această diferenţă să fie aproape inexistentă. Acest fapt
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
107
motivează impunerea compactării giratorii ca mod de compactare unic
acceptat de încercarea de fluaj dinamic de tip suedez.
S-a întâmplat ca anumite probe compactate la ciocanul Marshall să
prezinte densităţi similare cu probele compactate la girocompactor; aceasta s-a
realizat în general, pentru mixtura BA16. Cu toate acestea, au existat diferenţe
între curbele de fluaj dinamic.
Acest fapt se poate explica prin procedeul în care se realizează
compactarea şi rezultatul obţinut în urma compactării:
• la ciocanul Marshall: compactare prin lovire; poate conduce la
spargerea agregatului, mai ales atunci când avem de-a face cu un procent
ridicat de agregat mare; în acest caz, rezultatele obţinute în urma încercării nu
sunt bazate pe rezistenţa iniţială a materialului, ci pe una obţinută din agregate
sparte;
• la girocompactor: compactare prin frământare concomitent cu
exercitarea unei presiuni verticale; rezultatul este o mixtură bine compactată,
situaţie similară cu compactarea din teren; agregatele rămân intacte ca formă,
ele se aranjează unele faţă de altele pe principiul volumului minim de goluri.
Din rezultatele prezentate rezultă că diferenţa Δ are, în cazul mixturii
asfaltice BA16:
- o creştere de ≈ 58 % în cazul compactării cu presa faţă de
compactarea cu ciocanul Marshall;
- o creştere de ≈ 78 % în cazul compactării cu ciocanul Marshall faţă de
compactarea cu girocompactorul,
iar în cazul mixturii asfaltice cu fibră MASF16:
- o creştere de ≈ 49 % în cazul compactării cu presa faţă de
compactarea cu ciocanul Marshall;
- o creştere de 100 % în cazul compactării cu ciocanul Marshall faţă de
compactarea cu girocompactorul.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 108
Parametri rezultaţi din încercarea de fluaj dinamic Pe baza curbelor prezentate s-au calculat următorii parametri, ce sunt
prezentaţi în tabelul 4.6:
- deformaţia permanentă
- viteza de fluaj
- modulul de fluaj
Deformaţia permanentă, εir, se calculează cu relaţia:
610)()(h
nhnirΔ
=ε (4.1)
unde: εir este deformaţia permanentă după un număr de cicluri, n,
microdeformaţii;
Δh - deformaţia totală, exprimată în mm;
h - înălţimea probei, exprimată în mm.
Viteza de fluaj, ε& se calculează cu formula:
)()()(
12
12
nnnn iruir
−−
=εε
ε& (4.2)
unde: ε& este viteza de fluaj, în microdef/s;
εir(n2) - deformaţia permanentă după n2 cicluri de încărcare;
εir(n1) - deformaţia permanentă după n1 cicluri de încărcare;
n2 = 3600.
Modulul de fluaj, S, se calculează cu relaţia:
1000)(n
Sirεσ
= (4.3)
unde: S este modulul dinamic de fluaj calculat la n cicluri, MPa;
σ - încărcarea aplicată;
εir (n) - deformaţia permanentă la n cicluri de încărcare.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
109
Tabelul 4.6
Mixtura Δh(n2) (mm)
h (mm) n2
εir(n2) (microdef) n1
Δh(n1) (mm)
εir(n1) (microdef)
viteza de fluaj, ε
(microdef/s)
σ (kPa)
S (MPa)
BA16- CM- 40
0.79 61 3600 12950.82 2300 0.71998 11802.95 0.883 179 13.82
BA16- CM- 50
0.96 62 3600 15483.87 2000 0.88 14193.55 0.806 179 11.56
BA16- CP- 40
1.255 65 3600 19307.69 2100 1.11501 17154.00 1.436 179 9.27
BA16- CP- 50
1.7419 66.5 3600 26193.98 2000 1.5874 23870.68 1.452 179 6.83
BA16- CG- 40
0.321 63 3600 5095.24 1900 0.32067 5090.00 0.003 179 35.13
BA16- CG- 50
0.465 64 3600 7265.63 2700 0.455 7109.38 0.174 179 24.64
MASF16- CM- 40
0.37 64 3600 5781.25 1900 0.32 5000.00 0.460 179 30.96
MASF16- CM- 50
0.96 66 3600 14545.45 2100 0.8487 12859.09 1.124 179 12.31
MASF16- CP- 40
1.38 69 3600 20000.00 2800 1.2834 18600.00 1.750 179 8.95
MASF16- CP- 50
1.685 70 3600 24071.43 2500 1.59 22714.29 1.234 179 7.44
MASF16- CG- 40
0.1175 67 3600 1753.73 2300 0.11 1641.79 0.086 179 102.1
MASF16- CG- 50
0.1825 66 3600 2765.15 2300 0.175 2651.52 0.087 179 64.73
AAMAS (Asphalt-Aggregate Mixture Analysis System) recomandă
încadrarea valorilor modulilor de fluaj, în graficul ce reprezintă potenţialul de
ornieraj al mixturii asfaltice, din figura 4.10.
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 110
Figura 4.10 Potenţialul de ornieraj al mixturilor asfaltice
folosite în straturi de suprafaţă
Reprezentând valorile modulilor de fluaj (din tabelul 4.6) în graficul din
figura 4.10, se constată că numai mixturile asfaltice compactate cu
girocompactorul se încadrează în zona recomandată deoarece numai ele
îndeplinesc condiţia ca modulul de fluaj să fie mai mare decât 27.6 MPa
pentru un timp de încărcare de 3600 secunde.
4.3 ÎNCERCĂRI DE OBOSEALĂ Se vor determina efectele din oboseală sub încărcări repetate, prin
încercări de întindere indirectă (figura 4.11), obţinându-se durata de viaţă la
oboseală a mixturilor asfaltice. Încercarea se desfăşoară sub efort controlat,
deci are o rupere bine definită şi conduce la o durată de viaţă la oboseală mai
moderată decât încercarea sub deformaţie controlată.
Încercarea la oboseală s-a realizat pe probe cilindrice cu diametrul de 100
mm şi înălţimea de ~ 65 mm.
Probele au fost încercate pe acelaşi stand de încărcare ca şi probele
încercate la fluaj dinamic (paragraful 4.2). PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
111
Figura 4.11 Încercarea la oboseală prin întindere indirectă
Încărcarea aplicată a fost de 135 daN şi 162 daN iar temperatura de
lucru de 23oC (o temperatură normală de exploatare a drumurilor din ţara
noastră, în perioadă de primăvară, toamnă).
S-a urmărit influenţa modului de compactare asupra caracteristicilor
rezultate din încercarea de întindere indirectă.
În figurile 4.12, 4.13, 4.14 şi 4.15 sunt prezentate curbele de oboseală
pentru mixtura asfaltică BA16 şi mixtura asfaltică cu fibră MASF16. Curbele de
oboseală reflectă variaţia deformaţiei verticale în funcţie de logaritmul
numărului de cicluri pentru cele două tipuri de mixtură, compactate în trei
moduri: la presă (CP), la ciocanul Marshall (CM) şi la girocompactor (CG).
Observând curbele de oboseală prezentate şi comparând numărul de
cicluri corespunzător duratei de serviciu (zona liniară în care deformaţia
verticală variază liniar cu logaritmul numărului de cicluri), valorile deformaţiei
verticale corespunzătoare la un număr de cicluri egal cu 1000 şi numărul de
cicluri la rupere din tabelul 4.7, putem spune că la temperatura de 23oC, o
compactare mai bună conduce la:
* creşterea duratei de serviciu cu:
- 80% pentru BA16-CM faţă de BA16-CP
- 83% pentru BA16-CG faţă de BA16-CM
- 40% pentru MASF16-CM faţă de MASF16-CP
- 80% pentru MASF16-CG faţă de MASF16-CM
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 112
* reducerea deformaţiei verticale la 1000 de cicluri cu:
- 27% pentru BA16-CM faţă de BA16-CP
- 84% pentru BA16-CG faţă de BA16-CM
- 29% pentru MASF16-CM faţă de MASF16-CP
- 88% pentru MASF16-CG faţă de MASF16-CM
* creşterea numărului de cicluri la rupere cu:
- 58% pentru BA16-CM faţă de BA16-CP
- 91% pentru BA16-CG faţă de BA16-CM
- 63% pentru MASF16-CM faţă de MASF16-CP
- 91% pentru MASF16-CG faţă de MASF16-CM
Tabelul 4.7 Mixtura
BA16 MASF16 Încăcare aplicată, daN Încăcare aplicată, daN
135 162 135 162 compactare compactare compactare compactare
Caracteristici
CP CM CG CM CG CP CM CG CM CG Nr. de cicluri -
durată de serviciu
100 500 3000 100 500 60 100 500 40 100
Deformaţia verticală
corespunzătoare duratei de
serviciu, mm
0,62 0,61 0,175 0,63 0,18 0,505 0,51 0,57 0,47 0,6
Deformaţia verticală
corespunzătoare unui număr de
cicluri egal cu 5, mm
0,14 0,035 0,045 0,05 0,045 0,06 0,1 0,08 0,12 0,11
Panta obţinută pe durata de serviciu, %
37 29 5 44 7 41 32 24 39 38
Nr. de cicluri la rupere - durata
de rupere 10385 25000 281000 11863 178300 3275 9000 102500 6500 80000
100 0,62 0,44 0,08 0,63 0,13 0,725 0,51 0,345 0,475 0,6 500 0,91 0,63 0,105 1,375 0,18 2 0,775 0,57 1,1 0,96
1000 1,215 0,89 0,135 1,845 0,243 2,7 1,475 0,7575 1,68 1,06 5000 2,965 3,01 0,217 3,895 0,339 - 3,62 1,28 4,18 1,64 10000 8,7 5,2 0,278 6,295 0,405 - - 1,567 - 2,02 defo
rmaţ
ia
verti
cală
mm
pt
. cic
luril
e
100000 - - 0,694 - 1,09 - - 4,54 - - CP - compactare la presă, CM - compactare la Marshall, CG - compactare giratorie
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
113
02468
10121416
1 10 100 1000 10000 100000 1000000
log(numarul de cicluri)
defo
rmat
ia v
ertic
ala,
mm
BA16-CP BA16-CM BA16-CG
Figura 4.12 Curbe deformaţie verticală – log (număr de cicluri) pentru
mixtura asfaltică BA16, P = 135 daN, la 23oC
0
2
4
6
8
10
12
14
1 10 100 1000 10000 100000 1000000log(numarul de cicluri)
defo
rmat
ia v
ertic
ala,
mm
BA16-CG BA16-CM
Figura 4.13 Curbe deformaţie verticală – log (număr de cicluri) pentru
mixtura asfaltică BA16, P = 162 daN, la 23oC
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 114
0123456789
1 10 100 1000 10000 100000 1000000
log(numarul de cicluri)
defo
rmat
ia v
ertic
ala,
mm
MASF16-CP MASF16-CM MASF16-CG
Figura 4.14 Curbe deformaţie verticală – log (număr de cicluri) pentru
mixtura asfaltică MASF16, P = 135 daN, la 23oC
0
1
2
3
4
5
6
7
1 10 100 1000 10000 100000log(numarul de cicluri)
defo
rmat
ia v
ertic
ala,
mm
MASF16-CM MASF16-CG
Figura 4.15 Curbe deformaţie verticală – log (număr de cicluri) pentru
mixtura asfaltică MASF16, P = 162 daN, la 23oC
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ALEGEREA MODULUI DE COMPACTARE A PROBELOR ÎN LABORATOR
115
Legile de oboseală ale mixturilor studiate, întocmite pe baza rezultatelor
din încercarea la întindere indirectă, sunt prezentate în figurile 4.16 şi 4.17.
1.51.71.92.12.32.52.72.9
10000 100000 1000000
log (numar de cicluri)
log
P (î
ncar
care
), da
N
BA16-CM BA16-CG
Figura 4.16 Legea de oboseală pentru BA16 la 23oC
pentru două tipuri de compactare
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
1000 10000 100000 1000000
log (numar de cicluri)
log
P(în
carc
are)
, daN
MASF 16 - CM MASF 16-A-CG
Figura 4.17 Legea de oboseală pentru MASF16 la 23oC,
pentru două tipuri de compactare
CARMEN RĂCĂNEL
CAPITOLUL 4 116
Din figurile 4.16 şi 4.17 se observă că dreptele legii de oboseală, sunt
influenţate de modul de compactare, având înclinări şi poziţii diferite, ceea ce
determină valori ale încărcării de rupere diferite, pentru un acelaşi număr de
cicluri la rupere.
Considerând un număr de cicluri la rupere de un milion, la care se
determină oboseala mixturilor asfaltice, s-a calculat valoarea încărcării P de
rupere pentru mixturile studiate (tabelul 4.8).
Tabelul 4.8
Mixtura BA16 MASF16 Compactare CG CM CG CM
Încărcarea la rupere, P, daN, pt.un milion de cicluri 35.24 1.649 0.22 2 10-18
Pentru BA16 la 23oC, se observă că, la un număr de cicluri la rupere de
un milion, valoarea încărcării P, a crescut cu 95% pentru compactarea
giratorie (CG) faţă de compactarea la ciocanul Marshall (CM).
Întrucât mixtura asfaltică cu fibră nu a atins, sub încărcare repetată, un
număr de un milion de cicluri, s-a calculat care este numărul de cicluri la
rupere, pentru un nivel de încărcare de 10 daN, ceea ce corespunde unui efort
de compresiune σ de 0.16 daN/cm2 (tabelul 4.9).
Tabelul 4.9 Mixtura MASF16
Compactare CG CM Număr de cicluri la rupere,
pt. P = 10 daN 372 750 65 925
Comparând datele din tabelul 4.9 se poate spune că la 23oC, mixtura cu
fibră compactată la girocompactor rezistă la un număr de cicluri mai mare cu
82% faţă de mixtura cu fibră compactată la ciocanul Marshall.
În concluzie, se poate spune că aprecierea performanţei unei mixturi
asfaltice depinde de modul de compactare al probelor, ales în laborator, mod
ce trebuie să simuleze fidel compactarea in situ.
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
BIBLIOGRAFIE
117
BIBLIOGRAFIE
1. Charles S. Hughes "Compaction of asphalt pavement" Transport Research Board 152, oct. 1989
2. x x x "The Shell Bitumen Handbook"
Ed. Shell Limitted Co, 1990
3. x x x "Nottingham Asphalt Tester - NAT Manual", 1994
4. x x x "Bituminous Materials with a High Resistance to Flow Rutting" PIARC, 1995
5. Hicks R. G.
Esch David C. "State-of-the-Art on Rutting in Asphalt Concrete" report no AK-RD-91-04, october 1990
6. John T. Harvey
Bor-Wen Tsai "Effects of Asphalt Content and Air Void Content on Mix Fatigue and Stiffness" Transport Research Record 1543, 1996
7 Prithvi S. Kandhal "Field and Laboratory Investigation of Stripping in
Asphalt Pavements: State-of-the-Art Report" Transport Research Record 1454, 1994
8. John Harvey
Kirsten Eriksen Jorge Sousa Carl Monismith
"Effects of Laboratory Specimen Preparation on Aggregate-Asphalt Structure, Air-Void Content Measurement and Repetitive Simple Shear Test Results" Transport Research Record 1454, 1994
9. John Harvey
Jorge Sousa John A. Deacon Carl Monismith
"Effects of Sample Preparation and Air-Void Measurement on Asphalt Concrete Properties" Transport Research Record 1317, 1991
10. H.L. Von Quintus
J.A. Scherocman "Asphalt-Aggregate Mixture Analysis System AAMAS" N.C.H.R.P. Report 338, Transport Research Board, march, 1991
11. Stan Jercan "Suprastructura şi întreţinerea drumurilor"
Ed. Didactica şi Pedagogica Bucureşti, 1980
12. Gheorghe Lucaci Ion Costescu Florin Belc
"Construcţia drumurilor" Ed. Tehnica, Bucureşti, 2000
CARMEN RĂCĂNEL
BIBLIOGRAFIE 118
13. Phillip B. Blankenship Kamyar C. Mahbound Gerald A. Huber
"Rotational Method for Laboratory Compaction of Hot Mix Asphalt" Transport Research Record 1454, 1994
14. H. Al-Abdul Wahhab
Zianddin A. Khan "Evaluation of Marshall and Hveem Mix Design Procedures for Local Use" Transport Research Record 1317, 1991
15. Thomas Harman
John R. Bukowski Francis Moutier Gerald Huber Robert Mc Genis
"The History and Future Challenges of Gyratory Compaction 1939 to 2001" Anual Meeting of Transport Rsearch Board, 2002
16. Gerald A. Huber "Development of the Superpave Gyratory Compactor"
Heritage Research Indianapolis, Indiana www.utexas.edu/research/superpave/articles
17. Robert Mc Gennis " Evaluation of Various Superpave Gyratory
Compactors" www.utexas.edu/research/superpave/articles
18. SHRP-A-379 "The Superpave Mix Design System Manual of
Specifications, Test Methods and Practices" National Research Council Washington DC, 1994
19. SHRP-A-410 "Superior Performing Asphalt Pavements
(Superpave): The Product of the SHRP Asphalt Research Program" National Research Council Washington DC, 1994
20. x x x "Background of Superpave Asphalt Binder Test
Methods" National Asphalt Training Center Demonstration Project 101, Publication No FHWA-SA-94-069, 1999
21. x x x "Superpave Level 1 Mix Design"
Asphalt Institute, Superpave Series No 2, 1995
22. SHRP-A-407 "The Superpave Mix Design Manual for New Construction and Overlays" Washington DC, 1994
23. SHRP-A-408 "Level One Mix Design: Materials Selection,
Compaction and Conditioning" Washington DC, 1994
24. x x x "Hot Mix Design Bituminous Paving Manual"
U.S. Department of Transportation, Federal Highway Administration, 1996
25. Hafez Ihab H.
Witczack Mathew "Comparison of Marshall and Superpave Level 1 Mix Design for Asphalt Mixes" Transport Research Record 1492
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
BIBLIOGRAFIE
119
26. x x x "Asphalt Pavement Surfaces and Asphalt Mixtures" Transportation Research Record, No 1545, 1996
27. x x x "Design and Construction of Asphalt Overlays and
Hot-Mix Asphalt Construction Practics" Transportation Research Record, No 1543, 1996
28. x x x "Asphalt Concrete Mixture Design and Performance"
Transportation Research Record, No 1454, 1994
29. Jorge B. Sousa George Way John T. Harvey Mickey Hines
"Comparison of Mix Design Concepts" Transportation Research Record, No 1492, 1995
30. NLT 159/86 "Resistencia a la deformacion plastica de mezcla
bituminosas empleando el aparato Marshall"
31. x x x "Innovative Testing Methods for Bitumen and Asphalt" International Symposium to mark the opening of the Nottingham Centre for Pavement Engineering - sept. 2001
32. x x x "Rheologie des liants bitumineux"
EUROBITUME - Bruxelles, 1995
33. x x x "Bituminous Materials with a High Resistance to Flow Rutting" PIARC, 1995
34. Răcănel Carmen "Efectele din fluaj şi oboseală asupra comportării
mixturilor asfaltice" teză de doctorat, U.T.C.B., 2002
35. x x x "Instructiuni tehnice pentru realizarea mixturilor
asfaltice stabilizate cu fibre de celuloza, destinate executiei imbracamintilor bituminoase rutiere" 539-2000
36. x x x “Bituminous Materials – Determination of the
Permanent Deformation by the Dynamic Creep Test” FAS Method 468 - 97
37. x x x “Instructiuni tehnice privind determinarea fluajului
static si dinamic al mixturilor asfaltice” Nr. 362/2, INCERTRANS, 1996
38. Răcănel Carmen “A Mix Design Study Using SHRP Gyratory
Compactor” Stage Report, CEDEX, 1997
39. Yang H. Huang YANG "Pavement Analysis and Design"
Ed. Prentice-Hall, Inc., 1993 CARMEN RĂCĂNEL
BIBLIOGRAFIE 120
40. x x x "Shell Pavement Design Manual - Asphalt Pavements and Overlays for Road Traffic" Ed. Shell International Petroleum Company Limited, London, 1978
41. x x x "COST 333: Development of New Bituminous
Pavement Design Method" Transport Research, Luxembourg, 1999
42. x x x "Standard Test Method for Indirect Test for Resilient
Modulus of Bituminous Mixtures ASTM D4123-87"
43. x x x "Method for Determination of the Indirect Tensile Stiffness Modulus of Bituminous Mixtures" BSI Standard DD213, 1993
44. x x x "Instructiuni tehnice privind determinarea modulului de
elasticitate dinamic al mixturilor asfaltice" INCERTRANS, nr. 363/1 - 1996
45. x x x "Seminarul II EUROBITUME" vol I, II
Performance Related Properties for Bituminous Binder, Eurobitume WORKSHOP '99, Luxembourg, 3-6 May 1999
46. Romanescu C-tin
Răcănel Carmen "Reologia lianţilor bituminoşi şi a mixturilor asfaltice" Ed. Matrix, 2003
47. Richard Boudreau
Gary R. Hicks Arthur Furber
"Effects of Tests Parameters on Resilient Modulus of Laboratory Compacted Asphalt Concrete Specimen" Transportation Research Record, No 1353, 1992
48. Thomas Harman
John D’Angelo John Bukowski UKOWSKI
“Evaluation of Superpave Gyratory Compactor in the Field Management of Asphalt Mixes” Trasportation Research Record 1513, 1995
49. Kevin Hall
Satih Dandu Gary Gowda
“Effect of Specimen Size on Compaction and Volumetric Propetries in Gyratory Compacted Hot Mix Asphalt Concrete Specimen” Trasportation Research Record 1545, 1996
50. NLT 167/74 "Densidad relativa de los aridos en aceite de parafina"
51. NLT 168/90 "Densidad y huecos en mezclas bituminosas
compactadas"
52. NLT 173/84 "Resistencia a la deformacion plastica de las mezclas bituminosas mediante la pista de ensayo de laboratorio"
53. SR 174-1/1997 "Imbracaminti bituminoase cilindrate executate la
cald" PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
BIBLIOGRAFIE
121
54. x x x "Instructiuni tehnice pentru realizarea mixturilor asfaltice stabilizate cu fibre de celuloza, destinate executiei imbracamintilor bituminoase rutiere" 539-2000
55. Brown S.F.
Cooper K.E. Preston, J.N. Akeroyd F.M.
"Development of a Practical Method for Design of Hot Mix Asphalt" Transportation Research Record, No 1317, 1991
56. Dorobantu Stelian "Câteva considerente privind seminarul
EUROBITUME - mai 1999, Luxemburg" Revista de Drumuri si Poduri 50, 1999
57. KENNEDY, THOMAS W.
MOULTHROP, JAMES S. HUBER, GERALD A.
"Development of SHRP Mixture Specification and Design and Analysis System" Asphalt Paving Technology, vol.62, 1993
58. Jorge Sousa
John Deacon Carl Monismith ONISMITH
“Effect of Laboratory Compaction Method on Permanent Deformation Characteristics of Asphalt – Aggregate Mixtures” Asphalt Paving Technology, vol.60, 1991
59. Pell P.S.
Cooper K.E. “The Effect of Testing and Mix Variables on the Fatigue Performance of Bituminous Materials” Asphalt Paving Technology, vol.44, 1975
60. J.F. Corté "De la presse Texas à la presse à cisaillement
giratoire PCG 3 des LPC" Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussées 211, 1997
61. Rajib B. Mallick
Shane Buchanan E. Ray Brown Moke Huner
"Evaluation of Superpave Gyratory Compaction of Hot Mix Asphalt" Transport Research Record 1638
62. Mike Butcher "Determining Gyratory Compaction Characteristics
Using Servopac Gyratory Compactor" Transport Research Record 1630
63. William R. Vavrik
Samuel H. Carpenter "Calculating Air Voids at Specified Number of Gyrations in Superpave Gyratory Compactor" Transport Research Record 1630
64. Prithvi S. Kandhal
Kee Y. Foo Rajib B. Mallick
"Critical Review of Voids in Mineral Aggregate Requirments in Superpave" Transport Research Record 1609
65. Affan Habib
Mustaque Hossain Rajesh Kaldate Glenn A. Fager
"Comparison of Superpave and Marshall Mixtures for Low-Volume Roads and Shoulders" Transport Research Record 1609
CARMEN RĂCĂNEL
BIBLIOGRAFIE 122
66. Ronald Collins Donnald Watson Andrew Johnson Yiping Wu
"Effect of Aggregate Degradation on Specimens Compacted by Superpave Gyratory Compactor" Transport Research Record 1590
67. Todd A. Lynn
E. Ray Brown L. Allen Cooley Jr.
"Evaluation of Aggregate Size Characyeristics in Stone Matrix Asphalt and Superpave Mixtures" Transport Research Record 1681
68. William R. Vavrik
Randy J. Fries Samuel H. Carpenter
"Effect of flat and Elongates Coarse Aggregate on Characteristics of Gyratory Compacted Samples" Transport Research Record 1681
69. R. Michael Anderson
John R. Bukowski Pamela A. Turner
"Using Superpave Performance Tests to Evaluate Asphalt Mixtures" Transport Research Record 1681
PROIECTAREA MODERNĂ A RETETEI MIXTURII ASFALTICE
ANEXA 1
PG 46- PG 52- PG 58- PG 64- Gradul de performanţă 34 40 46 10 16 22 28 34 40 46 16 22 28 34 40 10 16 22 28 34 40
Temperatura maximă de proiectare a structurii rutiere (media a 7 zile
cele mai călduroase), oC < 46 < 52 < 58 < 64
Temperatura minimă de proiectare a structurii rutiere, oC
> -34
> -40
> -46
> -10
> -16
> -22
> -28
> -34
> -40
> -46
> -16
> -22
> -28
> -34
> -40
> -10
> -16
> -22
> -28
> -34
> -40
Liantul original Punctul de inflamabilitate, min., oC 230
Vâscozitatea, max., 3Pa s, la temperatura, oC 135
Forfecare dinamică G*/sinδ, min., 1,00 kPa
la temperatura pt. 10 rad/s, oC 46 52 58 64
după RTFOT Pierderea de masă, max., % 1,00
Forfecare dinamică G*/sinδ, min., 2,20 kPa
la temperatura pt. 10 rad/s, oC 46 52 58 64
după PAV Temperatura de îmbătrânire PAV,
oC 90 90 100 100
Forfecare dinamică G*sinδ, max., 5000 kPa
la temperatura pt. 10 rad/s, oC 10 7 4 25 22 19 16 13 10 7 25 22 19 16 13 31 28 25 22 19 16
Întărire fizică se raportează Rigiditatea la fluaj S, max., 300MPa
m, min., 0,300 la temperatura pt. 60 s, oC
-24 -30 -36 0 -6 -12 -18 -24 -30 -36 -6 -12 -18 -24 -30 0 -6 -12 -18 -24 -30
Întindere indirectă, deformaţia la rupere, min., 1,0%
la temperatura pt. 1,0 mm/min, oC -24 -30 -36 0 -6 -12 -18 -24 -30 -36 -6 -12 -18 -24 -30 0 -6 -12 -18 -24 -30
PG 52- PG 58- PG 64- Gradul de performanţă 10 16 22 28 34 40 10 16 22 28 34 10 16 22 28 34
Temperatura maximă de proiectare a structurii rutiere (media a 7 zile
cele mai călduroase), oC < 70 < 76 < 82
Temperatura minimă de proiectare a structurii rutiere, oC >-10 >-10 >-10 >-10 >-10 >-10 >-
10 >-10
>-10
>-10
>-10 >-10 >-10 >-10 >-10 >-10
Liantul original Punctul de inflamabilitate, min., oC 230
Vâscozitatea, max., 3Pa s, la temperatura, oC 135
Forfecare dinamică G*/sinδ, min., 1,00 kPa
la temperatura pt. 10 rad/s, oC 70 76 82
după RTFOT Pierderea de masă, max., % 1,00
Forfecare dinamică G*/sinδ, min., 2,20 kPa
la temperatura pt. 10 rad/s, oC 70 76 82
după PAV Temperatura de îmbătrânire PAV,
oC 100 (110) 100 (110) 100 (110)
Forfecare dinamică G*sinδ, max., 5000 kPa
la temperatura pt. 10 rad/s, oC 34 31 28 25 22 19 37 34 31 28 25 40 37 34 31 28
Întărire fizică se raportează Rigiditatea la fluaj S, max., 300MPa
m, min., 0,300 la temperatura pt. 60 s, oC
0 -6 -12 -18 -24 -30 0 -6 -12 -18 -24 0 -6 -12 -18 -24
Întindere indirectă, deformaţia la rupere, min., 1,0%
la temperatura pt. 1,0 mm/min, oC 0 -6 -12 -18 -24 -30 0 -6 -12 -18 -24 0 -6 -12 -18 -24
ANEXA 2