tesis doctoral estudio de los procesos de …
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UNIVERSIDAD DE CANTABRIA
Escuela Técnica Superior de Ingenieros
de Caminos, Canales y Puertos
TESIS DOCTORAL
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y
POST-COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS
EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS:
APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE
CONTIENEN CANTOS RODADOS
Autora
MARÍA E. DEL RÍO PRAT
Directores
MIGUEL ÁNGEL CALZADA PÉREZ
ÁNGEL VEGA ZAMANILLO
Santander, Octubre 2011
Dedicado a mis padres y a mis hermanos…
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
RESUMEN DE LA TESIS
RESUMEN DE LA TESIS
El diseño de mezclas bituminosas empleando la máquina giratoria es muy utilizado en
Estados Unidos y cada vez más en Europa. Este método simula mejor el proceso de
densificación de las mezclas que el método Marshall, que es el que actualmente se
emplea en España. En esta tesis se ha desarrollado una metodología que permite estimar
la energía asociada a los procesos de compactación y post-compactación de una mezcla
bituminosa partiendo de los resultados proporcionados por una máquina giratoria. Para
ello, se han definido cuatro nuevos índices: dos de tipo volumétrico, Mix Stability Index
(MSI) y Mix Resistance Index (MRI), determinados a partir de la evolución del
porcentaje de huecos con el número de ciclos; y dos de tipo energético, Energy Mix
Stability Index (EMSI) y Energy Mix Resistance Index (EMRI), calculados a partir del
esfuerzo cortante necesario para compactar las mezclas. Con estos índices es posible
estudiar la facilidad de compactación y la resistencia a la post-compactación de
cualquier tipo de mezcla bituminosa y estimar el consumo energético de ambos
procesos; además, se ha comprobado que son sensibles a la angulosidad del árido y a la
penetración y dotación de ligante. Se han establecido unos valores mínimos de los
índices de post-compactación (MRI y EMRI), en función del tipo de granulometría, que
garantizan un comportamiento adecuado frente a las deformaciones plásticas. El
procedimiento desarrollado se ha empleado para diseñar mezclas de alto módulo en las
que se ha reemplazado parte de los áridos de machaqueo por cantos rodados, logrando
disminuir el consumo energético en los procesos de fabricación y puesta en obra,
presentando también un buen comportamiento frente a las deformaciones plásticas. Se
ha analizado la influencia del porcentaje de cantos introducido, del tamaño de la
fracción reemplazada y del tipo y dotación de ligante en la energía consumida. Además,
se ha comprobado que la introducción de cantos rodados en pequeñas proporciones
(10%) mejora la compactabilidad de las mezclas manteniendo una resistencia adecuada
a las deformaciones plásticas y presentando una mayor resistencia a fatiga que las
mezclas de alto módulo fabricadas en su totalidad con áridos de machaqueo. Por último,
a partir de las curvas porcentaje de huecos-ciclos, proporcionadas por cualquier
máquina giratoria, se han obtenido modelos de regresión que permiten estimar la
energía asociada a los procesos de compactación y post-compactación, aunque la
compactadora no disponga de sensores para la medida del esfuerzo cortante.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
ABSTRACT
ABSTRACT
The bituminous mixtures design using the gyratory compactor is widely used in the U.S.
and increasing in Europe. This method better simulates the mixes densification process
than the Marshall procedure, which is the method currently used in Spain. In this thesis,
a methodology has been developed to estimate the energy associated with the
compaction and post-compaction processes of a bituminous mix based on the results
provided by a gyratory compactor. To this end, four new indexes have been defined:
two based on the mix volumetric properties, Mix Stability Index (MSI) and Mix
Resistance Index (MRI), determined starting from the air voids evolution with the
number of cycles; and two of the energetic type, Energy Mix Stability Index (EMSI) and
Energy Mix Resistance Index (EMRI), calculated from the shear effort needed to
compact the mixture. With these indexes is possible to study the ease of compaction and
the post-compaction resistance of any bituminous mixture, and estimate the energy
consumption of both processes; they have also been found to be sensitive to aggregates´
angularity and binder penetration and content. Some minimum values of the post-
compaction indexes (MRI y EMRI) have been established, depending on the type of
gradation, that ensure an appropriate behavior to plastic deformations. The procedure
developed has been used to design high modulus bituminous mixes in which part of the
crushed aggregates have been replaced by rounded aggregates, decreasing the energy
consumption in manufacturing and lying out processes, and also presenting a good
behavior to plastic deformations. The influence of the percentage of rounded aggregates
included, the size of the fraction replaced and the binder type and content in the energy
consumption have been analyzed. It was also found that the introduction of rounded
aggregates in small proportions (10%) improves the mixtures compactibility while
maintaining an adequate resistance to plastic deformations, and presenting a higher
fatigue resistance than high modulus mixes entirely manufactured with crushed
aggregates. Finally, starting from the percentage of air voids-cycles curves, offered by
any gyratory compactor on the market, regression models were obtained from which the
energy associated with the compaction and post-compaction processes can be estimated,
even if the gyratory machine does not have sensors to measure the shear effort.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
AGRADECIMIENTOS
AGRADECIMIENTOS
La realización de esta tesis ha sido posible gracias al Proyecto Fénix, financiado por el
Centro para el Desarrollo Tecnológico e Industrial (CDTI) dentro del marco del
programa Ingenio 2010, concretamente, a través del Programa CENIT.
En primer lugar, quiero dar gracias a mis directores: a Miguel Ángel por su apoyo
constante, su implicación y por todo el tiempo y esfuerzo que ha empleado para que esta
tesis saliera adelante; y a Ángel por su orientación y apoyo durante el proceso de
elaboración de este trabajo.
Quiero agradecer a Daniel Castro y al Grupo de Investigación de Tecnología de la
Construcción (GITECO), por confiar en mi trabajo y darme la oportunidad de realizar
esta tesis doctoral.
Gracias al Laboratorio de Caminos de la Escuela Superior de Ingenieros de Caminos,
Canales y Puertos de Santander y a su personal por su colaboración. Gracias a Jaime,
Javi, Aida, Miguel e Iván por ayudarme con la investigación.
Gracias a todos mis compañeros en especial a Elena, Amaya, Elsa y Pablo por compartir
conmigo esta experiencia. A Jorge, Natalia y Teresa por su paciencia y por ayudarme en
todo momento. Y finalmente a Jesús Prieto y Elena Castillo por su disponibilidad y
colaboración.
Por último, quiero dedicar esta tesis a mis padres, Carmelo y Mª Jesús, por apoyarme
siempre. También quiero agradecer a Vicen por haberme animado y por haber estado
siempre a mi lado.
Muchas gracias a todos.
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ÍNDICE DE CONTENIDOS I
ÍNDICE DE CONTENIDOS
ÍNDICE DE FIGURAS V
ÍNDICE DE TABLAS XII
ÍNDICE DE ECUACIONES XV
1. INTRODUCCIÓN 1
1.1 ANTECEDENTES Y PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA 1
1.2 OBJETIVOS 3
1.3 ESTRUCTURA DE LA TESIS 4
2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 6
2.1 AHORRO ENERGÉTICO EN EL PROCESO DE FABRICACIÓN Y PUESTA EN
OBRA DE MEZCLAS BITUMINOSAS 6
2.1.1 TÉCNICAS PARA LA REDUCCIÓN DE LA TEMPERATURA DE FABRICACIÓN Y
COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS 10
2.1.1.1 Modificaciones en la tecnología de las plantas asfálticas 13
2.1.1.2 Tecnologías basadas en el empleo de aditivos 14
2.1.1.3 Tecnologías que emplean agua en el proceso de compactación 15
2.1.1.4 Procesos que emplean agua y aditivos 15
2.1.1.5 Diseño de nuevos tipos de ligante 16
2.1.2 EMPLEO DE ÁRIDOS QUE MEJOREN LA COMPACTABILIDAD Y
TRABAJABILIDAD DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS 17
2.1.2.1 Influencia de las características de los áridos en la trabajabilidad y compactabilidad de las mezclas bituminosas 20
2.1.2.2 Influencia de las características de los áridos en la estabilidad de las mezclas bituminosas 22
2.1.2.3 Influencia en la resistencia a las deformaciones plásticas y la durabilidad 23
2.2 MEZCLAS BITUMINOSAS EN CALIENTE 25
2.2.1 MEZCLAS BITUMINOSAS TIPO HORMIGON BITUMINOSO 26
2.2.1.1 Especificaciones de las mezclas tipo Hormigón Bituminoso 27
2.2.2 MICROAGLOMERADOS DISCONTINUOS 29
2.2.2.1 Mezclas BBTM 29
2.2.2.1.1 Especificaciones de las mezclas discontinuas 31 2.2.2.2 Mezclas Tipo Stone Mastic Asphalt 32
2.2.2.2.1 Especificaciones de las mezclas tipo SMA 36 2.2.3 MEZCLAS POROSAS O DRENANTES 36
2.3 MÉTODOS DE COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS EN
LABORATORIO 37
2.3.1 COMPRESIÓN ESTÁTICA 37
2.3.2 COMPACTACIÓN POR IMPACTO 39
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ÍNDICE DE CONTENIDOS II
2.3.3 COMPACTADOR POR AMASADO 40
2.3.4 COMPACTACIÓN GIRATORIA 40
2.3.5 COMPACTACIÓN POR VIBRACIÓN 43
2.3.6 COMPACTADOR DE PLACA 45
2.4 ESTUDIO DE LA COMPACTABILIDAD Y DE LA RESISTENCIA A LA POST-
COMPACTACIÓN DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS CON LA
COMPACTADORA GIRATORIA 45
2.4.1 MÉTODO DE DISEÑO SUPERPAVE 46
2.4.2 ESTUDIO DE LAS CARACTERÍSTICAS DE LA CURVA DE COMPACTACIÓN 49
2.4.2.1 Compaction Slope 50
2.4.2.2 Factor K de compactabilidad 53
2.4.2.3 Compaction Energy Index y Traffic Densification Index 54
2.4.2.4 Locking Point 56
2.4.2.5 Gyratory ratio 58
2.4.3 ESTUDIO DEL ESFUERZO CORTANTE DURANTE EL PROCESO DE
COMPACTACIÓN 59
2.4.3.1 Estimación y medida del Esfuerzo Cortante 59
2.4.3.2 Variables que influyen en el Esfuerzo Cortante 66
2.4.3.3 Parámetros para cuantificar la resistencia de las mezclas a la densificación 69
2.4.3.3.1 Slopema 70 2.4.3.3.2 Índices TFI y CFI 71 2.4.3.3.3 El Stress Ratio (SR) 74 2.4.3.3.4 Índice de Contacto (CEI) y Estabilidad Giratoria (GS) 75
2.4.4 MEDIDA DEL TRABAJO DE COMPACTACIÓN 78
3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 84
3.1 PROCESO DE FABRICACIÓN 84
3.2 PROCESO DE COMPACTACIÓN 86
3.2.1 COMPACTACIÓN POR IMPACTO 86
3.2.2 COMPACTACIÓN MEDIANTE COMPACTADORA GIRATORIA 87
3.2.3 COMPACTACIÓN MEDIANTE COMPACTADORA DE SEGMENTO 90
3.3 ENSAYOS DE CARACTERIZACIÓN MECÁNICA 91
3.3.1 SENSIBILIDAD AL AGUA 91
3.3.2 ENSAYO DE PISTA 93
3.3.3 MÓDULO RESILIENTE 95
3.3.4 ENSAYO DE FATIGA 97
4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO
ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN Y COMPACTACIÓN
DE MEZCLAS BITUMINOSAS 104
4.1 MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN 104
4.1.1 MEDIDA DE LA ENERGÍA DE CALENTAMIENTO Y EVAPORACIÓN 104
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ÍNDICE DE CONTENIDOS III
4.1.2 ENERGÍA CONSUMIDA DURANTE EL PROCESO DE ENVUELTA 107
4.2 MEDIDA DE LA COMPACTABILIDAD DE LAS MEZCLAS CON LA
COMPACTADORA GIRATORIA 111
4.2.1 DEFINICIÓN DE ÍNDICES PARA EL ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE
COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS 114
4.2.2 ESTUDIO DEL CONSUMO ENERGÉTICO A PARTIR DEL ESFUERZO
CORTANTE 116
4.2.2.1 Introducción 116
4.2.2.2 Aplicación al compactador giratorio modelo ICT 118
5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS LÍMITES DE LOS
ÍNDICES VOLUMÉTRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS ÍNDICES
ENERGÉTICOS 122
5.1 MEZCLAS SELECCIONADAS PARA EL ESTUDIO 122
5.1.1 MATERIALES SELECCIONADOS 123
5.1.2 ANÁLISIS GRANULOMÉTRICO 125
5.2 JUSTIFICACION DE LOS LÍMITES VARIABLES ELEGIDOS PARA EL
CÁLCULO DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 126
5.2.1 SELECCIÓN DE LOS LÍMITES ASOCIADOS AL ÍNDICE DE COMPACTACIÓN 126
5.2.2 JUSTIFICACIÓN DE LOS LÍMITES ASOCIADOS AL ÍNDICE DE POST-
COMPACTACIÓN 134
5.2.3 DETERMINACIÓN DE LA ENERGÍA ASOCIADA A LOS ÍNDICES
VOLUMÉTRICOS 141
5.3 SENSIBILIDAD DE LOS ÍNDICES PROPUESTOS A LA COMPOSICIÓN DE LAS
MEZCLAS 145
5.3.1 PREDICCIÓN DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS A PARTIR DE LAS
CARACTERÍSTICAS DE LAS MEZCLAS 149
5.4 CORRELACIÓN ENTRE LOS ÍNDICES DE POST-COMPACTACIÓN Y LA
RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES PLÁSTICAS 155
6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN
CANTOS RODADOS 160
6.1 ESTUDIO DE LA INFLUENCIA DE LA FRACCIÓN Y DEL PORCENTAJE DE
ÁRIDO REEMPLAZADO POR CANTOS EN LA ENERGÍA DE COMPACTACIÓN 161
6.1.1 MEZCLAS SELECCIONADAS 163
6.1.2 INFLUENCIA DE LA COMPOSICIÓN DE LA MEZCLA EN LA ENERGÍA DE
COMPACTACIÓN 164
6.1.3 ESTUDIO DE LA RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES PLÁSTICAS 175
6.2 INFLUENCIA DEL TAMAÑO DE LA FRACCIÓN REEMPLAZADA POR
CANTOS Y DEL LIGANTE EN EL CONSUMO ENERGÉTICO Y EL
COMPORTAMIENTO MECÁNICO DE MEZCLAS DE ALTO MÓDULO 178
6.2.1 ESTUDIO DEL CONSUMO ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN 180
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ÍNDICE DE CONTENIDOS IV
6.2.2 ESTUDIO DE LA COMPACTABILIDAD DE LAS MEZCLAS CON CANTOS
RODADOS 187
6.2.3 ESTUDIO DEL COMPORTAMIENTO MECÁNICO 191
6.2.3.1 Estudio de la sensibilidad al agua 191
6.2.3.2 Estudio de la resistencia a las deformaciones plásticas 194
6.2.3.3 Estudio de la rigidez de las mezclas 203
6.2.3.4 Resistencia a fatiga 206
7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE
LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 211
7.1 ANÁLISIS DE REGRESIÓN EN FUNCIÓN DEL TIPO DE GRANULOMETRÍA Y
LIGANTE 211
7.2 MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES CON LOS RESULTADOS DE LAS
MEZCLAS CON CANTOS RODADOS 214
7.3 GENERALIZACIÓN DE LOS MODELOS PARA MEZCLAS CON
PORCENTAJES DE HUECOS OBJETIVO SIMILARES 217
8. CONCLUSIONES 222
8.1 CONCLUSIONES PARCIALES 222
8.2 CONCLUSIONES GENERALES 224
8.3 FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN 225
9. REFERENCIAS 227
ANEXO I ESTUDIO ESTADÍSTICO DE LOS RESULTADOS DEL
ENSAYO PISTA (CAPÍTULO 5). 239
ANEXO II RESULTADOS MODELO LINEAL GENERAL (MGL)
UNIVARIANTE (CAPÍTULO 6) 243
ANEXO III RESULTADOS DE LOS ENSAYOS MECÁNICOS 247
ANEXO IV ANÁLISIS DE REGRESIÓN EN FUNCIÓN DEL TIPO DE
GRANULOMETRÍA Y DE LIGANTE 263
ANEXO V MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES CON LOS RESULTADOS
DE LAS MEZCLAS CON CANTOS RODADOS 269
ANEXO VI GENERALIZACIÓN DE LOS MODELOS PARA MEZCLAS
CON PORCENTAJES DE HUECOS OBJETIVO SIMILARES 279
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ÍNDICE DE FIGURAS V
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 2.1 Emisiones de GEI en España y los compromisos adquiridos para el
cumplimiento del Protocolo de Kioto en 2008-2012. 7
Figura 2.2 Consumo de energía (MJ/Ton) para la fabricación y puesta en obra de las
principales tecnologías (Dorchies, 2008). 9
Figura 2.3. Clasificación de las mezclas en función de la energía de fabricación (PROAS,
2011). 11
Figura 2.4 Principales tecnologías de fabricación de mezclas bituminosas a menor
temperatura que las HMA. 12
Figura 2.5 Imágenes ampliadas de una emulsión de betún vista con un microscopio
(NYNAS Bitumen, 2005). 16
Figura 2.6. Proceso de espumado del betún (Jenkins, 2000). 17
Figura 2.7 Características de los áridos: forma, textura y angulosidad (Masad et al. 2005). 18
Figura 2.8 Esqueletos minerales (UWP, 2008). 18
Figura 2.9 Comportamiento del árido bajo carga de corte (Garnica et al., 2003). 19
Figura 2.10 Variación en la compactabilidad de las mezclas bituminosas debido a cambios
en su composición (Hunter, 1997). 21
Figura 2.11 Producción (en millones de toneladas) de mezclas bituminosas en el año 2009
en España (EAPA, 2009). 25
Figura 2.12 Microaglomerado en caliente discontinuo en autovía de Colmenar (Madrid)
(Gordillo, 1997). 30
Figura 2.13 Diferencia en la estructura de las mezclas AC, SMA, BBTM y PA
(Autroroads, 1993). 33
Figura 2.14 Durabilidad de las capas de rodadura expresada en años de vida de servicio
(EAPA, 2007). 35
Figura 2.15 Conjunto de compactación por compresión simple (NLT-161:98). 38
Figura 2.16 California Kneading Compactor (Blankenship et al., 1994). 40
Figura 2.17 Esquema del proceso de compactación de un SGC. 42
Figura 2.18 Esquema de la compactación con rodillo. 42
Figura 2.19 Configuración del molde. 43
Figura 2.20 Movimientos de corte en una probeta durante la compactación (Chadbourn,
1998). 43
Figura 2.21 Conjunto típico para compactación vibratoria. 44
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ÍNDICE DE FIGURAS VI
Figura 2.22 Comportamiento de las mezclas durante la compactación con una SGC (Bahia
y Hanz, 2009). 46
Figura 2.23 Esquema de proceso de compactación (Delgado et al., 2005). 47
Figura 2.24 Curva de compactación con la SGC. 48
Figura 2.25 Ejemplo de cálculo de la pendiente de compactación. 51
Figura 2.26 Efecto de las propiedades de las mezclas en CS (Cominsky et al., 1994). 52
Figura 2.27 Ajuste semilogarítmico del factor de compactabilidad. 53
Figura 2.28 Curva típica de compactación con la SGC (Bahia, 2006). 54
Figura 2.29 Índices CEI y TDI en mezclas de árido grueso y fino (Faheem y Bahia, 2004). 55
Figura 2.30 Locking Point definido por Pine (1997). 56
Figura 2.31 Locking Point 3-2-2 revisado por Vavrik y Carpenter (1998) y Buttlar y Harrell
(1998). 56
Figura 2.32 Índices volumétricos recalculados a partir del Locking Point (Mohammad y
Shamsi, 2007). 57
Figura 2.33 Fuerzas que actúan durante la compactación de mezclas bituminosas con una
GTM (McRea, 1965). 60
Figura 2.34 Fuerzas actuando sobre una probeta compactada con una compactadora
Servopac 61
Figura 2.35 Esquema del dispositivo GLPA (Guler et al., 2000). 63
Figura 2.36 Representación del dispositivo GLPA colocado en el molde, durante el proceso
de compactación (Guler et al., 2000). 63
Figura 2.37 Medida del momento usando el dispositivo GLPA. 63
Figura 2.38 Fuerzas externas aplicadas y distribución del esfuerzo cortante (Guler et al.
2000). 65
Figura 2.39 Curva volumétrica-estabilidad para mezclas tipo High Volume (HV) fabricadas
con un 5% y 6% de ligante (Faheem y Bahia, 2004). 67
Figura 2.40 Esfuerzo cortante máximo (Moutier et al., 1997). 67
Figura 2.41 Medida del esfuerzo cortante a diferentes niveles de compactación en mezclas
fabricadas (a) con un betún blando (b) con un betún de baja penetración (Butcher
1998). 68
Figura 2.42 Pendiente en el ciclo de máximo cortante (Slopema) (Butcher, 1998). 71
Figura 2.43 Ejemplo de una curva que relaciona el Resistive Effort con el Nº ciclos
(Faheem y Bahia, 2004). 72
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ÍNDICE DE FIGURAS VII
Figura 2.44 Relación índices volumétricos y mecánicos: CEI y TDI, CFI y TFI (Faheem y
Bahia, 2004). 73
Figura 2.45 Correlaciones entre los índices volumétricos y mecánicos. 74
Figura 2.46 Curva típica de compactación (Bayomy et al., 2002). 76
Figura 2.47 Parámetros necesarios para el cálculo del esfuerzo cortante (De Sombre et al. y
Chadbourn et al., 1998). 79
Figura 2.48 Esquema del proceso de compactación (Ping et al., 2003). 80
Figura 2.49 Análisis de las fuerzas verticales y de cortante (Ping et al., 2003). 82
Figura 2.50 Esquema del proceso de compactación con una ICT (Käppi y Nordenswan
(2007)). 82
Figura 3.1 Pasos seguidos para la fabricación de las probetas de pista y fatiga. 85
Figura 3.2 Compactadora Marshall (Laboratorio de Caminos de Santander). 87
Figura 3.3 Compactadora giratoria ICT (Laboratorio de Caminos de Santander). 88
Figura 3.4 Moldes compactadora giratoria modelo ICT. 89
Figura 3.5 Detalle de la evolución de la altura y el esfuerzo cortante con el número de
ciclos. 89
Figura 3.6 Detalle de la evolución de la densidad y el esfuerzo cortante con el número de
ciclos. 89
Figura 3.7 Compactador por segmento de rodillo. Laboratorio de Caminos de Santander
(UNE-EN 12697-33). 90
Figura 3.8 Secuencia de compactación empleada. 91
Figura 3.9 Ejemplo curvas altura-ciclos y carga-ciclos. 91
Figura 3.10 Probetas en el sistema de vacío. 92
Figura 3.11 Esquema de la probeta sometida a tracción indirecta en la prensa. 92
Figura 3.12 Máquina universal estática de ensayos (Laboratorio de Caminos Santander). 93
Figura 3.13 Máquina de pista (UNE-EN 12697-22) 93
Figura 3.14 Medida temperatura probetas ensayo pista. 94
Figura 3.15 Detalle del seguimiento del ensayo mediante el software específico del ensayo. 95
Figura 3.16 Detalle de la probeta sometida al ensayo junto con los sensores LVDT. 95
Figura 3.17 Máquina Dinámica Zwick (Laboratorio de Caminos de Santander). 96
Figura 3.18 Sierra de disco y probetas ensayo de fatiga. 97
Figura 3.19 Dimensiones probetas prismáticas. 98
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ÍNDICE DE FIGURAS VIII
Figura 3.20 Principios básicos del ensayo de flexión en 4 puntos (norma UNE). 99
Figura 3.21 Esquema de la cuna de ensayo de fatiga. 99
Figura 3.22 Cuna de ensayo de flexión a 4 puntos en probetas prismáticas. 99
Figura 3.23 Evolución del módulo de rigidez con el número de ciclos. 100
Figura 3.24 Detalle del seguimiento del ensayo mediante el software específico del ensayo. 101
Figura 3.25 Criterio de fallo empleado en el estudio de la vida a fatiga. 102
Figura 3.26 Resultados del ensayo de fatiga proporcionados por el software. 103
Figura 4.1 Medida del calor específico (Cp) de los ligantes en función de la temperatura (a)
B-13/22, (b) B-60/70. 105
Figura 4.2 Medida del calor específico (Cp) de la ofita en función de la temperatura. 106
Figura 4.3 Medida del calor específico (Cp) de la caliza en función de la temperatura. 106
Figura 4.4 Medida del calor específico (Cp) de la cuarcita en función de la temperatura. 106
Figura 4.5 Analizador de potencia. 107
Figura 4.6 Software de recogida de datos de consumo. 107
Figura 4.7 Panel de control de la amasadora mecánica. 108
Figura 4.8 Evolución del consumo energético durante el proceso de amasado con el tiempo. 109
Figura 4.9 Gráfico de la variación del consumo energético con el tiempo. 110
Figura 4.10 Datos proporcionados por el software de la compactadora giratoria ICT. 111
Figura 4.11 Factor K para mezclas fabricadas que parten de huecos iniciales similares. 113
Figura 4.12 Factor K para mezclas fabricadas que parten de huecos iniciales diferentes. 113
Figura 4.13 Definición de los índices MSI y MRI para una mezcla con granulometría
AC22MAM y ligante B-60/70. 115
Figura 4.14 Esquema del movimiento giratorio producido en cada ciclo. 118
Figura 4.15 Evolución del esfuerzo cortante (S) con el número de ciclos aplicados (N). 119
Figura 4.16 Evolución de la altura con el número de ciclos aplicados (N). 119
Figura 4.17 Diferencial del desplazamiento (dD) en cada incremento de rotación (dβ). 120
Figura 5.1 Tipos de árido empleados en el estudio. 124
Figura 5.2 Ejemplo de fabricación de una probeta de pista de una mezcla tipo SMA 10. 125
Figura 5.3. Ajuste semilogarítmico para una mezcla con granulometría AC22MAM (B-
60/70). 131
Figura 5.4. Límites propuestos para el cálculo del índice de estabilidad MSI. 132
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ÍNDICE DE FIGURAS IX
Figura 5.5. Secuencias de compactación aplicadas por la compactadora de rodillo. 135
Figura 5.6. Límites propuestos para el cálculo del índice de post-compactación, MRI. 136
Figura 5.7 Evolución de la densidad y del esfuerzo cortante en función del número de ciclos
(SMA 10 B-60/70). 140
Figura 5.8 Energía acumulada (kJ/kg) en función del número de ciclos para una mezcla
AC22 B-60/70. 142
Figura 5.9 Energía consumida (kJ/kg) para alcanzar los índices volumétricos MSI (EMSI) y
MRI (EMRI) para una mezcla AC22 B-60/70. 143
Figura 5.10 Esfuerzo cortante en función del número de ciclos (Dotación óptima B-60/70). 144
Figura 5.11 Índice MSI en función del tipo de mezcla. 147
Figura 5.12 Índice MRI en función del tipo de mezcla. 147
Figura 5.13 Representación de los residuos tipificados en función del valor pronosticado
del modelo adoptado para el índice MSI. 151
Figura 5.14 Representación de los residuos tipificados en función del valor pronosticado
del modelo adoptado para el índice MRI. 153
Figura 5.15 Probetas Pista SMA10 (Dimensiones 400x260x40 mm) y AC22 (Dimensiones
400x260x60 mm) ensayadas. 155
Figura 5.16 Resultados ensayo de pista para las mezclas (a) BBTM11A y (b) BBTM11B
fabricadas con el ligante modificado BM. 156
Figura 5.17 Pendiente de deformación en función del índice EMRI. 158
Figura 5.18 Pendiente de deformación en función del índice MRI. 158
Figura 6.1 Áridos de machaqueo y rodados empleados en el estudio separados en
fracciones. 162
Figura 6.2 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas MRef1 (0% Cantos) and MRefA
(93% Cantos). 164
Figura 6.3 Energía de compactación en función del porcentaje de huecos (4,9% B-60/70). 165
Figura 6.4 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas fabricadas con distintos
porcentajes de arena de río (2/0). 166
Figura 6.5 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas fabricadas con distintos
porcentajes de cantos 16/11,2. 166
Figura 6.6 Evolución del esfuerzo cortante en función de la fracción reemplazada por
cantos y del porcentaje de la misma. 168
Figura 6.7 Evolución del porcentaje de huecos con los ciclos aplicados para mezclas
fabricadas con distintos porcentajes de arena de río (2/0). 169
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ÍNDICE DE FIGURAS X
Figura 6.8 % Ahorro EMSI de las mezclas fabricadas con cantos en relación a la energía
consumida por la mezcla MRef1. 171
Figura 6.9 % Ahorro EMSI de las mezclas fabricadas con cantos en relación a la energía
consumida por la mezcla MRef1. 172
Figura 6.10 Escalera de transformaciones adaptada de Erickson y Nosanchuk (1977). 173
Figura 6.11 Deformación (mm) en función del nº de ciclos para las mezclas de referencia:
(a) MRef1 y (b) MRefA. 176
Figura 6.12 Energía consumida (W·h) en la envuelta de las mezclas con un ligante B-13/22
(4,9% s/m). 180
Figura 6.13 Variación de la energía consumida (W·h) en la envuelta de las mezclas con un
ligante B-13/22 (4,9% s/m). 181
Figura 6.14 Pendiente de fabricación mezclas fabricadas con un porcentaje fijo de cantos
rodados. 183
Figura 6.15 Diferencia de consumo energético respecto a la mezcla M13/22 fabricada con
el óptimo de ligante (4,9% s/m). 184
Figura 6.16 Influencia del tamaño medio de la fracción sustituida y de la penetración media
del ligante en la pendiente de fabricación. 186
Figura 6.17 Ahorros energéticos (%) en relación con la mezcla de referencia (MRef2)
fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m). 189
Figura 6.18 Ahorros energéticos (%) en relación con la mezcla de referencia (MRef2)
fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m). 190
Figura 6.19 Deformación (mm) en función del número de ciclos. AC22MAM (MRef2 B-
13/22 4,9% s/m). 195
Figura 6.20 Deformación (mm) en función del número de ciclos y foto de la probeta
ensayada. AC 22MAM (MRefB; B-13/22 4,9% s/m). 196
Figura 6.21 Resultados ensayo de pista en función del índice volumétrico MRI. 200
Figura 6.22 Resultado ensayo de pista en función del índice energético EMRI (kJ/kg). 202
Figura 6.23 Módulo resiliente en función del porcentaje de ligante y del tamaño de la
fracción reemplazada por cantos. 204
Figura 6.24 Probetas prismáticas correspondientes a una mezcla AC22MAM con un 10%
de cantos rodados de la fracción 11,2/8 (M5). 207
Figura 6.25 Leyes de fatiga de las mezclas de referencia fabricadas con árido de
machaqueo. 208
Figura 6.26 Deformación unitaria impuesta (µm/m) en función del número de ciclos. 209
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ÍNDICE DE FIGURAS XI
Figura 7.1 Estimaciones curvilíneas de los índices energéticos en función de los índices
volumétricos. 212
Figura 7.2 Ajuste lineal del índice de compactabilidad MSI. 213
Figura 7.3 Ajuste lineal del índice de post-compactación MRI. 213
Figura 7.4 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMSI. 216
Figura 7.5 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMRI. 216
Figura 7.6 Índice EMSI en función del MSI para el total de mezclas analizadas 218
Figura 7.7 Índice EMRI en función del MRI para el total de mezclas analizadas 218
Figura 7.8 Índice energético EMSI en función del tipo de mezcla estudiada. 219
Figura 7.9 Índice energético EMRI en función del tipo de mezcla estudiada. 219
Figura 7.10 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMSI (Resultados capítulos 5 y 6). 220
Figura 7.11 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMRI (Resultados capítulos 5 y 6). 220
Figura 7.12 Ajuste de EMRI en función de MRI 221
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ÍNDICE DE TABLAS XII
ÍNDICE DE TABLAS
Tabla 2.1 Producción total de mezclas bituminosas en millones de toneladas (EAPA 2009). 8
Tabla 2.2. Mezclas con menor temperatura de fabricación y compactación registradas. 12
Tabla 2.3 Normas para la obtención del índice de forma y textura de los áridos para
carreteras. 20
Tabla 2.4 Nomenclatura mezclas bituminosas tipo hormigón bituminoso (Orden Circular
24/2008. Art. 542). 26
Tabla 2.5 Pendiente deformación en pista en el intervalo de 5000 a 1000 ciclos para capa de
rodadura e intermedia. UNE-EN 12697-22, 2006 (mm para 103 ciclos de carga).
(Orden Circular 24/2008, Art. 542). 28
Tabla 2.6 Nomenclatura de las mezclas bituminosas discontinuas (Orden Circular 24/2008.
Art. 543). 31
Tabla 2.7 Tipos de mezclas discontinuas a emplear (Orden Circular 24/2008. Art. 543). 31
Tabla 2.8 % Huecos en mezcla (UNE-EN 12697-8) en probetas UNE-EN 12697-30
(50golpes/cara). 32
Tabla 2.9 Pendiente media de deformación en pista (mm para 103ciclos de carga). Mezclas
discontinuas (Orden Circular 24/2008. Art. 543). 32
Tabla 2.10 Nomenclatura mezclas bituminosas drenantes (Orden Circular 24/2008. Art.
543). 37
Tabla 2.11 Evolución de la compactación giratoria (Harman et al., 2001; Huber, 1996). 41
Tabla 2.12 Niveles de Análisis del Método SUPEPAVE. 47
Tabla 2.13 Nº de giros de compactadora giratoria para alcanzar las densidades requeridas
(Delgado et al., 2005). 49
Tabla 2.14 Requerimientos de densidad (Delgado et al., 2005). 49
Tabla 2.15 Recopilación de los índices volumétricos más empleados 50
Tabla 2.16 Revisión bibliográfica de los parámetros de medida de la estabilidad y
resistencia. 69
Tabla 5.1 Contenido de huecos en mezcla (UNE-EN 12697-8) y grado de compactación
aplicado en probetas (UNE-EN 12697-30). 123
Tabla 5.2 Especificaciones ligante BM (Repsol YPF). 123
Tabla 5.3 Huso granulométrico mezclas seleccionadas. Cernido acumulado (% en masa). 125
Tabla 5.4 Resultados ensayo Marshall y ajustes semilogarítmicos de las distintas mezclas
estudiadas. 127
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ÍNDICE DE TABLAS XIII
Tabla 5.5 Porcentaje de huecos asociados al grado de compactación en obra. 128
Tabla 5.6 Comparación entre los distintos criterios. 130
Tabla 5.7 Grado de compactación alcanzado con la compactadora de segmento. 135
Tabla 5.8 Porcentaje de huecos correspondientes a la densidad Marshall; y % huecos
alcanzado en el límite de giros superior para las distintas mezclas estudiadas. 137
Tabla 5.9 Índices volumétricos calculados con los límites N98%M y NPost. 138
Tabla 5.10 Resultados índices energéticos de las mezclas estudiadas. 145
Tabla 5.11 Combinación de variables empleadas en el estudio. 146
Tabla 5.12 Análisis descriptivo de los índices desarrollados. 147
Tabla 5.13 Resultados de la prueba de Kolmogorv-Smirnov. 148
Tabla 5.14 Correlaciones bivariadas. 148
Tabla 5.15 Correlaciones parciales (variables de control v y T). 149
Tabla 5.16 Resumen del análisis MRS del índice MSI. 150
Tabla 5.17 Niveles de significación de los coeficientes para el modelo 4. 152
Tabla 5.18 Resumen del análisis MRS del índice MRI. 153
Tabla 5.19 Niveles de significación de los coeficientes para el modelo 2. 154
Tabla 5.20 Resultados ensayo de pista y de los índices de post-compactación (media de dos
probetas). 156
Tabla 5.21 Valores mínimos de los índices de post-compactación para cumplir las
especificaciones de pista, referentes a capa de rodadura 159
Tabla 6.1 Mezclas con distintos porcentajes de cantos rodados empleadas en el estudio. 163
Tabla 6.2 Resultados índices volumétricos y energéticos (media de dos valores). 170
Tabla 6.3 Correlaciones bivariadas. 174
Tabla 6.4 Pendiente de deformación (mm/1000ciclos) en función del tipo de mezcla. 176
Tabla 6.5 Nomenclatura mezclas en función del tamaño de la fracción reemplazada por
cantos rodados y el tipo de ligante. 179
Tabla 6.6 Variación energía y pendiente de fabricación en función del tipo y contenido de
ligante y de la naturaleza del árido (EREFERENCIA: árido de machaqueo). 182
Tabla 6.7 Variación de la energía y de la pendiente de fabricación en función del tipo y
contenido de ligante y de la naturaleza del árido (EREFERENCIA: árido de
machaqueo). 185
Tabla 6.8 Resultados índices volumétricos y energéticos (media de dos valores). 188
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ÍNDICE DE TABLAS XIV
Tabla 6.9 Razón de resistencia a la tracción indirecta de las distintas mezclas fabricadas
(media de dos series Anexo III). 192
Tabla 6.10 Correlaciones bivariadas. 193
Tabla 6.11 Correlaciones parciales de primer orden eliminando el influjo de la variable
independiente P. 194
Tabla 6.12 Resultados ensayo de pista (medias dos probetas). 197
Tabla 6.13 Resultados del ensayo de pista y de los índices de post-compactación (medias
dos probetas). 198
Tabla 6.14 Correlaciones bivariadas. 199
Tabla 6.15 Resumen del análisis MRS del la pendiente de deformación. 199
Tabla 6.16 Niveles de significación del modelo. 201
Tabla 6.17 Resumen del análisis MRS de la pendiente de deformación. 201
Tabla 6.18 Niveles de significación del modelo. 202
Tabla 6.19 Valores mínimos de los índices de post-compactación para cumplir con las
especificaciones. 203
Tabla 6.20 Correlaciones bivariadas. 205
Tabla 6.21 ANOVA de los módulos de rigidez en función de las variables P y T. 205
Tabla 6.22 ANOVA de los módulos de rigidez en función de la variable T. 206
Tabla 6.23 Leyes de fatiga. 208
Tabla 6.24 Deformación unitaria para el millón de ciclos en función del tipo de mezcla (10
Hz.). 210
Tabla 7.1 Resumen de los modelos de regresión para los índices energéticos. 212
Tabla 7.2 Niveles de significación de los coeficientes de las ecuaciones (7.1) y (7.2) 214
Tabla 7.3 Análisis descriptivo de los índices desarrollados. 215
Tabla 7.4 Resumen de los modelos de regresión lineal de los índices energéticos. 217
Tabla 7.5 Resumen del modelo de regresión lineal de los índices energéticos. 219
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ÍNDICE DE ECUACIONES XV
ÍNDICE DE ECUACIONES
(2.1) 50
(2.2) 53
(2.3) 58
(2.4) 60
(2.5) 61
(2.6) 62
(2.7) 62
(2.8) 62
(2.9) 62
(2.10) 62
(2.11) 64
(2.12) 64
(2.13) 65
(2.14) 70
(2.15) 71
(2.16) 74
(2.17) 77
(2.18) 77
(2.19) 78
(2.20) 79
(2.21) 80
(2.22) 81
(2.23) 81
(2.24) 83
(3.1) 86
(3.2) 92
(3.3) 94
(3.4) 96
(3.5) 102
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ÍNDICE DE ECUACIONES XVI
(4.1) 104
(4.2) 104
(4.3) 104
(4.4) 106
(4.5) 109
(4.6) 111
(4.7) 117
(4.8) 119
(4.9) 119
(4.10) 120
(4.11) 120
(4.12) 121
(4.13) 121
(4.14) 121
(5.1) 129
(5.2) 129
(5.3) 133
(5.4) 133
(5.5) 133
(5.6) 137
(5.7) 137
(5.8) 137
(5.9) 142
(5.10) 142
(5.11) 152
(5.12) 154
(6.1) 172
(6.2) 186
(6.3) 190
(6.4) 200
(6.5) 201
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ÍNDICE DE ECUACIONES XVII
(7.1) 213
(7.2) 213
(7.3) 216
(7.4) 216
(7.5) 220
(7.6) 220
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1. INTRODUCCIÓN 1
1. INTRODUCCIÓN
1.1 ANTECEDENTES Y PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA
En el año 2007 se puso en marcha el Proyecto Fénix, de cuatro años de duración,
cofinanciado por el Centro para el Desarrollo Tecnológico Industrial (CDTI) y el
Ministerio de Ciencia e Innovación. Este proyecto representó el mayor esfuerzo en I+D
realizado en Europa en el área de la pavimentación de carreteras y se estructuró en torno
a doce líneas de investigación originales. La Universidad de Cantabria fue una de las
quince OPIS colaboradoras, participando en tres de las doce líneas de investigación que
lo componen que son:
Subtarea 5. Pavimentos Asfálticos Sostenibles (PAS).
Subtarea 7. Mezclas Semicalientes.
Subtarea 12. Plantas de Fabricación de Mezclas Bituminosas de Bajo Consumo.
Esta tesis doctoral se enmarca dentro de la Subtarea 12, que aborda la investigación de
nuevas tecnologías y medidas que hagan que el proceso de fabricación, transporte,
control y puesta en obra de mezclas asfálticas sea más sostenible (social,
medioambiental, técnica y económicamente), principalmente desde el punto de vista
energético. En concreto, la Universidad de Cantabria llevó a cabo una investigación
sobre el diseño de mezclas bituminosas que precisan una menor energía de
compactación que las convencionales, cumpliendo las especificaciones recogidas en la
normativa española. Este proyecto de investigación ha dado lugar a esta tesis doctoral.
En línea con el compromiso de lucha contra el cambio climático en los últimos años la
mayoría de las investigaciones dirigidas a la reducción del consumo energético se han
centrado en disminuir las temperaturas de fabricación y compactación de las mezclas
bituminosas. Para ello, se ha venido realizando un importante esfuerzo tecnológico bien
sea modificando las técnicas actuales de las plantas asfálticas, bien añadiendo distintos
tipos de productos, como aditivos químicos y orgánicos, o desarrollando nuevos tipos
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1. INTRODUCCIÓN 2
de ligantes (betunes de baja temperatura para mezclas semicalientes, emulsiones para
mezclas templadas, etc.). La Subtarea 7, en la que también ha participado la
Universidad de Cantabria, se centró en el estudio de estas tecnologías sostenibles.
Además, existen otros métodos basados principalmente en el diseño de mezclas con
menor rozamiento interno que facilitan los procesos de fabricación y compactación
mejorando su puesta en obra, y que a la vez son capaces de ofrecer una resistencia
adecuada a las deformaciones plásticas e incluso mejorar la resistencia a fatiga.
Siguiendo este enfoque, se ha optado por estudiar la facilidad de compactación, el
comportamiento mecánico y la vida a fatiga de mezclas en las que se han sustituido
pequeñas proporciones de áridos procedentes de machaqueo por cantos rodados.
Con objeto de poder cuantificar el ahorro energético conseguido durante la fabricación y
compactación de las mezclas bituminosas en el laboratorio se ha desarrollado una
metodología que permita la estimación del consumo energético en estos procesos. Para
ello, dentro de los posibles compactadores de mezclas bituminosas en laboratorio se ha
escogido la compactadora giratoria, debido a que permite determinar de forma continua
el grado de compactación alcanzado en función de la energía aplicada y además, simula
mejor que otros procedimientos el proceso de compactación llevado a cabo en obra.
Actualmente, la máquina giratoria es utilizada en varios países para el diseño de
mezclas bituminosas, siendo el método más empleado el SUPERPAVE (SUperior
PERforming Asphalt PAVEments). Aunque no existen especificaciones españolas
relativas a los valores que deben cumplir las mezclas con respecto a este ensayo,
podrían llegar a incluirse en normativa en un futuro próximo.
Diversos investigadores han propuesto una serie de parámetros, basados en los
resultados obtenidos con este tipo de compactadores, que permiten analizar la facilidad
de compactación y el comportamiento de la mezcla frente a la post-compactación del
tráfico. Estos parámetros fundamentalmente se han desarrollado para el estudio de
mezclas densas tipo Hot Mix Asphalt (HMA), pero no se pueden usar con otros tipos de
granulometrías.
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1. INTRODUCCIÓN 3
En esta investigación se han definido nuevos índices, aplicables a cualquier tipo de
mezcla, que permiten estimar la energía aplicada en función del grado de densificación
alcanzado, y predecir el comportamiento de la mezcla frente a las deformaciones
plásticas. Con estos índices ha sido posible cuantificar el ahorro energético conseguido
al reemplazar parte del árido de machaqueo por cantos rodados en la composición en
una mezcla de alto módulo.
1.2 OBJETIVOS
Se plantean tres objetivos generales que incluyen otros particulares:
1. Definir unos índices a partir de los cuales sea posible el cálculo de la energía
consumida durante el proceso de compactación con una máquina giratoria:
Generalizar los parámetros empleados actualmente para la determinación de la
compactabilidad de las mezclas para su aplicación a todo tipo de granulometrías,
desde los hormigones asfálticos hasta las mezclas porosas.
Verificar si los índices definidos son sensibles a cambios en la granulometría, la
angulosidad del árido y el tipo y dotación de ligante.
Establecer unos valores mínimos de los índices, en función del tipo de mezcla,
que garanticen un comportamiento adecuado frente a las deformaciones
plásticas.
2. Diseño de mezclas de alto módulo que precisen menor energía de fabricación y
compactación que las convencionales, y que cumplan con las especificaciones
incluidas en la normativa española:
Desarrollar un procedimiento que permita realizar estudios comparativos de tipo
cualitativo del consumo energético durante el proceso de amasado de las
mezclas bituminosas.
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1. INTRODUCCIÓN 4
Comprobar la sensibilidad de los índices volumétricos y energéticos definidos
frente a cambios en la composición de la mezcla: porcentaje de cantos
introducido, tamaño de la fracción reemplazada y tipo y dotación de ligante.
Estudiar el comportamiento mecánico de las mezclas de alto módulo fabricadas
con un porcentaje fijo de cantos rodados en función de la fracción remplazada, y
comprobar que cumplen con las especificaciones.
3. Obtener modelos de regresión que permitan estimar la energía de compactación, a
partir de las curvas que relacionan el porcentaje de huecos con el número de ciclos,
que sean aplicables a todo tipo de máquinas giratorias aunque que no dispongan de
elementos para la medida del esfuerzo cortante.
1.3 ESTRUCTURA DE LA TESIS
El documento comienza con el resumen de la tesis, tanto en español como en inglés, y
los agradecimientos. Posteriormente se incluyen los índices de contenidos, figuras,
tablas y ecuaciones. A continuación, para alcanzar los objetivos planteados en esta
investigación, la tesis doctoral se ha estructurado en ocho capítulos:
En el primer capítulo se ha presentado la introducción de la tesis y los objetivos
perseguidos en la investigación.
En el segundo capítulo se expone un resumen del estado actual del conocimiento en el
que se abordan las técnicas de reducción de la energía de fabricación y compactación
empleadas en la actualidad; a continuación, se hace un repaso y descripción de los tipos
de mezclas bituminosas en caliente y de los métodos de compactación en laboratorio
más utilizados. Para finalizar, se hace un análisis de los parámetros que permiten
estudiar la compactabilidad, estabilidad y energía de compactación empleando distintas
versiones de la compactadora giratoria.
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1. INTRODUCCIÓN 5
En el tercer capítulo se detallan los métodos de fabricación y compactación de las
mezclas bituminosas así como los ensayos mecánicos llevados a cabo en esta
investigación.
En el cuarto capítulo se describe el procedimiento desarrollado para la medida del
consumo energético durante la fabricación y compactación de las mezclas bituminosas
empleadas en la tesis. Además, se definen unos nuevos índices volumétricos que
permiten estimar la facilidad de compactación así como la resistencia a la post-
compactación empleando la máquina giratoria.
El quinto capítulo lleva a cabo una justificación de los límites variables seleccionados,
en el capítulo anterior, para el cálculo de los índices volumétricos. Basándose en estos
límites, se definen también dos nuevos índices energéticos. Por último, se lleva a cabo
un análisis estadístico para determinar si los índices volumétricos definidos son
sensibles a variaciones en la composición de las mezclas.
En el sexto capítulo, aplicando el procedimiento de medida del consumo energético
desarrollado, se han diseñado mezclas de alto módulo, fabricadas con distintas
proporciones de áridos de machaqueo y cantos rodados, que precisen una menor energía
de fabricación y compactación. Además se estudia su comportamiento mecánico para
verificar si las mezclas diseñadas pueden ser empleadas en obra.
En el capítulo siete se lleva a cabo una modelización de los índices energéticos a partir
de los volumétricos. Para ello se parte de los resultados de los índices obtenidos en los
capítulos cinco y seis.
En el capítulo ocho se muestran las conclusiones de esta tesis tanto particulares como
generales y se enumeran las principales líneas de continuidad y trabajos futuros
relacionados con la investigación.
En el último capítulo se incluye el listado de las referencias bibliográficas que aparecen
a lo largo del documento. Finalmente, se presentan varios anexos que recogen con
mayor detalle los principales análisis estadísticos llevados a cabo en esta investigación.
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 6
2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE
2.1 AHORRO ENERGÉTICO EN EL PROCESO DE FABRICACIÓN Y
PUESTA EN OBRA DE MEZCLAS BITUMINOSAS
El ahorro energético junto con la conservación del medio ambiente, en concreto la
limitación de emisiones de CO2 y de Compuestos Orgánicos Volátiles (COVs) a la
atmósfera, es una preocupación dominante en los últimos años como pone de manifiesto
la aplicación del Protocolo de Kyoto. La crisis del petróleo de finales de los años 70
hizo que los países industrializados tomaran conciencia de la necesidad de ahorrar
energía, las razones fundamentales que llevaron a esta conclusión fueron:
El paulatino aumento del nivel de vida de las sociedades industrializadas que ha
provocado un incremento del consumo energético con la consiguiente
desaparición progresiva de los recursos energéticos.
El deseo de paliar los efectos negativos del uso abusivo de combustibles fósiles,
que ha supuesto la emisión de gases contaminantes a la atmósfera.
Actualmente está en vigencia del Segundo Plan Nacional de Asignación de Derechos de
Emisión de CO2 (PNA II 2008-2012) aprobado por el Real Decreto 1370/2006. Dicho
Plan tiene como objetivo aplicar la Directiva Europea 2003/87/CE de 13 de octubre de
2003, por la que se establece un régimen para el comercio de derechos de emisión de
gases de efecto invernadero (GEI). Su finalidad es reducir en los países desarrollados
los GEI responsables de una aceleración del Cambio Climático.
En la siguiente figura se recoge la variación de emisiones de GEI en España respecto a
1990 (Ministerio de Medioambiente, 2008).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 7
Figura 2.1 Emisiones de GEI en España y los compromisos adquiridos para el cumplimiento del Protocolo de Kioto en 2008-2012.
La directiva 2003/87/CE se aplica a las emisiones generadas por las actividades
recogidas en su Anexo I, entre las que se incluyen las refinerías de hidrocarburos y las
instalaciones de combustión con una potencia térmica nominal superior a 20 MW,
dentro de las cuales están las grandes plantas de fabricación de mezclas bituminosas que
generan GEI, en concreto CO2. Se debe por tanto optimizar su fabricación tratando de
mejorar la eficiencia energética y disminuyendo las emisiones de GEI.
Dentro de la industria de las mezclas bituminosas se están analizando posibles vías para
conseguir ahorros en el consumo energético asociado tanto a los materiales en sí, como
a las operaciones de transporte y puesta en obra. En el año 2009 España fue el tercer
país, por detrás de Francia y Alemania, con la mayor producción de mezclas
bituminosas (Tabla 2.1), en ese año se fabricaron 39 millones de toneladas lo que da una
idea de la importancia del sector (EAPA, 2009).
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Tabla 2.1 Producción total de mezclas bituminosas en millones de toneladas (EAPA 2009).
País
WMA* y HMA WMA* Mezclas
Frías Emulsiones Betún
2006 2007 2008 2009 2009 2009 2009 2009
Millones de toneladas
Alemania 57,0 51,0 51,0 55,0 2,40
Gran Bretaña 25,7 25,7 25,0 20,5 <0,50 < 1,00 0,10 1,25
Francia 41,5 42,3 41,8 40,1 >0,52 > 1,50 0,90 3,29
Portugal 8,9 9,0 9,0 9,0
España 43,4 49,9 42,3 39,0 1,50 0,28
Italia 44,3 39,9 36,5 34,9 0,08 1,80
Europa 346,1 347,7 338,0 326,9 0,19 1,74
U.S.A 500,0 500,0 440,0 374,0
Nueva Zelanda 0,9 0,9 0,9 0,9
Australia 7,7 9,0 9,5 9,5
Korea 35,6
Japón 0,11 0,10 0,11 0,97
*En esta tabla las Warm Mix Asphalt (WMA) se definen como las mezclas fabricadas usando técnicas especiales y/o aditivos con el objeto de reducir la temperatura de fabricación hasta los 100-150ºC.
El impacto medioambiental de las carreteras está asociado principalmente a los procesos
de extracción de las materias primas en canteras y graveras, y al procesado, transporte y
puesta en obra de las mezclas bituminosas (pérdida de biodiversidad, ruidos, etc.). Se
produce también un impacto social y medioambiental causado por la fabricación de
mezclas bituminosas calentando los áridos empleando combustibles fósiles, con la
consiguiente generación de gases procedentes de la combustión como NO2, SO2 y CO2,
emisión de COVs, humos, etc. (Pears, 2004).
Para cuantificar los consumos de materias primas y energía, así como los residuos
sólidos, emisiones a la atmósfera y vertidos de agua derivados de todos los procesos que
conlleva la fabricación de carreteras, el Análisis de Ciclo de Vida (ACV) resulta de gran
utilidad. El grupo Colas en el año 2003, partiendo de dos ACV, el primero de ellos
completado por el Swedish Environmental Research Institute y el segundo por el
Athena Sustainable Materials Institute, llevaron a cabo el informe The Environmental
Road of the Future (Dorchies, 2008). La Figura 2.2 muestra la cantidad total de energía
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requerida (MJ/ton) para fabricar y poner en obra una tonelada métrica de material, desde
la extracción de material hasta su puesta en obra.
Figura 2.2 Consumo de energía (MJ/Ton) para la fabricación y puesta en obra de las principales tecnologías (Dorchies, 2008).
Los procesos que generalmente se tienen en cuenta para determinar la energía
consumida en función de los materiales empleados son:
Ligantes: se consideran los procesos de extracción y transporte de las materias
primas y fabricación de los betunes (betunes convencionales, modificados etc.).
Áridos: energía consumida durante la extracción y procesado de los áridos en la
cantera o gravera.
Fabricación: energía consumida en la fabricación de las mezclas en una planta o
en una unidad de producción.
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Transporte: tanto de las materias primas hasta las plantas asfálticas, como de las
mezclas bituminosas hasta el lugar de extendido.
Puesta en obra: en muchas ocasiones constituye uno de los factores más críticos
en relación con la futura vida y las propiedades del pavimento asfáltico. Por lo
tanto es importante poner especial atención y control en la tecnología de puesta
en obra.
En las mezclas bituminosas recicladas la energía contenida en el betún empleado en el
pavimento no se considera perdida. El reciclado de firmes es una de las técnicas
empleadas para reducir energía. Este proceso está siendo fomentado por la industria de
las mezclas bituminosas con el objetivo de reutilizar los áridos y el ligante. Los
materiales procedentes de la recuperación de firmes se denominan RAP (Reclaimed
Asphalt Pavement).
2.1.1 TÉCNICAS PARA LA REDUCCIÓN DE LA TEMPERATURA DE
FABRICACIÓN Y COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS
Numerosas investigaciones están encaminadas al diseño de nuevas tecnologías que
permitan la reducción de la temperatura de fabricación en relación con las mezclas
calientes convencionales, lo que conlleva numerosas ventajas:
Reducción del consumo de combustible, de energía y de emisiones lo que
implica un ahorro económico teniendo en cuenta que el 30-50% de los costes de
una planta pueden ser atribuidos al control de emisiones (Hampton 2005). En la
fabricación de las mezclas asfálticas en caliente las reducciones de temperatura
implican un menor consumo de combustible. Por otra parte, a medida que se
quema menos combustible, menos COVs se lanzan a la atmósfera (desde el
punto de vista de las emisiones, su dependencia con la temperatura es
exponencial: un incremento de 20º C incrementa las emisiones casi en 9 veces, y
un incremento de 40º C multiplica por 40 las emisiones de COVs.). Menores
emisiones pueden permitir emplazar las plantas asfálticas en lugares donde las
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regulaciones de emisiones son estrictas permitiendo así menores distancias de
transporte lo que mejorará la producción.
Mejora de las condiciones de trabajo durante la puesta en obra debido a la
reducción de olores y humos. La Unión Europea ha mejorado la legislación con
la creación de la normativa Registration, Evaluation, Authorization and
Restriction of Chemicals (REACH), los ligantes asfálticos se han incluido en
estas regulaciones. Las investigaciones han mostrado una fuerte correlación
entre las temperaturas de trabajo y la emisión de humos (Directiva
2006/121/EC).
En función de la temperatura de fabricación, las mezclas se pueden clasificar en:
mezclas calientes, semicalientes, templadas y mezclas en frío (Figura 2.3).
Figura 2.3. Clasificación de las mezclas en función de la energía de fabricación (PROAS, 2011).
Se destacan cuatro procesos patentados para la fabricación de este tipo de mezclas
(Tabla 2.2).
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Tabla 2.2. Mezclas con menor temperatura de fabricación y compactación registradas.
Nomenclatura en español
Nomenclatura en inglés
Marca Registrada
Por
Temp. Fabricación
(ºC)
Temp. Puesta en
Obra Ligante
Templadas (WAM®)
Warm Mix Shell/Kolo Veidekke
120-140 90-110 Betún
+Aditivos
Baja Energía (EBE®)
Low Energy
LEA-CO
95 70-90 Betún
Baja Temp. (EBT®)
Half-Warm mix 40-95 40-90 Espuma / Emulsión
Baja Temp. (LT-Asphalt®)
Low Temperature Nynas
Bitumen 95 95
A continuación se describen una serie de métodos empleados para la fabricación de
mezclas energéticamente sostenibles (Figura 2.4). Todos ellos tienen en común que
permiten reducir la temperatura de fabricación y compactación entre 20ºC y 70ºC en
relación con la temperatura de las mezclas en caliente.
Figura 2.4 Principales tecnologías de fabricación de mezclas bituminosas a menor temperatura que
las HMA.
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2.1.1.1 Modificaciones en la tecnología de las plantas asfálticas
Las modificaciones en las tecnologías actuales de las plantas ayudan a reducir la
temperatura de trabajo sin variar los componentes de las mezclas. Tienen la desventaja
de que hay que invertir económicamente en modificar las plantas. Existen numerosas
modificaciones posibles y se destacan principalmente tres cuya fiabilidad se ha
demostrado obteniéndose mezclas homogéneas.
Método KGO
Se trata de un método patentado desarrollado en Suecia por Gunnar (2004). En este
proceso, en primer lugar las fracciones gruesas de la mezcla son envueltas por el betún y
a continuación se añaden los áridos finos, el filler y la arena. De esta manera se confiere
a la mezcla bituminosa una mayor trabajabilidad con lo que pueden ser fabricadas y
compactadas a menores temperaturas.
Método de mezclado en dos fases
Está basado en el método KGO pero empleando dos tipos de ligante con distintas
viscosidades. Consiste en buscar un betún con una viscosidad concreta, para ello en la
primera fase se añade un ligante de alta penetración cuya baja viscosidad favorece el
proceso de envuelta con los áridos permitiendo reducir la temperatura. A continuación
se añade el betún con alta viscosidad. Si se comparan con las mezclas convencionales,
este tipo de mezcla es fabricada y compactada a una temperatura entre 10 y 30ºC
inferior (EAPA, 2005).
Double-Barrel® Green system
Este proceso no requiere la adición de ningún aditivo comercial pero sí es necesario
inyectar agua a la mezcla junto con el ligante asfáltico. Con ello se crean unas burbujas
microscópicas que ayudan a reducir la viscosidad del ligante permitiendo que la mezcla
sea fabricada y puesta en obra a menor temperatura. De esta forma se consigue un
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ahorro de combustible del 14% y un aumento de la productividad también del 14%
(Astec Industries Company).
2.1.1.2 Tecnologías basadas en el empleo de aditivos
Estas tecnologías utilizan aditivos con objeto de aumentar la trabajabilidad de las
mezclas bituminosas. Estos aditivos se pueden clasificar, en función de cómo modifican
las propiedades de los betunes, en orgánicos y químicos.
Aditivos orgánicos
La viscosidad de los ligantes se puede reducir de manera significativa con la adición de
este tipo de aditivos. Debido a su elevada solubilidad los ligantes aditivados de baja
viscosidad permanecen estables durante su almacenamiento y el efecto de la reducción
de la viscosidad es permanente. Los principales aditivos orgánicos que se encuentran en
la literatura y que han sido usados en la última década son: las ceras de Montana, las
ceras de Fisher-Trospsch y las amidas de ácidos grasos.
Aditivos químicos
Los aditivos químicos, a diferencia de los orgánicos, no alteran propiedades del ligante
tales como la viscosidad, penetración, etc. pero sí mejoran la cohesión entre los
diferentes componentes de la mezcla facilitando el proceso de envuelta de los áridos por
el betún. El empleo de estos aditivos también permite usar un mayor contenido de RAP
en mezclas, y aportan un efecto anti-envejecimiento al ligante. Además aumentan la
productividad de las plantas de fabricación y mejoran la compactabilidad de las mezclas
a temperaturas entre 20-40 ºC por debajo de las empleadas en las mezclas
convencionales en caliente.
Entre los principales aditivos químicos utilizados tanto en Europa como en Estados
Unidos se encuentran los agentes tensoactivos, la combinación de surfactantes
catiónicos y aditivos orgánicos y los aditivos polifuncionales.
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2.1.1.3 Tecnologías que emplean agua en el proceso de compactación
El principio común de estas técnicas es la generación de una corriente de agua que
aumenta el volumen del betún disminuyendo su viscosidad. Otra característica general
es la duración limitada del efecto provocado por la introducción de agua, por ello la
mezcla debe ser compactada y puesta en obra en un corto espacio de tiempo tras su
fabricación. Estos efectos permiten un rango de temperaturas de mezclado entre 120-
125ºC y de compactación entre 90-95ºC, alcanzándose ahorros energéticos por encima
del 40%, así como una disminución de las emisiones de CO2, CO, NOx, COVs,
emisiones de polvo, riesgo de quemaduras, reducción del envejecimiento del ligante,
etc. Otra de las ventajas es que la apertura al tráfico se puede hacer en un menor
intervalo de tiempo.
2.1.1.4 Procesos que emplean agua y aditivos
En este caso, la adición de agua se realiza mediante el empleo de zeolitas o emulsiones,
dando lugar a un proceso de espumado que favorece la envuelta de los áridos. La
trabajabilidad de la mezcla a menor temperatura permanece hasta su puesta en obra
asegurando unas características óptimas en términos de facilidad de compactación.
Tecnologías basadas en el uso de zeolitas
Fueron desarrolladas en Europa y en Estados Unidos. Requieren la sustitución de parte
del filler por zeolita sintética en forma de polvo (aluminosilicato de sodio) que se
incorpora a la mezcla simultáneamente con el ligante (Barthel y Von Devivere, 2003).
Este procedimiento facilita la reducción de la temperatura de fabricación y puesta en
obra hasta en 30ºC con respecto a las mezclas calientes convencionales con el
consecuente ahorro de energía (Kuennen, 2004).
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Empleo de Emulsiones para reducir la temperatura
Una emulsión es un sistema formado por dos fases líquidas e inmiscibles, en el que el
ligante es la fase dispersa y el agua el medio dispersante. Se usa un emulsificante,
generalmente un surfactante, para estabilizar la emulsión (Salager, 1993).
Figura 2.5 Imágenes ampliadas de una emulsión de betún vista con un microscopio (NYNAS Bitumen, 2005).
2.1.1.5 Diseño de nuevos tipos de ligante
Actualmente se están llevando investigaciones con el objeto de desarrollar nuevos
ligantes que permitan conseguir ahorros mediante la reducción de las temperaturas de
fabricación. Entre estos betunes se pueden destacar los siguientes:
Ligantes Eco-Friendly:
Usan fuentes vegetales y pueden reemplazar los productos oleosos. Numerosas
compañías han desarrollado este tipo de ligantes: Colas (Végécol®), Eiffage Travaux
Publics (Biophalt®) ó Sgreg (Compogreen®), Shell (Floraphalt®). Estos productos tienen
las mismas características y consiguen una reducción de la temperatura de fabricación
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 17
de hasta 40ºC, además mejoran las propiedades físicas de los ligantes bituminosos. Sin
embargo, tienen el inconveniente de elevar los costes.
Betún espumado:
Con esta técnica se consigue reducir la temperatura de fabricación por debajo de los
100º C. La espuma se produce a través de la inyección de agua fría nebulizada (del 2 al
3%) y betún caliente (entre 160 y 190º C) en una cámara de expansión (Figura 2.6).
Cuando el agua entra en contacto con el betún la transferencia de calor que se produce
convierte el agua en vapor expandiéndose hasta 10 ó 15 veces el volumen original del
betún.
Figura 2.6. Proceso de espumado del betún (Jenkins, 2000).
2.1.2 EMPLEO DE ÁRIDOS QUE MEJOREN LA COMPACTABILIDAD Y
TRABAJABILIDAD DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS
Una amplia variedad de áridos minerales ha sido empleada a lo largo de los años en la
fabricación de mezclas bituminosas. Estos materiales van desde los llamados áridos
naturales, ya que son obtenidos de depósitos glaciares o ríos y usados sin ser sometidos
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a ningún tratamiento, hasta los áridos procesados, extraídos de canteras, que han sido
machacados, separados en tamaños e incluso en algunos casos lavados. También se
pueden emplear áridos artificiales (subproductos industriales).
La función fundamental de un árido como componente de una mezcla bituminosa es la
formación de un esqueleto mineral que sea resistente a las deformaciones plásticas. Esta
propiedad depende principalmente de tres características del árido: forma, angulosidad,
y textura superficial (Figura 2.7).
Figura 2.7 Características de los áridos: forma, textura y angulosidad (Masad et al. 2005).
La forma refleja las variaciones en las proporciones de la partícula y da una idea de la
aptitud del esqueleto mineral para resistir solicitaciones sin que se produzca la rotura de
las partículas. En general, los áridos cúbicos con texturas rugosas aportan una mayor
resistencia que los áridos rodados con texturas lisas. Esto se debe a que, a pesar de que
una partícula cúbica y una redondeada puedan poseer la misma resistencia interna, las
partículas angulares tienden a juntarse más aportando una mayor resistencia a la mezcla
(Figura 2.8).
Figura 2.8 Esqueletos minerales (UWP, 2008).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 19
Las partículas redondeadas, en lugar de trabarse, tienden a deslizarse unas sobre otras.
Cuando se aplica una carga sobre una masa de áridos puede generarse dentro una zona
por la que las partículas se desplacen unas respecto a las otras, lo cual produce una
deformación permanente de la masa, Figura 2.9. Es en esta zona donde las “tensiones de
corte” exceden a la “resistencia de corte”.
Figura 2.9 Comportamiento del árido bajo carga de corte (Garnica et al., 2003).
Otro aspecto morfológico que también influye en la resistencia de un árido es su
angulosidad. Si posee caras fracturadas con aristas vivas presentará un mayor
rozamiento interno lo que aumentará su resistencia a las deformaciones.
Por último, la textura superficial está relacionada con las irregularidades en la superficie
en una escala demasiado pequeña para ser comparada con la forma y la angulosidad
(Barrett, 1980). Las superficies rugosas se encuentran en los áridos obtenidos mediante
machaqueo, mientras que las superficies lisas se suelen encontrar en la arena natural y
en las gravas. Cuanto más áspera sea la superficie del árido se precisará una mayor
cantidad de ligante para conseguir la misma trabajabilidad. Esta característica influye de
manera decisiva en el rozamiento interno del esqueleto mineral de un árido.
Existen ensayos normalizados que permiten estimar el efecto combinado de la forma,
textura y angulosidad mediante unos índices obtenidos a partir del cálculo de la
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 20
densidad aparente del árido bajo unas condiciones fijas de compactación. En la Tabla
2.3 se recogen algunas de las normativas más empleadas para el cálculo de estos
índices.
Tabla 2.3 Normas para la obtención del índice de forma y textura de los áridos para carreteras.
País de aplicación Norma
España NLT 372 (1996) Índice de forma y textura de los áridos para
carreteras.
Estados Unidos ASTM D3398-00 Standard Test Method for Index of Aggregate
Particle Shape and Texture
Gran Bretaña BS 812 (Part 1) Sampling and testing of mineral aggregates, sands
and fillers
Numerosos estudios destacan la influencia de estos tres parámetros en las propiedades
de las mezclas bituminosas, especialmente en su trabajabilidad, compactabilidad,
resistencia a las deformaciones plásticas y resistencia a fatiga. Todas estas
investigaciones coinciden en que la introducción de áridos redondeados en la
composición de la mezcla mejora la compactabilidad, lo que puede conllevar ahorros
energéticos siempre y cuando se cumpla con las especificaciones recogidas en la
normativa sobre todo en lo referente a su comportamiento frente a deformaciones
plásticas.
2.1.2.1 Influencia de las características de los áridos en la trabajabilidad y
compactabilidad de las mezclas bituminosas
La trabajabilidad se puede definir como la facilidad con que una mezcla puede ser
extendida y compactada. Esta propiedad depende del tipo de árido y su granulometría
(Martínez, 2000), además también afectan la penetración, el contenido de ligante y la
temperatura. En general la trabajabilidad mejora al aumentar el contenido de ligante, al
usar ligantes con baja viscosidad, al reducir el contenido de filler y en mezclas con
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 21
partículas redondeadas en su composición (Marvillet y Bougalt, 1979). Hunter (1997)
realizó un estudio de las variables que más influyen en la compactabilidad y en la
resistencia a las deformaciones plásticas, Figura 2.10.
Figura 2.10 Variación en la compactabilidad de las mezclas bituminosas debido a cambios en su composición (Hunter, 1997).
Roberts et al. (1996) analizaron la influencia de la forma de los áridos en la
trabajabilidad y comportamiento de las mezclas bituminosas. Encontraron que las
partículas angulosas proporcionaban una mejor trabazón que las redondeadas, aportando
a las mezclas una mayor resistencia a las deformaciones plásticas. Sin embargo, esta
propiedad también hacía que la trabajabilidad en la fase de compactación fuera menor.
Con lo que finalmente concluyeron que las partículas redondeadas mejoraban la
trabajabilidad durante la compactación pero disminuían la resistencia a la post-
compactación asociada a las cargas de tráfico debido a la falta de rozamiento entre
partículas.
De Sombre et al. (1998) estudiaron la compactabilidad de las mezclas considerando que
éstas se comportaban como un suelo y empleando la ecuación Mohrs-Columb para
estimar el esfuerzo cortante. Concluyeron que las partículas redondeadas presentaban un
Res
iste
nci
a a
la d
efo
rmac
ion
Huecos en mezcla
Mezcla Dificil de Compactar
-Alto contenido de árido de machaqueo-Ligantes más duros
Mezcla Fácil de Compactar
- Alto contenido de árido rodado- Elevados porcentajes de arena natural-Ligante más blandos y en altos porcentajes
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 22
menor rozamiento interno y reducían el esfuerzo cortante de la mezcla, lo que facilitaba
el proceso de compactación.
2.1.2.2 Influencia de las características de los áridos en la estabilidad de las
mezclas bituminosas
La estabilidad de las mezclas bituminosas puede definirse como la capacidad de
soportar solicitaciones, con unos valores de deformación tolerables. Este parámetro es
una medida de la resistencia intrínseca del material y depende del rozamiento interno y
de la cohesión. Se suele determinar mediante ensayos de base fundamentalmente
empírica: Marshall, Hubbard-Field, Hvemm, Duriez, etc., en los que a las probetas se
les aplica una carga hasta llegar a la rotura, la carga máxima resistida es lo que se
denomina estabilidad. Con estos ensayos también se determina la deformación. Las
variables que afectan a la estabilidad son principalmente el tipo y contenido de ligante y
las características de los áridos.
Numerosas investigaciones han estudiado la influencia de las características de los
áridos en este parámetro. Lefebure (1957) empleó el procedimiento Marshall para medir
la estabilidad de mezclas que contenían áridos cúbicos de machaqueo, y áridos de
machaqueo con lajas y agujas combinados con arena natural o de machaqueo. Este
estudio, llevado a cabo en mezclas calientes convencionales, concluyó que el árido fino
era el componente más crítico y que su cantidad y naturaleza condicionaban la
estabilidad Marshall. El uso de árido fino de machaqueo mejoraba la estabilidad de las
mezclas que contenían árido grueso sin machacar. Sin embargo, el uso de árido fino de
machaqueo tenía un efecto mínimo en la estabilidad de las mezclas fabricadas en su
totalidad con árido de machaqueo.
Kandhal y Parker (1998) estudiaron la influencia del empleo de partículas de grava
natural demostrando que la estabilidad Marshall decrecía al aumentar la proporción de
partículas de grava redondeadas. También observaron que no había diferencias
significativas en la resistencia a tracción de las mezclas que contenían áridos gruesos de
machaqueo y redondeados. A esta conclusión llegaron también Ishai y Gelber (1982),
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 23
demostrando que se producía un incremento de la estabilidad a medida que aumentaban
las irregularidades geométricas de los áridos. Además concluyeron que existía una
correlación entre las irregularidades geométricas y el módulo resiliente determinado
mediante el ensayo de tracción indirecta.
2.1.2.3 Influencia en la resistencia a las deformaciones plásticas y la
durabilidad
Además de la estabilidad, las mezclas bituminosas deben cumplir otras propiedades
tales como la resistencia a las deformaciones plásticas y a la fatiga. Uno de los fallos
más típicos es la formación de roderas, que consiste en la aparición de surcos
longitudinales que se producen en mezclas bituminosas fundamentalmente en las zonas
de rodadura de los vehículos pesados. Otro de los fallos más usuales es el de fatiga, que
se debe a la acumulación de solicitaciones producidas por el tráfico. Ésta se traduce en
un aumento de las deformaciones elásticas en superficie, y cuando se llega a un
avanzado estado de fatiga se produce un agrietamiento generalizado en forma de
cuadrículas denominado comúnmente piel de cocodrilo.
Foster, en 1970, estudió la resistencia de las mezclas bituminosas fabricadas con
distintos contenidos de cantos rodados a la post-compactación debida a las cargas de
tráfico usando testigos. Concluyó que era posible controlar las deformaciones plásticas
que se producen en una mezcla cuando parte del árido grueso es de tipo rodado si se
empleaba árido fino de machaqueo. Posteriormente, Khedaywi y Tons (1998) también
demostraron el efecto beneficioso del empleo de áridos finos de machaqueo. Plantearon
la hipótesis de que para cada tipo de árido grueso con diferentes características
superficiales existe un tamaño de árido fino específico que contribuye a desarrollar la
trabazón entre las superficies de las partículas de árido grueso en la mezcla.
Concluyeron que ajustando la rugosidad y tamaño de los áridos finos de forma adecuada
la resistencia de las mezclas con grava redondeada puede llegar a ser similar a las de las
mezclas fabricadas con árido grueso de machaqueo.
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 24
La mayoría de los estudios realizados han sido enfocados al estudio del efecto de la
angulosidad del árido en la deformación permanente y en la resistencia al deslizamiento
(Mahmoud, 2005), pero muy pocos han examinado el papel de la angulosidad del árido
en el comportamiento a fatiga. Además, se han divulgado resultados contradictorios
respecto al efecto de las propiedades de áridos en la resistencia a la fatiga de los
pavimentos flexibles. Por ejemplo, Maupin (1970) condujo una investigación a nivel de
laboratorio sobre los efectos de la forma de las partículas en el comportamiento a fatiga
de una mezcla bituminosa empleada para capa de rodadura. Utilizó para ello tres tipos
de áridos: grava redondeada, caliza de machaqueo y pizarra con un alto porcentaje de
lajas, y llevó a cabo ensayos a fatiga a deformación controlada. Los resultados
mostraron que las mezclas que contenían grava natural presentaban mayor durabilidad
que las demás mezclas estudiadas. Por el contrario, Huang y Grisham (1972)
concluyeron que las características geométricas de los áridos gruesos no eran
significativas en el comportamiento a fatiga de las mezclas.
Monismith, 1970 también estudió la influencia de la forma, tamaño y textura superficial
de los áridos en la rigidez y en el comportamiento a fatiga, al igual que Maupin,
determinando que estas características sí que afectaban a ambas propiedades.
Monismith recomendaba el empleo de materiales con textura rugosa en granulometrías
densas usadas en pavimentos gruesos con el objeto de aumentar la rigidez y la vida a
fatiga. Sin embargo, indicaba que el uso de áridos con texturas lisas podrían ser
empleados en pavimentos de bajo espesor ya que dan lugar a mezclas más flexibles que
aumentan la vida a fatiga.
En un estudio más reciente, llevado a cabo por Souza y Kim en el año 2009, sobre el
efecto de la angulosidad del árido y del porcentaje de ligante en el comportamiento
mecánico de las mezclas y su durabilidad, se demostró que los áridos con mayor
angulosidad mejoraban las resistencias a las deformaciones plásticas debido a su mayor
rozamiento interno. En cuanto a la vida a fatiga, el efecto de la angulosidad del árido
grueso resultó ser menos significativo que el efecto del contenido de ligante, mientras
que la angulosidad del árido fino producía un efecto similar pero opuesto al del ligante,
es decir, la dotación de ligante afectaba positivamente a la resistencia a fatiga de la
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 25
mezcla, mientras que un aumento en la angulosidad del árido fino disminuía la
durabilidad.
2.2 MEZCLAS BITUMINOSAS EN CALIENTE
Se define una mezcla bituminosa en caliente como la combinación de un ligante
hidrocarbonado, áridos (incluido polvo mineral) y eventualmente aditivos, de manera
que todas las partículas de árido queden recubiertas por una película homogénea de
ligante. Su proceso de fabricación implica el calentamiento tanto del ligante como de los
áridos (excepto eventualmente, el polvo mineral de aportación), y su puesta en obra
debe hacerse a una temperatura muy superior a la ambiente.
Dentro de los diversos tipos de mezclas bituminosas fabricadas en caliente, las mezclas
tipo hormigón bituminoso (UNE-EN 13108-1, 2007), las discontinuas tipo BBTM
(UNE-EN 13108-2, 2007) y tipo Stone Mastic Asphalt (UNE-EN 13108-5, 2007) y por
último las drenantes (UNE-EN 13108-7, 2007) son las mezclas empleadas en esta tesis.
En la Figura 2.11 se representa la producción, en millones de toneladas, de este tipo de
mezclas en España en el año 2009, (EAPA, 2009).
Figura 2.11 Producción (en millones de toneladas) de mezclas bituminosas en el año 2009 en España (EAPA, 2009).
AC PA BBTM SMA
141
31
54
9
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 26
En los siguientes apartados se lleva a cabo una breve descripción de las mezclas
incluidas en este trabajo.
2.2.1 MEZCLAS BITUMINOSAS TIPO HORMIGON BITUMINOSO
Dentro de las mezclas bituminosas en caliente, las de tipo hormigón bituminoso (AC) se
caracterizan por tener una granulometría de tipo continuo. Estas mezclas pueden
emplearse tanto en la construcción del pavimento como en capa de base. En la capas de
rodadura e intermedia suelen utilizarse mezclas densas y semidensas, mientras que en
capa de base es normal emplear mezclas gruesas o semidensas (Pérez, 2005).
La designación de las mezclas bituminosas tipo hormigón bituminoso se lleva a cabo de
acuerdo a la nomenclatura establecida en la norma UNE-EN 13108-1 (2007), siguiendo
el esquema recogido en la Tabla 2.4.
Tabla 2.4 Nomenclatura mezclas bituminosas tipo hormigón bituminoso (Orden Circular 24/2008. Art. 542).
AC D Surf/bin/base Ligante Granulometría
Hormigón bituminoso
Tamaño máximo árido
Tipo de capa Tipo de ligante
empleado
D (densa); S (semidensa) ó G
(gruesa).
La dosificación de ligante hidrocarbonado de la fórmula de trabajo se fijará teniendo en
cuenta los materiales disponibles, la experiencia obtenida en casos análogos y siguiendo
los criterios del artículo 542 del PG-3 (2008).
Dentro de este grupo se encuentran también las mezclas bituminosas de alto módulo
(AC22MAM). Su denominación se debe a que presentan un elevado módulo de rigidez
al estar fabricadas con un betún más duro que las mezclas convencionales. Estas
mezclas se emplean en capa intermedia o de base para las categorías de tráfico T00 a T2
con un espesor entre seis y trece centímetros. Las AC22MAM ofrecen una opción
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 27
efectiva para combatir la aparición de deformaciones plásticas permitiendo, en algunos
casos, reducciones del espesor de hasta el 20% con el consiguiente ahorro del coste de
construcción en comparación con las capas fabricadas con mezclas bituminosas
convencionales. Las mezclas de alto módulo pueden emplearse como alternativa a las
mezclas bituminosas convencionales para capas de base e intermedia tanto en obras de
nueva construcción como de refuerzo. Con ello se consiguen firmes con bases más
rígidas que no presentan los problemas asociados a las bases tratadas con
conglomerantes hidráulicos, como la fisuración por retracción, ni efectos térmicos que
pueden dar lugar a la aparición de fisuras en las capas superiores.
Desde su desarrollo en Francia, a principios de la década de los 80, hasta el 2005 se han
extendido en el citado país alrededor de 5 millones de toneladas tanto en capas de base
en firmes de nueva construcción, como en refuerzos de pavimentos con insuficiente
capacidad estructural con excelentes resultados. Estas mezclas fueron normalizadas
como “Enrobés à module elevé, EME", en la norma francesa NFP 98- 140 en diciembre
de 1991. En España las primeras experiencias con este tipo de mezclas se realizaron en
el año 1992, y hasta el año 2005 se fabricaron unas 60000 toneladas (Limon, 2005). Las
propiedades y características que deben cumplir las mezclas de alto módulo vienen
recogidas en el Pliego de Prescripciones Técnicas Generales para Obras de Carreteras y
Puentes (PG-3), específicamente en el artículo 542 – Mezclas bituminosas en caliente
tipo hormigón bituminoso, publicado en la Orden Circular 24/2008.
2.2.1.1 Especificaciones de las mezclas tipo Hormigón Bituminoso
Las propiedades más críticas en el comportamiento de las mezclas tipo AC cuando se
emplean en capa de rodadura y que normalmente originan su fallo son:
Resistencia a las deformaciones plásticas. Su determinación se lleva a cabo
mediante el ensayo de pista en laboratorio. Las mezclas deberán cumplir, en
función del tráfico y de la zona climática, con las especificaciones recogidas en
la Tabla 2.5.
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 28
Tabla 2.5 Pendiente deformación en pista en el intervalo de 5000 a 1000 ciclos para capa de rodadura e intermedia. UNE-EN 12697-22, 2006 (mm para 103 ciclos de carga). (Orden Circular
24/2008, Art. 542).
ZONA TÉRMICA ESTIVAL CATEGORÍA DE TRÁFICO PESADO
T00 y T0 T1 T2 T3 y arcenes T4
CÁLIDA 0,07 0,10 -
MEDIA 0,07 0,10 -
TEMPLADA 0,10 -
Resistencia a la fisuración térmica y al envejecimiento.
Adhesividad árido ligante. Esta propiedad se determina mediante la
caracterización de la acción del agua. La normativa española establece que la
resistencia conservada en el ensayo de tracción indirecta tras inmersión,
realizado a 15ºC, siguiendo la norma UNE-EN 12697-12 (2006), tendrá un valor
mínimo del 80% para capa base e intermedia, y del 85% para capa de rodadura.
Las probetas se compactarán según la UNE-EN 12697-30 (2006), aplicando
cincuenta golpes por cara.
Además dos propiedades fundamentales que deben presentar las mezclas empleadas en
capas de base son: el módulo y la resistencia a fatiga. Cuanto más elevado sea el
módulo de la mezcla y mayor sea su resistencia a la fisuración por fatiga, mejor será la
respuesta del firme ante el fallo de fatiga que, según la experiencia y de acuerdo con los
métodos analíticos de dimensionamiento, es el principal mecanismo de deterioro de los
firmes (Pérez-Jiménez, 2005). La normativa española sólo impone especificaciones
relativas a módulos y resistencia a fatiga en la mezclas de alto módulo. El valor del
módulo a 20ºC, según el Anexo C de la norma UNE-EN 12697-26 (2006), no será
inferior a 11000 MPa, realizándose el ensayo sobre probetas preparadas según la norma
UNE-EN 12697-30 (2006) con setenta y cinco golpes por cara. En cuanto a la
durabilidad de las mezclas, realizado el ensayo de resistencia a fatiga a 20ºC según el
Anexo D de la UNE-EN 12697-24 (2006), el valor de la deformación para un millón de
ciclos no será inferior a 100 μm.
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 29
2.2.2 MICROAGLOMERADOS DISCONTINUOS
Los microaglomerados discontinuos son mezclas asfálticas utilizadas en capas de
pequeño o muy pequeño espesor, con textura macrorrugosa áspera, excelente
comportamiento mecánico, gran durabilidad y sin problemas de incremento de
sonoridad (Gordillo, 1997). En este trabajo se han empleado dos de los
microaglomerados en caliente discontinuos más utilizados en Europa:
Los “Beton Bitumineux Tres Minces” (BBTM), desarrollados en Francia en la
década de los 70, son aglomerados discontinuos muy delgados puestos en obra
con espesores de 2-2,5 cm. Con estas mezclas se logró una reducción de la
contaminación acústica generada en la interfaz entre la carretera y el neumático.
Los “Splittmastixasphalt” o mezclas SMA, fueron implantadas en Alemania a
finales de los años 60 con el objetivo inicial de mejorar su resistencia a la acción
de los neumáticos de clavos (Qiu y Lum, 2006).
2.2.2.1 Mezclas BBTM
A mediados de los años 80 se introdujeron en España los denominados
microaglomerados discontinuos en caliente, o mezclas bituminosas discontinuas en
caliente, para capas de rodadura de pequeño espesor como tratamientos de conservación
en carreteras sometidas a tráfico intenso. Su empleo empezó a competir con éxito con
los microaglomerados en frío muy utilizados en esa época, experimentando un
desarrollo espectacular a principios de los años 90, con una puesta en obra de más de 13
millones de metros cuadrados.
Este tipo de mezclas se aplicaron como capa de rodadura para la mejora de las
características superficiales en todo tipo de firmes sin problemas estructurales y en todo
tipos de vías, tanto urbanas como en autovías y autopistas (Figura 2.12).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 30
Figura 2.12 Microaglomerado en caliente discontinuo en autovía de Colmenar (Madrid) (Gordillo, 1997).
El buen comportamiento de estos microaglomerados hizo posible que la Dirección
General de Carreteras, a través de la Orden Circular 322/97 primero, y posteriormente
revisada en la Orden Circular 5/2001 del Ministerio de Fomento, normalizara en el
artículo 543 del PG-3 dos tipos de mezclas discontinuas en caliente para su empleo en
capas de rodadura de pequeño espesor. En este artículo se recogen dos tipos de mezclas:
F y M, caracterizadas por poseer un elevado contenido en árido grueso (70-85% de
tamaños superiores a 4 mm) responsable de su buen rozamiento interno, diferenciándose
entre sí fundamentalmente por el mayor porcentaje de árido fino y filler de las mezcla
tipo F, por lo que precisan una mayor dotación de ligante.
El primer tipo F (de capa Fina) se especificó para capas de espesores comprendidos
entre 2 y 3,5 cm; el segundo tipo M (de capa Monogranular, con mayor porcentaje de
gruesos y menor de finos), para espesores entre 1 y 2 cm. Ambos tipos se caracterizan
por presentar discontinuidades entre los tamices de 2 y 4 mm, limitando el retenido
parcial máximo entre ambos tamices al 8%. Además, la normativa contempla en cada
uno de ellos dos husos granulométricos para tamaños máximos de árido de 8 y 10 mm.
En la Orden Circular 24/2008 estas mezclas pasan a designarse según la nomenclatura
establecida en la UNE-EN 13108-2 (2006), recogida en la Tabla 2.6.
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 31
Tabla 2.6 Nomenclatura de las mezclas bituminosas discontinuas (Orden Circular 24/2008. Art. 543).
BBTM D Clase Ligante
Mezcla Bituminosa de tipo discontinuo
Tamaño máximo árido A, B, C ó D Tipo de ligante
empleado
En la Tabla 2.7 se recogen los distintos tipos mezclas bituminosas discontinuas a
emplear.
Tabla 2.7 Tipos de mezclas discontinuas a emplear (Orden Circular 24/2008. Art. 543).
Denominación UNE-EN 13108-2 Denominación anterior
BBTM 8A F8
BBTM 11A F10
BBTM 8B M8
BBTM 11B M10
2.2.2.1.1 Especificaciones de las mezclas discontinuas
A continuación se exponen las propiedades y características que deben cumplir las
mezclas de discontinuas, recogidas en el Pliego de Prescripciones Técnicas Generales
para Obras de Carreteras y Puentes (PG-3), específicamente en el artículo 543 –
Mezclas bituminosas para capas de rodadura. Mezclas drenantes y discontinuas,
publicado en la Orden Circular 24/2008.
Contenido de huecos:
En la Tabla 2.8 se recoge el contenido de huecos determinado según el método de
ensayo de la norma UNE-EN 12697-8 (2006).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 32
Tabla 2.8 % Huecos en mezcla (UNE-EN 12697-8) en probetas UNE-EN 12697-30 (50golpes/cara).
Tipo Mezcla % Huecos
BBTM A ≥ 4
BBTM B ≥ 12
Drenante (PA) ≥ 20
Resistencia a las deformaciones plásticas:
La resistencia a las deformaciones plásticas, determinada mediante el ensayo de pista en
laboratorio, deberá cumplir con lo recogido en la Tabla 2.9.
Tabla 2.9 Pendiente media de deformación en pista (mm para 103ciclos de carga). Mezclas discontinuas (Orden Circular 24/2008. Art. 543).
ZONA TÉRMICA ESTIVAL CATEGORÍA DE TRÁFICO PESADO
T00 a T2 T3, T4 y arcenes
CÁLIDA y MEDIA 0,07
0,10
TEMPLADA -
Resistencia conservada:
Se caracteriza mediante el ensayo de tracción indirecta tras inmersión, realizado a 15ºC,
siguiendo la norma UNE-EN 12697-12 (2006), tendrá un valor mínimo del 90% en
probetas compactadas según la UNE-EN 12697-30 (2006) aplicando cincuenta golpes
por cara.
2.2.2.2 Mezclas Tipo Stone Mastic Asphalt
Las mezclas de origen alemán tipo Stone Mastic Asphalt (SMA), al igual que las
mezclas BBTM de procedencia francesa, se caracterizan por poseer elevados contenidos
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 33
en árido grueso (65-80%) y discontinuidades granulométricas. Debido a su alto
rozamiento interno presentan una gran estabilidad asociada a los contactos existentes
entre los áridos gruesos.
La tipología de las mezclas SMA es elevada y abarca, según la normativa UNE-EN
13108-5 (2007), tamaños máximos de árido que oscilan entre 4 y 22,4 mm. Los husos
granulométricos para cada uno de los tamaños son muy amplios correspondiendo en
general a mezclas que, una vez compactadas, presentan porcentajes elevados de huecos
en árido. El contenido de filler con respecto a una mezcla convencional tipo AC es
mayor, siendo en todos los casos de alrededor del 8,5%, por lo que requieren mayor
cantidad de ligante. Es necesario el uso de aditivos (fibras de celulosa o polímeros)
cuando se utilizan los porcentajes más altos y betunes convencionales, con el objetivo
de aumentar la rigidez del aglomerado, impedir el escurrimiento del ligante y disminuir
la segregación y las deformaciones plásticas. Las características de estas mezclas les
confieren un buen comportamiento a fatiga.
Las mezclas SMA según algunos autores pueden considerarse como mezclas porosas en
las que sus huecos están rellenos con un mortero bituminoso muy rico en betún por lo
que los huecos se reducen hasta un 4-5%. En la Figura 2.13 se muestran las estructuras
de las mezclas SMA y de las mezclas AC, BBTM y PA.
Figura 2.13 Diferencia en la estructura de las mezclas AC, SMA, BBTM y PA (Autroroads, 1993).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 34
Las SMA presentan numerosas ventajas entre ellas se pueden destacar las siguientes
(Autroroads, 1993):
1. Buena estabilidad a elevadas temperaturas: su esqueleto mineral incrementa el
rozamiento interno aumentando su estabilidad.
2. Elevada resistencia al desgaste: su bajo contenido de huecos (4-5%) le confiere
impermeabilidad, le provee de una buena resistencia al envejecimiento y una
elevada la durabilidad.
3. Elevada adhesión entre los áridos y el ligante: tienen un alto contenido de filler y
de betún, además las fibras de celulosa absorben parte del ligante espesando la
película bituminosa y mejorando la adhesión árido-ligante.
4. Buena resistencia al deslizamiento: debido a su macrotextura superficial.
5. Menos ruido de tráfico: presentan generalmente disminución de ruidos debido a
las propiedades de textura conseguidas. En Holanda y Alemania emplean con
espesores de 3 y 5 mm respectivamente paras vías urbanas donde se requiere
minimizar el nivel de ruido (Bolsan, 2007).
6. Elevada durabilidad: al presentar un alto contenido de ligante las partículas de
árido están recubiertas por una película de betún de mayor grosor lo que aumenta
su vida a fatiga, además de reducir los costes de conservación. El aumento en la
durabilidad podría amortizar el aumento del coste debido al alto porcentaje de
betún y a los aditivos empleados. Analizando la Figura 2.14, donde se representa
la vida de servicio de las mezclas más empleadas para capa de rodadura, se
observa como la vida útil de las mezclas SMA (20 años) es un 30% mayor que
las de las AC (14 años), (EAPA, 2007).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 35
Figura 2.14 Durabilidad de las capas de rodadura expresada en años de vida de servicio (EAPA,
2007).
Los inconvenientes que conlleva el empleo de las mezclas tipo SMA se pueden resumir
en los siguientes puntos:
1. Aumentan los costes asociados al empleo de mayores contenidos de betún y de
filler y a la necesidad de incorporar aditivos como fibras de celulosa, parafinas,
etc.
2. El aumento del tiempo de mezclado y del tiempo necesario para añadir filler de
aportación y aditivos pueden provocar un descenso de la productividad.
3. Posibles retrasos en el tiempo de apertura al tráfico ya que la mezcla debe dejarse
enfriar 40ºC para evitar el escurrimiento del ligante.
Numerosos estudios coinciden en la mayor rentabilidad del empleo de mezclas SMA.
Estas investigaciones demuestran como el aumento del coste inicial de estas mezclas (en
un 20 - 40% en relación a las mezclas densas convencionales en aplicaciones de
carretera) asociado a los altos contenidos de ligante, a los aditivos empleados y a la
pérdida de productividad debida al aumento de los tiempos de mezclado, se ve
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 36
compensado por la mayor durabilidad de las mezclas SMA (entre 5 y 10 años
comparado con las mezclas densas convencionales).
2.2.2.2.1 Especificaciones de las mezclas tipo SMA
Las especificaciones aplicables a las mezclas tipo SMA se encuentran recogidas en la
norma europea EN 13108-5 (2007). Sin embargo, resultan muy generales por lo que en
muchos países se han establecido criterios normativos más específicos, fijando los
contenidos mínimos de ligante, que en general son superiores al 6%, el contenido de
fibras de celulosa a emplear (0,3%-1,5% sobre la masa total de la mezcla), los
porcentajes de huecos, etc.
En los artículos 542 y 543 de la orden circular 24/2008, no se incluyen actualmente
especificaciones relativas a este tipo de mezclas. Como guía se pueden tomar las
recogidas en el apartado anterior para las mezclas tipo BBTM.
2.2.3 MEZCLAS POROSAS O DRENANTES
Las mezclas porosas o drenantes pueden definirse como aquellas que presentan un
contenido de huecos en mezcla suficientemente elevado para permitir que a través de
ellas se filtre el agua de lluvia con rapidez y pueda ser evacuada hacia arcenes, cunetas
u otros elementos de drenaje. Se comenzaron a usar en Europa a finales de los años
1970 y España fue uno de los países pioneros en su empleo con el fin de mejorar la
calidad de la capa de rodadura.
Los dos principales problemas de comportamiento que presentan las mezclas porosas
son su resistencia a la disgregación por efecto de los esfuerzos tangenciales del tráfico,
y la pérdida de porosidad con el tiempo al colmatarse sus poros. Mediante el empleo de
betunes modificados se puede conseguir mezclas dotadas de alta porosidad, resistentes a
la colmatación y a la disgregación (Pérez-Jiménez, 2005). El diseño de las mezclas
drenantes o porosas busca el equilibrio entre su porosidad y su resistencia al desgaste.
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En este tipo de mezclas la energía de compactación necesaria para lograr la compacidad
en obra es menor que en las mezclas convencionales, por ello se evalúa para qué energía
de compactación se alcanza la máxima densidad en la metodología Marshall (Rebollo
et. al. 2006).
En el artículo 543 de la Orden Circular 24/2008 pasan a designarse según la
nomenclatura establecida en la UNE-EN 13108-7 (2006), Tabla 2.10.
Tabla 2.10 Nomenclatura mezclas bituminosas drenantes (Orden Circular 24/2008. Art. 543).
PA D Ligante
Mezcla Bituminosa de tipo drenante Tamaño máximo árido Tipo de ligante empleado
Según lo recogido en este artículo el contenido de huecos en mezcla (UNE-EN 12697-
8) en probetas compactadas según la UNE-EN 12697-30 (50 golpes por cara) debe ser
superior al 20%.
2.3 MÉTODOS DE COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS EN
LABORATORIO
Las propiedades físicas de las mezclas dependen del grado y tipo de compactación
utilizado. Los métodos empleados en laboratorio abarcan desde los que intentan simular
el proceso de compactación real en obra hasta otros de tipo totalmente empírico en los
que la aplicación de las cargas es muy diferente a la real. A continuación se definen
cinco de los métodos de compactación más utilizados.
2.3.1 COMPRESIÓN ESTÁTICA
Este tipo de compactación consiste en la aplicación de una presión, constante o variable
en función del tiempo, a una mezcla bituminosa confinada en un molde, Figura 2.15.
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Generalmente se aplica una carga inicial de asentamiento a continuación, la presión se
incrementa progresivamente hasta llegar a un determinado valor a partir del cual se
mantiene constante durante un determinado tiempo.
Figura 2.15 Conjunto de compactación por compresión simple (NLT-161:98).
Dentro de los ensayos que aplican este tipo de energía de compactación cabe destacar el
ensayo utilizado para determinar la resistencia a compresión simple de las mezclas
(NLT-161 (1998)), y el ensayo de inmersión-compresión (NLT-162 (2000)) empleado
para estimar el comportamiento frente a la desenvuelta mediante la comparación de las
estabilidades de probetas rotas en húmedo con respecto a la resistencia en seco. Este
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ensayo era obligatorio hasta ser recientemente reemplazado por el ensayo de
sensibilidad al agua (UNE-EN 12697-12, 2006).
2.3.2 COMPACTACIÓN POR IMPACTO
Es el tipo de compactación en laboratorio más antiguo, ya en 1920 Hubbard y Field
usaron un martillo Proctor para compactar mezclas. Fue uno de los primeros métodos en
evaluar los porcentajes de huecos en mezcla y en árido. Usaba una estabilidad como
prueba para medir la deformación. Funcionó adecuadamente para evaluar mezclas con
áridos pequeños o granulometrías finas, pero no para mezclas con granulometrías que
contenían tamaños máximos de árido alto.
En 1930, Marshall desarrolló un método, al que puso su nombre, para llevar a cabo la
compactación por impacto (Blankenship et al., 1994). Los áridos, que constituyen el
esqueleto del aglomerado, bajo la acción de una maza se trasladan principalmente en la
dirección vertical, con posibilidades limitadas para que las partículas puedan rotar de
forma que se alcance la configuración de máxima compactación. Este método se utiliza
para diseñar mezclas bituminosas por medio de un análisis de su estabilidad,
deformación, densidad y huecos. Hasta ahora ha sido el más empleado a nivel mundial.
Tiene la desventaja de no simular la densificación real de la mezcla que se produce en
obra.
Actualmente en España se emplea como control de compactación y de huecos en
mezcla y en áridos. Este método está recogido en la norma UNE-EN 12697-30 (2006),
aplicada a mezclas bituminosas (tanto las obtenidas en laboratorio como a los testigos
recogidos en obra) en granulometrías con tamaño de áridos no superiores a 22,4 mm. El
número de golpes aplicados depende de la granulometría seleccionada, siendo valores
habituales de 75 y 50 golpes por cara. Se trata de una energía que, en algunos casos
(áridos con un coeficiente de los Ángeles alto), puede llegar a producir la rotura de las
partículas.
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2.3.3 COMPACTADOR POR AMASADO
Francis Hveem desarrolló la compactación por amasado “Kneading Compaction” en
Estados Unidos en 1940. El compactador por amasado carga neumáticamente un pistón
con una cuarta parte del área del molde de sección transversal, mientras el molde gira la
sexta parte de un ciclo entre cada carga. Las cargas se aplican uniformemente en la cara
libre de la probeta para conseguir la compactación, lo que permite que las partículas se
muevan creando una acción de amasado que densifica la mezcla.
Existen diferentes tipos de compactadores: el California Kneading Compactor (Figura
2.16), el Linear Kneading Compactor (LKC) y el Arizona Kneading Compactor
(Blankenship et al., 1994).
Figura 2.16 California Kneading Compactor (Blankenship et al., 1994).
2.3.4 COMPACTACIÓN GIRATORIA
El compactador giratorio se utiliza en la práctica y en la investigación para analizar la
compactabilidad de los materiales granulares, mezclas bituminosas, suelos y otros
materiales similares. En la Tabla 2.11 se resume la evolución que ha seguido el método
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giratorio de compactación desde su desarrollo en el Texas Highway Department en
1939.
Tabla 2.11 Evolución de la compactación giratoria (Harman et al., 2001; Huber, 1996).
Año Dispositivo/Agencia Tamaño Probeta Esfuerzo de compactación
1939 Texas Highway Department D – 4” H – 2”
P – Desconocido A – Manual S – Manual
1946 TX Highway Department D – 4 & 6” H – 2 & 3”
P – Variable A – Fijo 6° S – 60 rpm
1957 US Corps Engineers
GTM D – 6” H – Variable
P – Variable A – Variable 0 - 3° S – Variable 12-18 rpm H – molde caliente
1960’s First Prototype Texas at
LCPC, Francia D - ? H - ?
P – Variable A – Variable S – Variable
1968 Second Prototype Texas at
LCPC, Francia D – 80 ó 120 mm H – Variable
P – Variable A – Variable 0,5° to 5° S – Variable H – molde caliente
1974 a 1985
PCG1, PCG2 at LCPC, Francia
D – 160 mm H – Fija 80-300 mm
P – 600 kPa A – Fijo 1° - 4° S – Fijo 6 rpm - 30 rpm H – molde caliente
1991 Modified Gyratory Shear
Test Machine, FHWA D – 4” H – 2,5”
P – 600 kPa A – Fijo 0,5° - 3° S – 30 rpm
1991 Modified TX Highway
Department, SHRP D – 6” H – 3,75”
P – 600 kPa A – S – Variable H – molde caliente
1993 SHRP/SUPERPAVE
Gyratory Compactor en USA D – 150 mm H – 115 mm
P – 600 kPa A – Fijo 1,25° S – 30 rpm
1996 PCG3 at LCPC, Francia D – 150 mm H – Fija 100-160 mm
P – Fija 500 to 800 kPa A – Fijo 0,5° to 2° S – Fija 6 -30 rpm
De entre los compactadores giratorios enumerados en la tabla anterior, cabe destacar el
SUPERPAVETM Gyratory Compactor (SGC). Se trata de un dispositivo transportable
cuya principal función es compactar las probetas simulando el efecto del tráfico en un
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pavimento asfáltico. Además, permite la monitorización de la densificación durante el
proceso de compactación. Fue desarrollado dentro del Strategic Highway Research
Program (SHRP). El SGC reproduce la compactación llevada a cabo con un
compactador de rodillo en obra, Figura 2.18, mediante la aplicación de una presión
vertical de consolidación constante que simula la presión aplicada por el rodillo. El
ángulo formado por la superficie de las mezclas bituminosas y el tambor del rodillo
equivale al ángulo de giro en la SGC. La velocidad del rodillo es simulada por el
movimiento de giro del molde. Por último el número de pasadas de rodillo necesario
para obtener el porcentaje de huecos y los requerimientos de densidad deseados en obra
se corresponden con el número de giros Ndis aplicados por la compactadora giratoria. El
número de giros aplicado refleja el nivel de tráfico (Butcher, 1998).
Figura 2.17 Esquema del proceso de compactación de un SGC.
Figura 2.18 Esquema de la compactación con rodillo.
El SGC se diseñó en un comienzo para sólo densificar las mezclas, no se hizo ningún
intento de medir la resistencia a la compactación, o de emplear un dispositivo para
estimar la estabilidad de la mezcla.
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En la actualidad, existen varios tipos de compactadoras giratorias (Servopac Gyratory
Compactor, Finnish Intensive Compactor Tester (ICT), Gyratory Compactor, Gyratory
Testing Machine, etc.) que tienen la ventaja de, además de medir la reducción de la
altura con la aplicación de los ciclos, estimar la resistencia a la compactación mediante
el cálculo del esfuerzo cortante aplicado para compactar las mezclas. Estas
compactadoras disponen de una célula de carga situada en el pistón del compactador
que mide la carga necesaria para crear el momento asociado al movimiento giratorio. El
momento se guarda en cada ciclo mientras la probeta se compacta. En cada ciclo de
trabajo se produce una cantidad conocida de movimientos de corte (Figura 2.20).
Figura 2.19 Configuración del molde. Figura 2.20 Movimientos de corte en una probeta
durante la compactación (Chadbourn, 1998).
2.3.5 COMPACTACIÓN POR VIBRACIÓN
El método recogido en la normativa UNE-EN 12697-32 (2006), compactación en
laboratorio de mezclas bituminosas mediante compactador vibratorio, se aplica a
mezclas inconsistentes y a testigos, y permite establecer una densidad de referencia para
una mezcla bituminosa de acuerdo con los procedimientos descritos en la Norma UNE-
EN 12697-9 (2006), o la facilidad de compactación, según se describe en la Norma
UNE-EN 12697-10 (2006).
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Después de la mezcla, preparación y acondicionamiento de una probeta en el
laboratorio, el calentamiento de un testigo extraído de la superficie de la carretera hasta
la temperatura de compactación, o el acondicionamiento del material mezclado en la
planta de producción, el material o el testigo se coloca en un molde normalizado que
dispone de una placa de asiento y de un manguito, y se compacta mediante un martillo
vibratorio, Figura 2.21. Según el PG-3 este tipo de compactación debe emplearse para la
compactación de mezclas con tamaño nominal mayor de 22 mm, aplicando la
compactación vibratoria durante 120s por cara.
Figura 2.21 Conjunto típico para compactación vibratoria.
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2.3.6 COMPACTADOR DE PLACA
La norma UNE-EN 12697-33 (2006) Elaboración de probetas con compactador de
placa, establece que la compactación de probetas paralelepipédicas de mezcla
bituminosa se realiza aplicando una carga mediante un rodillo de acero o por ruedas
neumáticas, dando pasadas a velocidad constante y paralelamente al eje de la placa. Se
puede emplear para cualquier tipo de mezclas bituminosas y para todos los tamaños
máximos de árido.
En este procedimiento se recogen tres métodos posibles de compactación:
Método neumático;
Método de rodillo de acero;
Método de deslizamiento de placas.
En España, actualmente se utiliza para la compactación de probetas utilizadas en los
ensayos de pista y de fatiga, y para la determinación de los módulos de la mezcla.
2.4 ESTUDIO DE LA COMPACTABILIDAD Y DE LA RESISTENCIA A LA
POST-COMPACTACIÓN DE LAS MEZCLAS BITUMINOSAS CON LA
COMPACTADORA GIRATORIA
Numerosas investigaciones se han llevado a cabo con el objetivo de relacionar las
características volumétricas y mecánicas de las mezclas compactadas en laboratorio con
su trabajabilidad durante el proceso de puesta en obra y con su estabilidad. Esta última
propiedad está relacionada con la resistencia a la post-compactación debida a las cargas
de tráfico. Ambas características dependen tanto de la reología del ligante como del
esqueleto mineral de la mezcla.
La trabajabilidad y la estabilidad de las mezclas durante la compactación en laboratorio
han sido evaluadas empleando distintas versiones de la compactadora giratoria. En
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general, los actuadores del compactador giratorio aplican una presión vertical y someten
a la probeta a un movimiento de giro. La respuesta de las mezclas a estas solicitaciones,
Figura 2.22, se puede monitorizar para evaluar su comportamiento.
Figura 2.22 Comportamiento de las mezclas durante la compactación con una SGC (Bahia y Hanz, 2009).
Para caracterizar el comportamiento de las mezclas bituminosas durante el proceso de
compactación se pueden seguir dos líneas la primera consiste en estudiar las
características de la curva de compactación y relacionarlas con la compactabilidad y la
estabilidad de las mezclas. Una segunda línea de investigación se basa en el desarrollo
de herramientas experimentales y métodos de análisis que permitan medir o estimar el
esfuerzo cortante y relacionarlo con la resistencia que ofrecen las mezclas a la
densificación y a la post-compactación asociada a las cargas de tráfico.
Estas aproximaciones no tratan de reemplazar otros ensayos necesarios para caracterizar
las mezclas, simplemente pretenden identificar aquellas que resultan más fáciles de
compactar y cuáles pueden presentar un mejor comportamiento frente a la post-
compactación del tráfico durante su vida de servicio.
2.4.1 MÉTODO DE DISEÑO SUPERPAVE
La mayoría de los procedimientos descritos en los siguientes apartados están basados en
el método de diseño de mezclas SUPERPAVE (SUperior PERforming Asphalt
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PAVEments), desarrollado en el año 1993 dentro del Strategic Highway Research
Program (SHRP), el cual evalúa la influencia de los componentes de la mezcla
bituminosa de forma individual (árido y ligante) y su interacción cuando están
mezclados. El método SUPERPAVE especifica los distintos niveles considerados para
el análisis y diseño de las mezclas asfálticas en caliente en función de los ejes
equivalentes (ESALs), Tabla 2.12.
Tabla 2.12 Niveles de Análisis del Método SUPEPAVE.
Tránsito (ESAL) Nivel de Diseño Requerimientos de Ensayo
ESAL < 106 Primer nivel de análisis Diseño Volumétrico
<106 < ESAL< 107 Análisis Intermedio Diseño volumétrico y pruebas de predicción
del comportamiento
107< ESAL Análisis completo Diseño volumétrico y pruebas de predicción
del comportamiento adicionales
El diseño volumétrico se realiza con el compactador giratorio y los parámetros de
compactación son la presión vertical (600 kPa), ángulo de giro (1,25°), la velocidad de
rotación (30 rev/min) y el número de giros aplicados. En la Figura 2.23 se puede
observar un esquema del proceso de compactación con la compactadora SGC.
Figura 2.23 Esquema de proceso de compactación (Delgado et al., 2005).
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Existen tres grados de compactación asociados a los procesos de puesta en obra,
compactación y post-compactación, que se alcanzan con la máquina giratoria aplicando
un determinado número de giros (N). Estos ciclos son variables y dependen del tráfico
acumulado (ESALs) que previsiblemente se presentará durante un periodo de 20 años.
Los tres valores de N determinados son:
Ninicial = es el número de giros que produce la mínima compactación que se debe
presentar en el campo;
Ndiseño = es el número de giros que se necesitan para producir la compactación de
diseño en campo;
Nmáximo = es el número de giros que produce la máxima compactación que se
debe presentar en el campo.
En la Figura 2.24 se representan, a modo de ejemplo para unos ESALs ≥ 3millones, los
ciclos correspondientes al 89%, 96% y 98% de la densidad máxima teórica (%Gmm).
Figura 2.24 Curva de compactación con la SGC.
1 10 100 1000
% G
mm
Nº Ciclos
N ini- 11% huecos
Ndis- 4% huecos
Nmax - 2% huecos
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En la siguiente tabla se recogen los ciclos para alcanzar las densidades requeridas en
función de los ESALs de diseño.
Tabla 2.13 Nº de giros de compactadora giratoria para alcanzar las densidades requeridas (Delgado et al., 2005).
ESALs de diseño (millones)
Nº Giros
Ninicial Ndiseño Nmáximo
<0,3 6 50 98
0,3-3 7 75 115
3-30 8 100 160
>30 9 125 205
Los requerimientos de densidad que debe cumplir cada valor de N se especifican en la
Tabla 2.14, (Delgado et al. 2005).
Tabla 2.14 Requerimientos de densidad (Delgado et al., 2005).
ESALs de diseño (millones)
Densidad requerida (%Gmm)
Ninicial Ndiseño Nmáximo
<0,3 ≤ 91,5
96,0 98,0 0,3-3 ≤ 90,5
3-30 ≤ 89,0
>30 ≤ 89,0
2.4.2 ESTUDIO DE LAS CARACTERÍSTICAS DE LA CURVA DE
COMPACTACIÓN
En la siguiente tabla se recogen los parámetros más empleados para la caracterización
de la compactabilidad y trabajabilidad de las mezclas compactadas con distintos
modelos de la compactadora giratoria
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Tabla 2.15 Recopilación de los índices volumétricos más empleados
Autor Año Índice Ventajas Inconvenientes
Cominsky et al. 1994 Compaction Slope (CS)
Permite analizar la influencia de la granulometría y de la forma y textura de las partículas.
Poco sensible a cambios de ligante (Anderson et al. 1998).
Bahia et al. 1998
Compaction energy index (CEI)
Traffic energy Index (TDI)
Propone una nueva interpretación de la curva de compactación que permite estudiar la compactabilidad y la resistencia a la densificación.
Los límites asociados a los índices solo sirven para el estudio de las mezclas HMA.
Pine, 1997 Locking Point 3-2
Empleando el número de giros hasta alcanzar el Locking Point como N de diseño se previene la sobrecompactación de las mezclas.
No es muy sensible a los cambios en la composición de las mezclas.
Vavrik y Carpenter; Buttlar y Harrell
1998 Locking Point 3-2-2
Mohammad y Shamsi
2007 Redefinición de los
índices de Bahia a partir del Locking Point
Mallick 1999 Gyratory Ratio (GR) Permite diferenciar entre mezclas estables e inestables.
Esta teoría no ha sido verificada a escala real.
UNE-EN 12697-10 (2006)
2003 Factor de
compactabilidad (K)
Identifica qué mezclas son más fácilmente compactables a partir de la curva %huecos-ciclos.
No permite comparar mezclas que partan de huecos iniciales diferentes (Del Rio-Prat et al. 2010).
2.4.2.1 Compaction Slope
Cominsky et al. (1994) definieron un índice denominado Compaction Slope (CS) a
partir de la curva que relaciona el porcentaje de compactación alcanzado con los ciclos
aplicados (Figura 2.25), y que se calcula con la ecuación (2.1).
)()(
%%·100(%)
inidis
inidis
NLogNLog
GmmGmmCS
(2.1)
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Donde:
%Gmmdis y %Gmmini son los porcentajes de la densidad máxima alcanzados en
los ciclos Ndis y Nini respectivamente. Estos valores se corresponden a los
criterios de diseño del método SUPERPAVE.
Figura 2.25 Ejemplo de cálculo de la pendiente de compactación.
La Figura 2.26 muestra el efecto de las diferentes propiedades de las mezclas en la
pendiente de compactación. La variación de la composición granulométrica tiene una
gran influencia, Figura 2.26 a, tendiendo las granulometrías más finas a presentar
menores pendientes de compactación. El empleo de partículas redondeadas con un
menor rozamiento interno también influye en este parámetro. En la Figura 2.26 b se
representan dos mezclas con la misma granulometría pero una fabricada con grava
natural procedente de rio (pendiente de compactación 6,14) y otra con un árido de
machaqueo (pendiente de compactación de 8,84).
El principal problema de este parámetro es que resulta poco sensible al contenido de
ligante. En la Figura 2.26 c, se observa que las curvas de compactación para una misma
granulometría en la que se varía la dotación de ligante son prácticamente líneas
paralelas cuando se representan en escala semilogarítmica. Esto fue verificado por
707274767880828486889092949698
100
1 10 100
% G
mm
Nº ciclos
Nini
Ndis
)()(
%%·100
inidis
inidis
NLogNLog
GmmGmmCS
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Anderson et al. (1998) los cuales llevaron a cabo una investigación en la que
demostraron que mezclas con la misma estructura de áridos pero diferentes contenidos
de ligante (en intervalos de 1%) presentaban la misma pendiente de compactación pero
diferentes propiedades de la mezcla. Por lo que concluyeron que la pendiente de
compactación puede proporcionar información sobre el ángulo de rozamiento interno
pero no sobre la cohesión.
Además, a partir de las correlaciones de este parámetro con el módulo de rigidez a
cortante, Figura 2.26 d, se puede concluir que las mezclas con una pendiente de
compactación mayor tienden a presentar una mayor rigidez.
(a) Efecto la granulometria de los áridos (b) Efecto del tipo de árido (angulosidad)
(c) Efecto del contenido de ligante en una mezcla AC 12
(d) Relación entre la módulo de rigidez a cortante y la pendiente de compactación
Figura 2.26 Efecto de las propiedades de las mezclas en CS (Cominsky et al., 1994).
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2.4.2.2 Factor K de compactabilidad
La norma UNE-EN 12697-10 (2006) recomienda determinar la variación en el
contenido de huecos de la muestra en función de la energía de compactación aplicada de
acuerdo a la ecuación (2.2).
NLnKvvN ·1 (2.2)
Donde:
vN es el porcentaje de huecos en mezcla para un número de ciclos;
v1 es el porcentaje de huecos calculado para el ciclo 1;
K es la pendiente del ajuste semilogarítmico realizado;
N es el número de giros aplicados por la máquina giratoria.
Figura 2.27 Ajuste semilogarítmico del factor de compactabilidad.
v = -3,06ln(N) + 30,19R² = 0,995
02468
101214161820222426283032
1 10 100 1000
% H
ueco
s (
v)
Nº Ciclos (N)
Series1 AJUSTE Logarítmica (Series1)
Autocompactación
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El factor K o factor de compactabilidad es una medida de la velocidad de reducción de
los huecos con el número de ciclos aplicados, Figura 2.27. Por ello, en mezclas con
porcentajes de huecos iniciales (v1) similares se puede establecer que se compactan
mejor cuanto mayor sea el valor de este factor.
2.4.2.3 Compaction Energy Index y Traffic Densification Index
En 1998, Bahia et al. propusieron una nueva manera de interpretar los resultados
obtenidos con la SGC relacionándolos con el comportamiento de las mezclas ante las
cargas de tráfico (Figura 2.28).
Figura 2.28 Curva típica de compactación con la SGC (Bahia, 2006).
Según este procedimiento el proceso de compactación se puede dividir en dos etapas,
representadas en la Figura 2.29. La primera es una aproximación de la facilidad de
compactación durante la puesta en obra de las mezclas y se mide como la energía
requerida para compactar las mezclas desde el giro 8, seleccionado porque simula el
esfuerzo de pre-compactación aplicado por una extendedora convencional durante el
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 55
extendido de la mezcla, y el 92 % de la densidad teórica máxima (% Gmm), que se
corresponde con la densidad de un hormigón asfáltico en caliente (HMA) con la que el
pavimento se abre al tráfico. El índice con el que se efectúa esta medida se denomina
Compaction Energy Index (CEI). En esta etapa se produce una tasa elevada de
reducción de huecos y está relacionada con la densificación durante la puesta en obra
usando rodillos a altas temperaturas. Mezclas con bajos valores de CEI facilitan la
puesta en obra sin embargo, un valor demasiado bajo de este índice puede ser indicativo
de una mezcla poco resistente a las deformaciones plásticas, por lo que debe ser evitado.
La segunda etapa, representada por el índice Traffic Densification Index (TDI), refleja
la resistencia de las mezclas a la post-compactación debida a las cargas de tráfico
durante su vida de servicio. En este caso, el índice se calcula como el área bajo la curva
desde el 92 % de la Gmm hasta alcanzar el 98 % de la Gmm considerado como una
densidad crítica. En esta parte existe una reducción muy pequeña del porcentaje de
huecos y la estructura de áridos experimenta altos esfuerzos cortantes. Se buscan
mezclas con altos valores de TDI ya que se espera que tengan una mayor resistencia a la
post-compactación debida al tráfico.
Figura 2.29 Índices CEI y TDI en mezclas de árido grueso y fino (Faheem y Bahia, 2004).
TDI= área entre 92% Gmm y 98% Gmm
CEI = área entre el giro 8 y el 92% Gmm
Mezcla de áridos finos
Mezcla de áridos gruesos
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 56
2.4.2.4 Locking Point
Pine, en el año 1997, propuso una alternativa al Ndiseño definido en el método
SUPERPAVE desarrollando el concepto de Locking Point con el objetivo de prevenir la
sobrecompactación y la consecuente degradación de los áridos cuando se empleaba la
SGC. El “Locking Point” se define como el giro en el cual la estructura de árido alcanza
la máxima densidad antes de que los áridos sufran una degradación por un exceso de
compactación.
Este parámetro se desarrolló a partir de comparaciones llevadas a cabo entre los
métodos Marshall y SUPERPAVE. Inicialmente se definió como el primero de los tres
giros consecutivos que presentan la misma altura, cuando están precedidos de dos giros
sucesivos con la misma altura (0,1 mm más altos que el conjunto de 3 ciclos), Figura
2.30. Vavrik y Carpenter (1998), redefinieron el concepto de Locking Point como el
primero de los tres giros consecutivos con la misma altura precedidos por dos conjuntos
de dos giros también con igual altura (cada uno de los cuales es 0,1 mm más alto que el
conjunto posterior), Figura 2.31.
Figura 2.30 Locking Point definido por Pine (1997).
Figura 2.31 Locking Point 3-2-2 revisado por Vavrik y Carpenter (1998) y Buttlar y Harrell
(1998).
El Locking Point está relacionado con la densidad alcanzada en obra (Buttlar y Harrell,
1998). Cuando se compacta una mezcla más allá del Locking Point generalmente resulta
en una degradación del árido que no es representativa de la compactación en obra.
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 57
Estudios posteriores demostraron que el Ndiseño recomendado por el método
SUPERPAVE era mucho mayor que los correspondientes a los Locking Points de las
mezclas, pudiendo llegar a someterlas a altos niveles de compactación durante elevados
periodos de tiempo. En un estudio llevado a cabo por Mohammad y Shamsi (2007) se
diseñaron una serie de mezclas empleando el número de ciclos asociado al Locking
Point como número de giros de diseño, en vez de lo recomendado por el SUPERPAVE.
Los resultados mostraron que mezclas con granulometrías densas estaban diseñadas
correctamente, mantenían una buena resistencia a las deformaciones plásticas y
presentaban una elevada durabilidad. El mayor Locking Point obtenido en este estudio
se correspondía aproximadamente con el 70% del Ndiseño recomendado por el método
SUPERPAVE para la categoría de tráfico pesado.
Además recalcularon los índices definidos por Bahia et al. en el año 1998 como se
muestra en la Figura 2.32. Concluyeron que el CEI respondía a cambios en las
granulometrías de las mezclas. Sin embargo, no encontraron ninguna correlación entre
el TDI y la resistencia a la fractura de las mezclas.
Figura 2.32 Índices volumétricos recalculados a partir del Locking Point (Mohammad y Shamsi, 2007).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 58
2.4.2.5 Gyratory ratio
Este método fue desarrollado por Mallick (1999) con el fin de identificar las mezclas
HMA que presentaban una baja estabilidad con la ayuda de los datos proporcionados
por la SGC. Según el autor, la principal diferencia de comportamiento entre mezclas
estables e inestables era que, en el caso de las estables, la mezcla aumentaba su
resistencia con la densificación, la mantenía al aplicar una compactación adicional y
finalmente permitía disminuir los huecos por debajo de un determinado valor. Las
mezclas inestables sin embargo, inicialmente aumentaban su resistencia pero la perdían
a partir de un determinado punto de densificación, pasando a ser susceptibles a un fallo
de cortante.
El método proponía evaluar la resistencia de las mezclas en dos niveles de
compactación correspondientes al 5% de huecos, donde se espera que la mezcla tenga
una buena resistencia al cortante, y al 2%, donde una mezcla con buen comportamiento
debería presentar una mayor, o por lo menos igual, resistencia al cortante que en el nivel
de compactación correspondiente al 5% de huecos. En las mezclas inestables cuando se
alcanza el 2% de huecos se produce una reducción de la resistencia al cortante
comparado con el 5%.
El Gyration Ratio (GR) es la relación entre el número de giros requeridos para alcanzar
el 2% de huecos y los giros necesarios para llegar al 5% de huecos, ecuación (2.3). Este
parámetro es una indicación del cambio de rigidez que tiene lugar en una mezcla.
%5
%2
N
NCR
(2.3)
Analizando los datos obtenidos con la compactación de los Corps of Engineers y con la
compactadora giratoria, se concluyó que el GR era adecuado para caracterizar las
mezclas HMA. Cálculos teóricos y datos de obra mostraron que un valor de 4 puede ser
empleado para diferenciar entre mezclas estables e inestables, por debajo de este valor
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las mezclas se consideran inestables. Mallick (1999) admitió que su teoría no había sido
verificada a escala real, por lo que eran necesarios más ensayos para poner a punto el
método.
2.4.3 ESTUDIO DEL ESFUERZO CORTANTE DURANTE EL PROCESO DE
COMPACTACIÓN
En los siguientes apartados se ha llevado a cabo una revisión bibliográfica de los
métodos de cálculo existentes en función del tipo de compactador giratorio empleado,
de las variables que más influyen en el esfuerzo cortante, y finalmente de los parámetros
empleados actualmente para cuantificar la resistencia a las mezclas a la compactación.
2.4.3.1 Estimación y medida del Esfuerzo Cortante
Existen en el mercado compactadoras giratorias que, además de la medida del descenso
de la altura de las probetas durante la compactación, permiten el cálculo de la
resistencia que ofrecen las mezclas a la densificación ofreciendo un registro continúo de
los datos de esfuerzo cortante con el número de ciclos aplicado. Entre este tipo de
compactadoras se encuentran la Gyratory Testing Machine (GTM), la Finnish Intensive
Compactor Tester y la SUPERPAVE Compatible Australian Servopac Gyratory
Compactor.
En el caso de las compactadoras giratorias que no ofrecen un registro continuo de los
datos de esfuerzo cortante en función del número de ciclos es necesario realizar
estimaciones o emplear dispositivos auxiliares externos para la medida este parámetro.
McRea (1962 y 1965), desarrolló la ecuación (2.4) a partir de la cual era posible estimar
el esfuerzo cortante aplicado en las mezclas bituminosas durante la compactación con
una máquina giratoria tipo GTM.
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hA
bNDFLWSG ·
)·()···(2
(2.4)
Donde:
SG es el esfuerzo cortante (kN/m2);
F es el rozamiento interno entre las partículas de árido (kN);
D es la distancia de la fuerza resultante al centro (m);
W es e la fuerza aplicada para conseguir el ángulo (kN);
L es el brazo hasta el punto 0 (m);
N es la presión vertical aplicada (kPa);
b es la excentricidad (m);
A y h son el área y la altura respectivamente (m).
Esta ecuación se desarrolló basándose en un análisis de equilibrio de las fuerzas que
actúan en la mezcla y el molde durante la compactación, la Figura 2.33 muestra un
esquema de las mismas.
Figura 2.33 Fuerzas que actúan durante la compactación de mezclas bituminosas con una GTM (McRea, 1965).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 61
McRea despreció la distancia b, argumentando que era demasiado pequeña, y la fuerza
de rozamiento obteniendo la siguiente ecuación.
hA
LWSG ·
··2 (2.5)
Años más tarde, Dessouky (2001) demostró que todos los compactadores giratorios
usados para medir el cortante se basaban en formas alternativas de la ecuación
propuesta por McRea (1965). Además, cuestionó la validez de la ecuación (2.5)
argumentando que McRea tuvo en cuenta las fuerzas externas e internas, Figura 2.33, y
despreció el rozamiento existente entre el molde y la mezcla. Finalmente, llegó a la
conclusión de que para evaluar la estabilidad de las mezclas era mejor emplear la
energía producida por el cortante que basarse solo en su valor.
Dessouky et al. (2004) propusieron una nueva fórmula matemática para estimar el
esfuerzo cortante aplicado en la mitad de una probeta durante la compactación con una
compactadora Servopac 2000. Considerando la mitad de la probeta, Figura 2.34,
calcularon el esfuerzo cortante teniendo en cuenta el sumatorio de las fuerzas en la
dirección horizontal, empleando la ecuación (2.6).
. Figura 2.34 Fuerzas actuando sobre una probeta compactada con una compactadora Servopac
(Dessouky et al. 2004).
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senFFNNS )·()·cos( 2112 (2.6)
Donde:
N1 y N2 son las fuerzas normales que actúan en la mitad de la superficie de la
probeta;
F1 y F2 son las fuerzas de rozamiento resultantes que actúan sobre la mitad de la
superficie de la probeta.
Las fuerzas normales y de rozamiento se pueden calcular con las siguientes ecuaciones:
11 ·2
·· nh
rN (2.7) 22 ·2
·· nh
rN (2.8)
11 ·2
·· fh
rF (2.9) 22 ·2
·· fh
rF (2.10)
Donde,
n1 y n2 son las fuerzas normales promedio;
f1 y f2 son las fuerzas de rozamiento promedio.
Dessouky et al. (2004) asumieron que tanto las fuerzas normales como las de
rozamiento estaban uniformemente distribuidas, y que el coeficiente de rozamiento era
constante durante la compactación. El esfuerzo cortante calculado con la ecuación
anterior indica que éste es función del giro.
La otra forma de determinar el esfuerzo cortante durante el proceso de compactación es
mediante el empleo de dispositivos auxiliares externos. Guler et al. (2000) desarrollaron
un dispositivo llamado Gyratory Load Cell Plate Assembly (GLPA) (Figura 2.35), el
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 63
cual puede ser usado en la compactadora SGC con el fin de medir el esfuerzo cortante
(Figura 2.36).
Figura 2.35 Esquema del dispositivo GLPA (Guler et al., 2000).
Figura 2.36 Representación del dispositivo GLPA colocado en el molde, durante el proceso
de compactación (Guler et al., 2000).
Este dispositivo se basa en que durante la compactación giratoria la presión vertical
constante aplicada, la inclinación del molde y el rozamiento interno de la mezcla actúan
juntos produciendo un gradiente de carga en las superficies superior e inferior de la
probeta (Figura 2.37 A). El GLPA mide el gradiente de carga usando tres células de
carga que están en contacto directo con la probeta (Figura 2.35). Las medidas guardadas
por estas tres células se pueden emplear para triangular a un único punto (punto de
acción), Figura 2.37 B, donde el gradiente de carga se puede representar como una
fuerza en dicho punto.
Figura 2.37 Medida del momento usando el dispositivo GLPA.
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 64
Para diseñar este dispositivo los autores llevaron a cabo un balance energético:
W=U (2.11)
Donde
W es el trabajo debido a las fuerzas externas;
U es la energía total de deformación de la probeta.
M·θ=S·γ·V (2.12)
Donde
M es el momento aplicado durante el giro;
θ es el ángulo girado (radianes);
S es el esfuerzo cortante debido a las fuerzas de fricción (entre el molde y la
muestra).
γ es la deformación angular;
V es el volumen de la muestra en cualquier ciclo.
Bahia denominó a la distancia más corta entre el punto de acción y el eje de la probeta,
excentricidad (e). A partir de las fuerzas medidas por el GLPA es posible calcular la
fuerza resultante (R) y la excentricidad de la misma (e), Figura 2.38.
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Figura 2.38 Fuerzas externas aplicadas y distribución del esfuerzo cortante (Guler et al. 2000).
Guler et al. (2000) afirmaron que el momento era una medida de la resistencia de las
mezclas a la deformación y a la densificación. El momento necesario para aplicar el
ángulo se puede calcular multiplicando la fuerza resultante por la excentricidad para un
ángulo de giro dado. Además, establecieron que en la ecuación (2.13) θ y γ son iguales,
por lo que el esfuerzo cortante (S) puede calcularse, de forma similar a lo que indicaba
McRea, con la siguiente ecuación:
V
M
hA
eRS
·
· (2.13)
Donde:
R es la fuerza resultante (kN);
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 66
e es la excentricidad (m);
A es el área de la probeta (m2);
h es altura de la muestra a cualquier giro (m);
M es el momento (kN·m);
V es el volumen de la probeta (m3).
Presentaron resultados experimentales mostrando que la resistencia a la fricción era
sensible al contenido de ligante, la granulometría y la angulosidad del árido fino.
2.4.3.2 Variables que influyen en el Esfuerzo Cortante
En la bibliografía se encuentran investigaciones centradas en el estudio de las variables
que más influyen en el esfuerzo cortante obtenido con diferentes tipos de compactadores
giratorios. Analizan el efecto tanto de los parámetros de compactación empleados:
número de giros, presión vertical, ángulo de giro y velocidad de rotación, como de las
características de las mezclas.
Siguiendo en esta línea, destaca la investigación llevada a cabo por Faheem y Bahia
(2004) sobre la sensibilidad del esfuerzo cortante, obtenido con el GLPA, a variaciones
en la composición de las mezclas. Concluyeron que en este parámetro influían el
contenido de ligante, la granulometría y el porcentaje de huecos y que resultaba ser un
buen indicador de la estabilidad de las mezclas asfálticas. Según estos autores no había
relación directa entre el esfuerzo cortante (al que denominaron shear frictional
resistance (FR)) y la densidad. En la siguiente figura se representa la evolución del
%Gmm y del esfuerzo cortante en función del número de ciclos aplicados.
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Figura 2.39 Curva volumétrica-estabilidad para mezclas tipo High Volume (HV) fabricadas con un 5% y 6% de ligante (Faheem y Bahia, 2004).
Moutier et al. (1997) estudiaron la evolución del esfuerzo cortante en función del grado
de compactación aplicado. Según el autor, el cortante crecía gradualmente a medida que
el porcentaje de compactación aumentaba hasta alcanzar un valor máximo (Figura
2.40). Las partículas interactuaban unas con otras para una dotación correcta de ligante.
Sin embargo, una excesiva compactación puede llevar a que el ligante sea desplazado de
la zona entre las partículas dando lugar a una posible rotura de las mismas.
Figura 2.40 Esfuerzo cortante máximo (Moutier et al., 1997).
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
80 85 90 95 100
Esf
uer
zo c
ort
ante
% Gmm
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En otro estudio desarrollado por el Departamento de Transportes de Australia (Butcher
1998), empleando en este caso la Australian SGC (Servopac), se evaluó la influencia
tanto de los parámetros de compactación: ángulo de giro, presión vertical y velocidad de
rotación, como de las características de las mezclas en el proceso de compactación.
Gracias a los resultados obtenidos se pudo demostrar que la compactación era muy
sensible al ángulo de giro empleado y a la composición de las mezclas. Se concluyó que
con un ángulo de giro igual o superior a 1º el esfuerzo cortante aumentaba con la
compactación hasta alcanzar un valor máximo a partir del cual comenzaba a decrecer
con los giros aplicados.
En general la reducción del esfuerzo cortante resultaba más significativa en mezclas
fabricadas con betunes de mayor penetración, ya que eran más susceptibles a la
deformación permanente, Figura 2.41.
Figura 2.41 Medida del esfuerzo cortante a diferentes niveles de compactación en mezclas fabricadas (a) con un betún blando (b) con un betún de baja penetración (Butcher 1998).
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2.4.3.3 Parámetros para cuantificar la resistencia de las mezclas a la
densificación
En Tabla 2.16 se recogen los índices más empleados para la caracterización de la
estabilidad y resistencia de las mezclas bituminosas a partir de los resultados del
esfuerzo cortante, bien proporcionados por la compactadora giratoria, o bien medidos o
estimados con los procedimientos descritos anteriormente.
Tabla 2.16 Revisión bibliográfica de los parámetros de medida de la estabilidad y resistencia.
Autor Año Parámetro Ventajas Inconvenientes
Butcher 1998 Pendiente curva %huecos-
ciclos en el ciclo de máximo cortante (Slopema)
-Diferencia las mezclas más rígidas de las más flexibles.
Delage 2000 Compaction Force index
(CFI) Traffic Force Index (TFI)
-Permite determinar qué mezclas se compactan más fácilmente y cuáles son más resistentes a la post-compactación
-Los límites asociados a los índices solo sirven
para el estudio de las mezclas HMA.
Anderson et al. 2002 Stress Ratio (SR) -Es una medida de la resistencia de los áridos a la compactación.
Anderson et al. 2002
Número de giros en el cual se alcanza el máximo
Stress Ratio
(N-Rmax)
- Agrupa las mezclas en función de su estabilidad. -Es sensible al contenido de ligante y la estructura de los áridos.
- No detecta el efecto de la penetración del
ligante en la estabilidad de la mezcla.
Suriyanarayanan 2004 Procedimiento para estudiar el N-Rmax
-Clasifica las mezclas en función de su comportamiento a elevadas temperaturas.
Bayomy et al. Dessouky et al.
(2002); (2004)
Contact Energy Index (CEI)
-Permite identificar las mezclas que presentan una estructura de áridos débil antes de la realización de ensayos de caracterización de mezclas.
-Para el diseño de mezclas es mejor
emplear el valor de GS.
Santi et al. 2007 Estabilidad Giratoria (GS) - Mejor que el CEI para el diseño de mezclas.
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2.4.3.3.1 Slopema
Butcher (1998), empleando una compactadora giratoria Servopac, estudió la evolución
del porcentaje de huecos con el grado de compactación aplicado, y lo relacionó con la
resistencia al cortante de las mezclas. Según el autor, la máxima resistencia al cortante
puede ser la misma para dos mezclas y sin embargo ocurrir a diferentes grados de
compactación. Para realizar esta investigación analizó la pendiente de la curva
%huecos-ciclos en el giro en el cual se alcanzaba el valor máximo del esfuerzo cortante
(Slopema) como parámetro para estudiar la rigidez de las mezclas. La ecuación (2.14)
permite el cálculo de la pendiente.
maxSma N
K
N
vSlope
(2.14)
Donde:
v es el porcentaje de huecos;
K es la pendiente del ajuste %huecos-ciclos;
NSmáx es el ciclo en el cual se alcanza el cortante máximo.
La Figura 2.42 muestra como mezclas fabricadas con diferentes tipos de ligante
experimentan distintos cambios en el porcentaje de huecos en el ciclo en el cual se
aplica máximo de esfuerzo cortante. El autor concluyó que las mezclas más rígidas
presentaban una menor pendiente que las mezclas más flexibles.
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Figura 2.42 Pendiente en el ciclo de máximo cortante (Slopema) (Butcher, 1998).
2.4.3.3.2 Índices TFI y CFI
En un estudio llevado a cabo por Delage (2000) se propone un nuevo método para
interpretar los datos obtenidos con la SGC y el dispositivo GLPA. Para ello, en primer
lugar introdujo el concepto de Resistive Effort (w), calculado mediante la ecuación
(2.15).
hA
Pew
·
···4 (2.15)
Donde:
A es el área de la probeta;
e es la excentricidad de la fuerza resultante;
h es la altura de la muestra en un giro dado;
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 72
P es la magnitud de la fuerza resultante;
θ el ángulo de giro (1,25º).
El Resistive Effort, que tiene unidad de presión, es por tanto una medida del trabajo
llevado a cabo por la SGC por unidad de volumen y para cada giro, suponiendo que el
material es perfectamente viscoso o plástico.
La Figura 2.43 muestra, a modo de ejemplo, la evolución del w en función del número
de giros aplicado. Según los autores se deberían diseñar mezclas en las que el cortante
alcanzara un valor máximo a partir del cual se mantuviera constante.
Figura 2.43 Ejemplo de una curva que relaciona el Resistive Effort con el Nº ciclos (Faheem y Bahia, 2004).
Delage (2000) empleó una técnica similar a los índices volumétricos diseñados por
Bahia et al. (1998). Para ello dividió la curva Resistive Effort-ciclos en dos partes: zona
de puesta en obra y zona de tráfico. La primera, que abarca desde el ciclo 8 hasta que se
alcanza el 92% Gmm, donde se persigue que la mezcla presente un bajo Resistive Effort,
lo que permite que la mezcla sea fácilmente compactable. Esta región viene
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 73
representada por el índice Compaction Force Index (CFI). La segunda está definida por
el índice Traffic Force Index (TFI) y es una medida del trabajo aplicado para cambiar la
densidad de la mezcla desde el 92% hasta el 98% Gmm. Un valor alto de este índice
indica que la mezcla tiene una alta resistencia a la post-compactación debida a las
cargas de tráfico, lo que va a aumentar también su resistencia a las deformaciones
plásticas.
La Figura 2.44 muestra la relación entre estos índices y los descritos por Bahia et al.
(1998). Si se dispone de una compactadora que aporte datos sobre el esfuerzo cortante
con el número de ciclos se pueden obtener los índices CFI y TFI calculando el área bajo
la curva esfuerzo cortante-ciclos empleando los mismos límites definidos por Bahía.
Figura 2.44 Relación índices volumétricos y mecánicos: CEI y TDI, CFI y TFI (Faheem y Bahia, 2004).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 74
En el estudio llevado a cabo por Delage (2000) también se obtuvieron modelos de
regresión que permitían estimar, con altos coeficientes de determinación (R2), los
índices mecánicos (CFI y TFI) a partir de los volumétricos (CEI y TDI). Por lo tanto
ambos índices representan de igual manera el esfuerzo aplicado por los rodillos para
compactar la mezcla hasta la densidad requerida durante la puesta en obra.
Figura 2.45 Correlaciones entre los índices volumétricos y mecánicos.
2.4.3.3.3 El Stress Ratio (SR)
Otro parámetro para cuantificar la resistencia de las mezclas bituminosas a la
densificación es el Stress Ratio (SR) (Anderson et al., 2002). Se calcula dividiendo el
esfuerzo cortante medido en cada giro (S) entre la presión normal aplicada (P).
P
SSR
(2.16)
El SR se puede obtener con cualquier compactadora giratoria comercial capaz de medir
el esfuerzo cortante durante el proceso de compactación. En el caso de compactadores
que no ofrezcan esta posibilidad, el uso de dispositivos externos como el GLPA,
desarrollado por Guler et al., da lugar a resultados aceptables.
Basándose en el SR, los autores definieron el parámetro N-SRmax como el número de
giros en el cual se alcanza el máximo SR, con el fin de identificar mezclas que
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 75
mostraban una gran inestabilidad. Encontraron que el N-SRmax permitía agrupar
correctamente mezclas con buena, regular y mala estabilidad durante el diseño
volumétrico y resultaba sensible al contenido de ligante y la estructura de los áridos. Sin
embargo, no era capaz de detectar el efecto que tenía el empleo de ligantes con distinta
penetración en la estabilidad de la mezcla.
Suriyanarayanan (2004) desarrolló un procedimiento para estudiar el comportamiento
de las mezclas con la temperatura empleando el parámetro SR. Para ello lo representó
en relación con el número de giros en una escala aritmética desde el giro 10 hasta Nmax.
A continuación ajustó la curva cortante-ciclos a una ecuación polinómica de segundo
grado (SR = aN2+bN+c), y fijó el N-SRmax en el giro en el cual la pendiente de la curva
es cero, obteniendo la derivada de la ecuación (ó -b/2a). Según el autor, si log(N-SRmax)
es mayor o igual que 0.95·log(Nmax), es probable que la mezcla presente un buen
comportamiento a alta temperatura. Si N-SRmax es menor que Ndiseño, la mezcla
generalmente presentará un mal comportamiento a altas temperaturas. Si el valor se
encuentra entre ambos límites el comportamiento a alta temperatura probablemente
sería aceptable.
2.4.3.3.4 Índice de Contacto (CEI) y Estabilidad Giratoria (GS)
Bayomy et al. (2002) y Dessouky et al. (2004), empleando una compactadora giratoria
Servopac 2000, estudiaron la respuesta de la mezcla a los esfuerzos aplicados durante la
compactación. Para ello definieron un nuevo índice, el Contact Energy Index (CEI), que
es una medida de la energía empleada para lograr que se produzcan los contactos entre
las partículas de árido. Este índice refleja la estabilidad de la mezcla, y está relacionado
con las fuerzas de rozamiento existentes entre las partículas.
Esta aproximación sirve para identificar las mezclas que presentan una estructura débil
de áridos antes de la realización de ensayos de caracterización. El CEI es sensible a la
variación de los componentes de la mezcla tales como las características de los áridos,
la granulometría o el contenido de ligante, por lo que además puede ser empleado en
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 76
obra para detectar de manera rápida cualquier cambio que pueda afectar negativamente
a la estructura de los áridos o al comportamiento de la mezcla.
Durante el proceso de compactación llevado a cabo con la compactadora giratoria SGC
se pueden diferenciar dos regiones, Figura 2.46. En la primera (Parte A), prácticamente
toda la energía es empleada para reducir el porcentaje de huecos a medida que se
aplican los ciclos es decir, la energía aplicada se utiliza en inducir la deformación
volumétrica. Una vez se han eliminado la mayor parte de los huecos, la energía se
destina a reorientar las partículas aumentando el contacto entre ellas, esto tiene como
consecuencia un aumento de la resistencia al cortante de la mezcla. (Dessouky, 2004).
Figura 2.46 Curva típica de compactación (Bayomy et al., 2002).
Cuando la mezcla alcanza su máxima estabilidad cualquier energía de compactación
adicional se disipa en el deslizamiento de las partículas sin que se produzca ningún
aumento en los contactos entre ellas, lo que hace que no se desarrolle más resistencia al
cortante. Este estado, conocido como “refusal”, se manifiesta al no producirse ningún
cambio en el porcentaje de huecos, lo que significa que la mezcla no es físicamente más
compactable. Por lo tanto, un aumento en el número de giros después de NG2 no tiene
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 77
efecto en la compactación de la mezcla, y la energía consumida en la mezcla desde NG2
hasta Nmax es disipada.
Los cálculos para la evaluación de la estabilidad de la mezcla deben estar enfocados
únicamente en la Parte B de la curva de compactación. La ecuación (2.17), desarrollada
por Dessouky et al. (2004), muestra cómo calcular el CEI mediante la multiplicación de
la deformación vertical por el esfuerzo cortante aplicado. Este índice refleja la
estabilidad de la mezcla debida, en su mayor parte, a los contactos existentes entre sus
partículas de áridos.
2
1
·G
G
N
NedSCEI (2.17)
Donde:
S es el esfuerzo cortante (kN/mm2) aplicado a la mezcla durante la
compactación;
de es la reducción de altura (mm) en cada ciclo en la Parte B, desde NG1 hasta
NG2;
NG1, límite entre las zonas A y B está asociado a una variación de la pendiente
de la curva %huecos-ciclos (K) del 0,001 y se puede obtener a partir de la
siguiente ecuación.
)5,0·1000(1 KINTN G (2.18)
Mecánicamente el desarrollo de la resistencia al cortante en la mezcla está relacionado
con el contacto entre partículas y las propiedades del mástico alrededor del árido grueso.
En los giros iniciales, la mezcla se deforma rápidamente y un cambio en la altura de la
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 78
muestra es principalmente debido a un cambio volumétrico. A partir del giro NG1 la
mezcla empieza a desarrollar resistencia al cortante, la cual se va incrementando hasta
que alcanza su máximo valor en NG2 y a continuación permanece invariable hasta Nmáx.
Sin embargo, si la compactación continúa más allá de este punto surge la posibilidad de
que se produzca un daño en la mezcla y que se produzca una pérdida en la resistencia
debido a pequeñas microfracturas de la superficie de las partículas que están en
contacto. El parámetro que mide la estabilidad giratoria (Gyratory Stability, GS) es un
caso particular del CEI. En este caso se calcula empleando la siguiente ecuación (Santi
et al. 2007).
diseño
G
N
NedSGS
1
· (2.19)
La diferencia con el CEI radica en que en este caso la compactación finaliza cuando se
alcanza el Ndiseño. Por lo que la GS debería ser siempre inferior que el CEI.
2.4.4 MEDIDA DEL TRABAJO DE COMPACTACIÓN
Durante el proceso de compactación con la máquina giratoria, a diferencia que en otros
métodos como el de impacto, la energía aplicada no es constante sino que depende de
las características volumétricas de la mezcla. Como consecuencia de ello, el grado de
compactación está muy relacionado con las características de los áridos (granulometría,
angulosidad y textura de las partículas, etc.). En la literatura se recogen diferentes
métodos para el cálculo de esta energía de compactación.
De Sombre et al. y Chadbourn et al. (1998) utilizaron la compactadora giratoria Filand
Intensive Compactor Tester (ICT) para estimar la energía de compactación en diferentes
mezclas bituminosas. Establecieron que la energía es transferida a la mezcla a través del
momento necesario para producir el movimiento giratorio. Para medir la carga lateral
necesaria para crear este momento colocaron una célula en el pistón del compactador
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 79
(Figura 2.47). La resistencia a cortante de la mezcla debe vencerse durante la
compactación con objeto de alcanzar la densidad requerida. El esfuerzo cortante
aumenta a medida que la mezcla se acerca a su máxima densidad haciendo que su valor
tienda a un valor constante. El valor del esfuerzo cortante (τ) se calcula empleando la
siguiente ecuación:
hA
M
·
·2
(2.20)
Donde:
M es el momento que produce el movimiento giratorio (kN·m);
A es el área de la probeta (m2);
h es la altura de la probeta (m).
Figura 2.47 Parámetros necesarios para el cálculo del esfuerzo cortante (De Sombre et al. y Chadbourn et al., 1998).
Según estos autores el cambio producido en la altura de la probeta durante el proceso de
compactación puede usarse para calcular la cantidad de energía requerida durante la
compactación empleando la ecuación (2.21).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 80
t
rhPPower
n
ii
1
2 )···(
(2.21)
Donde:
n es el número de ciclos;
P es la presión aplicada por el cilindro (kPa);
Δh es la variación de altura para el ciclo i (m);
r es el radio del cilindro (m);
t es el tiempo (s).
Ping et al. (2003) propusieron otro método para calcular el trabajo de compactación,
empleando en este caso una compactadora giratoria Servopac, en la cual la energía se
transfiere a las mezclas a través de una presión vertical constante y de un esfuerzo
cortante. (Figura 2.48).
Figura 2.48 Esquema del proceso de compactación (Ping et al., 2003).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 81
El trabajo asociado a la presión vertical, Wvertical, se puede calcular con la ecuación
(2.22).
hAPWvertical ·· (2.22)
Donde:
P es la presión vertical constante aplicada durante el proceso de compactación
(kN/m2);
A es el área de la probeta (m2);
∆h es la variación de altura experimentada por la probeta durante el ensayo (m).
En cuanto al esfuerzo cortante, su dirección cambia con el tiempo. En un ciclo el valor
del cortante se puede suponer constante. Durante el movimiento giratorio (Figura 2.49),
el centro del plano superior se mueve siguiendo un recorrido circular de radio R igual a
H·θ. Para un ciclo el trabajo realizado por el esfuerzo cortante, WS, se puede calcular
con la ecuación (2.23).
···4·)))·cos((···()))·cos((···(·42
0
hSdsenhSsenhSWWW yxS
(2.23)
Donde
h es la altura de la probeta (m);
S es la fuerza de cortante (kN) calculada S = s·A;
s es el esfuerzo cortante proporcionado por el software (kN/m2);
A es el área de la probeta (m2);
θ es el ángulo de giro (rad).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 82
Figura 2.49 Análisis de las fuerzas verticales y de cortante (Ping et al., 2003).
Käppi y Nordenswan, en el año 2007, desarrollaron una nueva fórmula para obtener el
trabajo de compactación por unidad de masa necesario para compactar una mezcla de
masa m hasta la densidad requerida. Para ello emplearon los datos proporcionados por
una compactadora giratoria modelo ICT, la cual ejerce una presión axial y un esfuerzo
cortante a una mezcla contenida en un molde (Figura 2.50).
Figura 2.50 Esquema del proceso de compactación con una ICT (Käppi y Nordenswan (2007)).
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2. ESTUDIO DEL ESTADO DEL ARTE 83
Ambos esfuerzos son aplicados a través de los platos formando un pequeño ángulo con
el eje longitudinal del cilindro. A medida que el plato de abajo gira el ángulo de giro
produce una acción de amasado que compacta la mezcla. La compactadora ICT mide la
altura de la probeta a partir de la posición del plato inferior para cada ciclo, lo que
permite calcular el volumen y la densidad de la mezcla basándose en la masa de la
misma. El nivel de compactación alcanzado depende de los materiales empleados, del
esfuerzo cortante aplicado y de la densidad teórica máxima de la mezcla. Además de la
densidad, dicha compactadora giratoria mide el esfuerzo cortante aplicado durante la
compactación de las mezclas bituminosas.
El trabajo específico de compactación, Wc (kJ/kg), empleado para obtener la densidad
deseada se puede calcular mediante la siguiente ecuación (Käppi y Nordenswan, 2007).
dVmm
W ICTc ··0 (2.24)
Donde:
m es la masa de la probeta compactada (kg);
V es el volumen de la probeta (m3);
αICT es el ángulo de inclinación de la probeta cilíndrica (rad);
φ es el ángulo total de rotación (2п);
τ es el esfuerzo cortante (kN/mm2);
dβ es el incremento en la rotación.
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 84
3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL
En este capítulo se presenta la metodología experimental y los procedimientos
empleados en el desarrollo de los diferentes ensayos realizados, tanto para el análisis de
la compactabilidad como del comportamiento mecánico de las mezclas estudiadas.
3.1 PROCESO DE FABRICACIÓN
La envuelta de las mezclas se llevó a cabo manualmente y de forma individual en el
caso de las probetas Marshall y de las probetas compactadas con la máquina giratoria.
La masa empleada osciló entre 1250 y 1300 gr dependiendo de la combinación de
áridos y del porcentaje de betún empleado.
En las mezclas compactadas con la compactadora de segmento, empleadas para los
ensayos de pista y fatiga, la envuelta se realizó con una amasadora mecánica
calorifugada que permite mantener la temperatura constante durante todo el proceso.
La Figura 3.1 muestra los pasos seguidos para la fabricación mecánica de las probetas:
1. Se añaden los áridos gruesos.
2. Se adiciona el ligante.
3. Se procede a su homogenización con la amasadora mecánica durante 30
segundos.
4. Se añade el árido fino y el filler y se homogeniza de nuevo la mezcla en la
amasadora durante tres minutos.
5. Para finalizar el proceso se comprueba la temperatura y se vierte la mezcla en el
molde empleado para la compactación de la probeta.
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 85
Figura 3.1 Pasos seguidos para la fabricación de las probetas de pista y fatiga.
1 2
3 4
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 86
3.2 PROCESO DE COMPACTACIÓN
En España, en las especificaciones recogidas en el artículo 542 del PG-3 se proponen
como únicos métodos para la compactación de las mezclas bituminosas en caliente el de
impacto con la compactadora Marshall, para las mezclas de tamaño igual o inferior a 22
milímetros, y el vibratorio, para las mezclas de tamaño de árido superior a 22
milímetros.
En este trabajo se ha decidido estudiar la facilidad de compactación empleando los
métodos de impacto y giratorio. Aunque éste último no está actualmente recogido en la
normativa española, ofrece una información más completa del proceso de densificación
de las mezclas.
Además, para las probetas de pista se ha empleado una compactadora de segmento
según la norma UNE EN 12697-33 (2006).
3.2.1 COMPACTACIÓN POR IMPACTO
De acuerdo con la normativa vigente, se ha utilizado el procedimiento Marshall para
determinar las densidades de referencia. Posteriormente, con objeto de disponer de una
mayor información, se han obtenido las curvas de compactabilidad empleando la
máquina giratoria.
Una diferencia importante entre ambos tipos de compactación, como se ha indicado
anteriormente, es que con el método Marshall se aplica una cantidad fija de energía a la
mezcla. Una maza de 4,55 kg cae desde una altura de 0,46 m e impacta sobre la probeta
un número fijo de veces por cara. La energía potencial aplicada durante la compactación
Marshall, EMarshall (J/kg), se puede calcular usando la ecuación (3.1).
NN ·m
53,20·
m
h·g·m E
probetaprobeta
mazaMarshall (3.1)
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 87
Donde:
N es el número de impactos totales (suma de ambas caras);
mprobeta es la masa de la probeta expresada en kg;
h es la altura que cae la maza (m).
Figura 3.2 Compactadora Marshall (Laboratorio de Caminos de Santander).
3.2.2 COMPACTACIÓN MEDIANTE COMPACTADORA GIRATORIA
En el Laboratorio de Caminos de la Universidad de Cantabria se dispone de una
máquina giratoria modelo ICT, en concreto del modelo de investigación (Controls ICT
76-B0251), que compacta la muestra mediante un principio de corte y compactación.
mmaza=4,55 kg h = 0,46 m
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 88
Figura 3.3 Compactadora giratoria ICT (Laboratorio de Caminos de Santander).
Esta compactadora sigue las directrices establecidas por SHRP/SUPERPAVE y permite
cumplir también la normativa europea. Durante el proceso de compactación se mantiene
una presión vertical constante transmitida por un pistón en la parte superior del molde,
Figura 2.19, y se somete la probeta a un movimiento giratorio que produce un esfuerzo
cortante. Estos dos elementos permiten la reorientación de las partículas, simulando
mejor lo que ocurre en obra. Admite variar el ángulo de giro lo que permite el
cumplimiento de la normativa europea y americana. Siguiendo el Programa Estándar
Europeo se ha fijado el ángulo de compactación en 0,82º, la frecuencia de rotación en
30 rpm y la presión vertical en 600 kPa.
La norma EN 12697-10 (2006) de compactabilidad, en lo que hace referencia a la
máquina giratoria (EN 12697-31, 2006. Preparación de la muestra mediante
compactador giratorio), establece que la relación de la densidad de la mezcla bituminosa
en función del número de ciclos se debe determinar con un número mínimo de 200 giros
y realizando al menos tres ensayos por cada mezcla.
Para las mezclas estudiadas, en las que el tamaño máximo de árido no supera los 22
mm, se ha empleado el molde de menor diámetro (100mm) con dos distanciadores
(Figura 3.4).
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 89
Figura 3.4 Moldes compactadora giratoria modelo ICT.
La máquina giratoria modelo ICT está controlada por ordenador mediante un software
que permite registrar los resultados de altura y momento torsor aplicado y calcular la
densidad, los huecos y el esfuerzo cortante. Para ello almacena hasta 50 medidas de la
altura, densidad y esfuerzo cortante, siguiendo una escala logarítmica que varía desde el
ciclo 1 hasta el 512 (Figura 3.5 y Figura 3.6).
Figura 3.5 Detalle de la evolución de la altura y el esfuerzo cortante con el número de ciclos.
Figura 3.6 Detalle de la evolución de la densidad y el esfuerzo cortante con el número de ciclos.
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 90
3.2.3 COMPACTACIÓN MEDIANTE COMPACTADORA DE SEGMENTO
La compactación de las probetas para su posterior empleo en los ensayos de pista y
resistencia a fatiga, se realiza de acuerdo a la norma UNE EN 12697-33 (2006). Parte
5.2 utilizando un compactador por segmento de rodillo, Figura 3.7.
Figura 3.7 Compactador por segmento de rodillo. Laboratorio de Caminos de Santander (UNE-EN 12697-33).
La carga de compactación se aplica utilizando un servomotor controlado por un
ordenador. Un motor con frecuencia controlada mueve el molde hacia la derecha/
izquierda durante el proceso de compactación. Tanto el rodillo como el molde están
equipados por un dispositivo de calentamiento eléctrico. El proceso completo está
controlado por un programa de ordenador que permite registrar la evolución de la altura
y la carga aplicada en función del número de pasadas del compactador. Las dimensiones
de la probeta son de 410 x 260 mm y una altura variable hasta un máximo de 120 mm.
Esta compactadora permite la aplicación de una energía de compactación prefijada, o
bien fijar la altura final deseada. En este trabajo se ha llevado a cabo la compactación en
secuencia de altura, Figura 3.8, es decir, se han realizado el número de pasadas
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 91
necesario hasta alcanzar la altura requerida que corresponde a la densidad de referencia,
que en este caso coincide con la densidad Marshall (Figura 3.9).
Figura 3.8 Secuencia de compactación empleada. Figura 3.9 Ejemplo curvas altura-
ciclos y carga-ciclos.
3.3 ENSAYOS DE CARACTERIZACIÓN MECÁNICA
Las mezclas bituminosas utilizadas en la ejecución de un firme deben presentar
determinadas características estructurales y funcionales necesarias para garantizar su
resistencia y durabilidad durante el período de diseño. Los ensayos que se han llevado a
cabo en el laboratorio para asegurar la calidad de las mezclas diseñadas se describen a
continuación.
3.3.1 SENSIBILIDAD AL AGUA
Para comprobar la adhesividad árido-ligante se ha realizado un análisis del efecto de la
saturación y de una inmersión acelerada en agua sobre la resistencia a tracción indirecta
en probetas cilíndricas de mezclas bituminosas siguiendo el método de ensayo recogido
en la norma UNE-EN 12697-12 (2006).
44
48
52
56
60
64
68
72
76
80
84
88
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90
Alt
ura
(m
m)
Nº Pasadas
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90
Ca
rga
(kN
)Nº Pasadas
Precompactación Compactación
Alturacorrespondiente
98%ρMarshall
Descarga
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 92
Figura 3.10 Probetas en el sistema de vacío. Figura 3.11 Esquema de la probeta sometida a
tracción indirecta en la prensa.
La razón de la resistencia a la tracción indirecta, ITSR (%), se calcula empleando la
ecuación (3.2)
d
w
ITS
ITSITSR ·100 (3.2)
Donde:
ITSw (kPa) es la resistencia a la tracción indirecta del grupo de probetas
húmedas;
ITSd (kPa) es la resistencia a la tracción indirecta del grupo de probetas secas.
Para la aplicación de las cargas se ha utilizado la máquina universal estática de ensayos
(Figura 3.12), que a través de un sistema informático de captura de datos permite el
cálculo de la carga máxima de rotura.
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 93
Figura 3.12 Máquina universal estática de ensayos (Laboratorio de Caminos Santander).
3.3.2 ENSAYO DE PISTA
Para evaluar la resistencia de las mezclas a las deformaciones plásticas se llevó a cabo el
ensayo de rodadura recogido en la UNE-EN 12697-22, 2006 (dispositivo tamaño pequeño
y procedimiento B). La máquina empleada para dicho ensayo se muestra en la Figura 3.13.
Figura 3.13 Máquina de pista (UNE-EN 12697-22)
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 94
El ensayo se ha realizado a una temperatura de 60ºC. La carga que actúa sobre la rueda es
de 700N. El recorrido que realiza la rueda es de 230mm. La frecuencia del recorrido debe
de ser de 26,5 ciclos de carga cada 60 segundos. Este ensayo dura 10000 ciclos de carga o
hasta que la profundidad de la rodera sea de 20 mm.
Figura 3.14 Medida temperatura probetas ensayo pista.
La pendiente de la deformación en pista en mm para 1000 ciclos de carga, WTSaire, se
calcula con la ecuación (3.3).
5
)( 500010000
aire
ddWTS
(3.3)
Donde:
d10000; d5000 es la profundidad de la rodera después de 10000 y 5000 ciclos (mm).
El resultado final del ensayo de rodadura es el valor medio del WTSaire de dos probetas.
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 95
3.3.3 MÓDULO RESILIENTE
El módulo resiliente se obtiene a partir de la componente elástica cuando se aplican una
serie de cargas cíclicas. Para su determinación, de los métodos especificados en la
norma UNE EN 12697-26 (2006), se ha empleado el recogido en el Anexo C: Ensayo
de tracción indirecta sobre probetas cilíndricas (IT-CY).
Las probetas se compactan con el procedimiento Marshall aplicando 75 impactos por
cara. Siguiendo las indicaciones del artículo 542 del PG-3 la determinación del módulo
resiliente se ha realizado a 20ºC.
Durante el ensayo se aplican 16 cargas cíclicas de 3,6 kN con una duración 124
milisegundos, con periodo de reposo entre aplicaciones. La temperatura de ensayo es de
20 ºC y se registra la deformación diametral horizontal en un plano perpendicular al de
aplicación de la carga.
Figura 3.15 Detalle del seguimiento del ensayo mediante el software específico del ensayo.
Figura 3.16 Detalle de la probeta sometida al ensayo junto con los sensores LVDT.
Para la realización del ensayo se empleó una máquina dinámica Zwick con una célula
de carga de 10 kN, Figura 3.17, y una cuna de ensayo normalizada en Europa.
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 96
Figura 3.17 Máquina Dinámica Zwick (Laboratorio de Caminos de Santander).
El módulo se determina utilizando las mediciones de 5 impulsos de carga (ciclos 11 al
15), para cada impulso de carga se calcula su módulo, aplicando la ecuación (3.4). El
resultado final del módulo resiliente es la media de los 5 impulsos de carga.
hz
vFSm
)27,0·(
(3.4)
Donde:
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 97
Sm es el módulo resiliente expresado en MPa;
F es el valor máximo de la carga vertical aplicada en N;
z es la amplitud de la deformación horizontal obtenida durante el ciclo de carga
en mm;
h es la altura de la probeta en mm;
v es el coeficiente de Poisson.
3.3.4 ENSAYO DE FATIGA
Se entiende por fatiga el deterioro de un material debido a la aplicación de una
solicitación variable a lo largo del tiempo que acorta su vida debido a la generación de
un proceso de fisuración creciente.
El método seleccionado para caracterizar el comportamiento de las mezclas sometidas a
fatiga es el recogido en el Anexo D de la norma EN 12697-24 (2006). Ensayo de
Flexión en 4 puntos sobre probetas prismáticas.
Para la preparación de las probetas, una vez compactadas con la compactadora de
segmento, se procede a su serrado con una sierra de disco (Figura 3.18) de forma que el eje
longitudinal de la probeta sea paralelo al plano de compactación, obteniendo tres probetas
prismáticas.
Figura 3.18 Sierra de disco y probetas ensayo de fatiga.
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 98
Las dimensiones dependen del tamaño máximo de árido de la mezcla ensayada. En el caso
de las mezclas con un tamaño máximo de árido inferior a 22 fueron de 50x63x410. Estas
dimensiones corresponden con las fijadas en la normativa americana ASTM D 7460 (2008)
independientemente del tamaño de árido. Con ellas se cumple también con la normativa
UNE-EN 12697-24 (2006) que establece que la anchura B y la altura H de la probeta
deberían ser al menos igual a tres veces el tamaño máximo de árido (D) del material
sometido a ensayo, aunque esta relación puede relajarse a 2,5·D para valores grandes de D.
En las mezclas AC22 las dimensiones utilizadas fueron de 60x63x410, con ello se pretende
ajustarse más a la normativa europea.
Figura 3.19 Dimensiones probetas prismáticas.
En ningún caso se cumple con la separación entre apoyos marcada por la normativa
europea que recomienda que la longitud efectiva no debería ser menor que seis veces el
valor máximo de la anchura B o de la altura H. En este caso la separación entre apoyos
es de 5,6 veces el valor de la anchura B es decir, los 118,5 mm que marca la norma
ASTM D 7460 (2008) (Figura 3.21). Esta separación es muy utilizada en ensayo de
fatiga, lo que permite comparar los resultados obtenidos con los de otros laboratorios.
La cuna permite la rotación y traslación libre en todos los puntos de carga y de reacción
(Figura 3.20).
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 99
1. Carga aplicada; 2. Reacción; 3. Probeta; 4. Mordaza de la probeta 5. Deflexión; 6.
Retorno a la posición original; 7. Traslación y rotación libres
Figura 3.20 Principios básicos del ensayo de flexión en 4 puntos (norma
UNE).
Figura 3.21 Esquema de la cuna de ensayo de fatiga.
Después del serrado las probetas se dejan secar al aire y a continuación, se almacenan
apoyadas sobre una superficie totalmente plana en un local seco a una temperatura de
20ºC hasta masa constante. Pasado el tiempo de almacenamiento y tras acondicionar la
cámara termostática y el equipo de aplicación de la carga a la temperatura de ensayo
(20ºC), durante un mínimo de 24 horas, se procede a la realización del ensayo de fatiga
empleando la cuna de ensayo representada en la Figura 3.22.
Figura 3.22 Cuna de ensayo de flexión a 4 puntos en probetas prismáticas.
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 100
En la Figura 3.23 se representan las tres fases que se dan durante el ensayo de fatiga. En
la primera zona “fase de adaptación” se produce un descenso brusco del módulo debido
a la acumulación de tensiones. Sin embargo, este descenso no se puede atribuir
únicamente al daño por fatiga, el calentamiento de la mezcla, la tixotropía y otros
efectos locales también influyen de manera importante. En la zona secundaria o fase
“cuasi-estacionaria” el papel de la fatiga en la reducción del módulo es predominante,
por lo que para caracterizar la evolución del daño a fatiga se estudia esta fase. Por
último, en la zona terciaria o “fase de fallo” comienzan a producirse las macro-grietas y
tiene lugar el fallo global (Di Benedetto et al. 2004).
Figura 3.23 Evolución del módulo de rigidez con el número de ciclos.
El método de ensayo empleado ha sido el de deformación controlada, que consiste en
someter las probetas a una deformación alternada repetida hasta que tiene lugar el fallo
por fatiga. La solicitación aplicada varía sinusoidalmente siendo su frecuencia de 10 Hz
con una precisión de 0,1 Hz. Con ello se cumple tanto la normativa europea (UNE-EN
12697-24 (2006)), que establece que la frecuencia de la carga debe estar en la gama de 0
a 60 Hz, como la americana, (ASTM D 7460 (2008)) según la cual, la frecuencia se
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
14000
0 200000 400000 600000 800000 1000000
E*
[MP
a]
Ciclos
Zona terciaria
Zona secundaria
Zonaprimaria ΔE*
Δt
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 101
debe encontrar en el rango de 5 a 10 Hz, siendo la frecuencia de 10Hz la habitualmente
utilizada.
Para cada ensayo la probeta se apoya sobre una de las caras serradas de 63 mm y se
posicionan dos mordazas interiores y dos exteriores simétricamente con respecto al
centro de la probeta prismática Ltot/2. Las dos mordazas interiores someten a la probeta
a una deformación sinoidal con una deflexión fijada registrándose tanto la fuerza
aplicada y la deflexión impuesta como el desfase entre la fuerza y la deflexión en
función del tiempo. En la Figura 3.24 se recoge un ejemplo del seguimiento del ensayo.
Figura 3.24 Detalle del seguimiento del ensayo mediante el software específico del ensayo.
El criterio de fallo por fatiga en mezclas bituminosas a desplazamiento o deformación
controlada (Figura 3.25) establece que la probeta ha fallado cuando su rigidez inicial se
reduce a la mitad. La vida hasta la rotura se calcula como el número total de aplicaciones
de carga realizadas hasta que el módulo requerido para mantener la deformación impuesta
Deformación unitaria impuesta
Desviación del cero de carga
Carga en función del Nº ciclos
Posición del Actuador
Evolución de la Carga en función del Nº ciclos
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 102
se reduce a la mitad del inicial (Ciclo 100), o lo que es equivalente, a que la carga final
para obtener la deformación impuesta quede reducida a la mitad de la carga inicial.
Figura 3.25 Criterio de fallo empleado en el estudio de la vida a fatiga.
Las leyes de fatiga, Figura 3.26, son la relación entre la duración o vida a fatiga del
material y la deformación unitaria producida por la solicitación. Para su determinación
experimental en el laboratorio se han ensayado las probetas a distintos niveles de
deformación impuesta. Cada ensayo corresponde a un punto dentro de la ley de fatiga
de la mezcla que viene definida por la ecuación (3.5).
)(· )( 1 LnAANLn o (3.5)
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0 100.000 200.000 300.000 400.000 500.000
E*
[MP
a]
Ciclos
Módulo de rigidez E* Final de la vida a fatiga
E*/2
E*/2
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3. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL 103
Donde:
N es el número de ciclos que soporta la solicitación antes de romperse por
fatiga;
ε es la deformación unitaria de tracción (mm/m);
A1 y A2 son constantes que describen el comportamiento a fatiga del material.
Figura 3.26 Resultados del ensayo de fatiga proporcionados por el software.
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 104
4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO
ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN Y
COMPACTACIÓN DE MEZCLAS BITUMINOSAS
En este capítulo se recoge el procedimiento desarrollado para la medida del consumo
energético durante la fabricación de mezclas bituminosas, empleando una amasadora
mecánica, y en su compactación con la compactadora giratoria ICT.
4.1 MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO DURANTE LA FABRICACIÓN
El consumo de energía durante el proceso de fabricación de una mezcla consta de tres
sumandos: la energía necesaria para calentar los áridos y el betún, para evaporar la
humedad de los áridos y la empleada para envolver la mezcla, ecuación (4.1).
Efabricación = Ecalentamiento + Eevaporación + Eenvuelta (4.1)
4.1.1 MEDIDA DE LA ENERGÍA DE CALENTAMIENTO Y EVAPORACIÓN
Para calcular la energía por unidad de masa (J/kg) consumida durante el calentamiento
del betún y de los áridos se emplearon las siguientes ecuaciones:
m
QaguaQbetúnQáridos aguabetúnaridos
·100
·%·%·%E ntocalentamie
(4.2)
ni
iii
ii TTCpCp
mQ1
11 )·(
2· (4.3)
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 105
Donde:
Q (J) representa calor aportado al sistema. Se evalúa para los diferentes
componentes (áridos, ligante y agua);
m es la masa de la mezcla kg;
n es el número de escalones en que se ha dividido la curva calor específico-
temperatura;
Cpi es el calor específico J/(kg°C) para una temperatura Ti de cada uno de los
componentes;
T1 es la temperatura ambiente (en todos los casos se ha considerado 20ºC);
Tn+1 es 165ºC en el caso del betún y de los áridos, y 100ºC para el agua.
El calor específico (Cp) se obtuvo mediante calorimetría diferencial de barrido (del
inglés: Differential Scanning Calorimetry o DSC). La DSC es una técnica
termoanalítica que mide la variación del flujo de calor entre una muestra y una de
referencia cuando se la somete a una temperatura en una atmósfera controlada. En las
siguientes gráficas se recoge el calor específico (J/gºC) de los diferentes materiales
empleados en este estudio en función de la temperatura.
(a) (b)
Figura 4.1 Medida del calor específico (Cp) de los ligantes en función de la temperatura (a) B-13/22, (b) B-60/70.
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220
Cp
(J/g
·ºC
)
Temperatura (ºC)
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220
Cp
(J/g
·ºC
)
Temperatura (ºC)
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 106
Figura 4.2 Medida del calor específico (Cp) de la ofita en función de la temperatura.
Figura 4.3 Medida del calor específico (Cp) de la caliza en función de la temperatura.
Figura 4.4 Medida del calor específico (Cp) de la cuarcita en función de la temperatura.
El calor de evaporación del agua contenida en los áridos se ha calculado con la siguiente
ecuación.
)·( E fase cambio vivfV MML (4.4)
Donde:
Ecambio fase es la energía de evaporación del agua (kJ);
Lv es el calor latente de vaporización del agua (2257 kJ/kg);
Mvi y Mvf son la masa inicial y final de vapor en kg respectivamente (kg).
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 107
4.1.2 ENERGÍA CONSUMIDA DURANTE EL PROCESO DE ENVUELTA
El proceso de envuelta de las mezclas se llevó a cabo con una amasadora mecánica
calorifugada. Esta amasadora permitía mantener la temperatura constante durante todo
el proceso.
Para poder comparar el consumo energético durante el amasado de diferentes tipos de
mezclas el procedimiento más adecuado consistiría en la medida del par motor de las
hélices de la amasadora. Sin embargo, para ello sería necesario emplear un nuevo
equipo o realizar una modificación sustancial de la máquina de la que se dispone, por lo
que se optó por un sistema mucho más sencillo consistente en medir el consumo del
motor empleado para mover las palas de la amasadora mecánica. Para lo cual se utilizó
el analizador de potencia (Figura 4.5) conectado únicamente al motor encargado del
movimiento de las hélices (sin tener en cuenta el consumo asociado al mantenimiento
de la temperatura de las mezclas).
Durante el proceso de envuelta se registró en cada segundo la potencia consumida
conectando un vatímetro a un ordenador (Figura 4.6).
Figura 4.5 Analizador de potencia. Figura 4.6 Software de recogida de datos de consumo.
Aunque este sistema resulta a priori menos preciso que la medida del par motor, sí que
permite realizar un estudio de tipo cualitativo y de esta forma, determinar qué tipo de
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 108
mezclas se envuelven más fácilmente. El procedimiento de medida consta de los
siguientes pasos:
1. Se pesa una masa correspondiente a tres probetas Marshall (3600 gramos de
árido). Los áridos se calientan 20ºC por encima de la temperatura
recomendada por la normativa para el betún, en función de su penetración.
2. El termostato de la amasadora se regula también 20ºC por encima de la
temperatura de envuelta con el fin de contrarrestar las pérdidas de calor
durante el proceso de amasado. Una vez que se estabiliza la temperatura se
añaden el árido y a continuación el ligante.
Figura 4.7 Panel de control de la amasadora mecánica.
3. Se conecta el medidor de potencia y se arranca la amasadora, registrándose la
evolución con el tiempo del consumo energético (W·h). Como el tiempo de
arranque puede provocar ligeras desviaciones iniciales se decidió tener en
cuenta únicamente los valores a partir del quinto segundo, en el cual se
estabiliza la velocidad de giro de la amasadora con lo que se disminuyen los
errores de medida.
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 109
Como se comprueba en la Figura 4.8, donde se representa el consumo energético en
función del tiempo, la energía acumulada durante el proceso de envuelta de los áridos es
prácticamente lineal. Esto es debido a que al estar calorifugado el cazo de la amasadora
la temperatura se mantenía prácticamente constante durante el registro, que en todos los
casos fue de 180 segundos.
Figura 4.8 Evolución del consumo energético durante el proceso de amasado con el tiempo.
Al comparar el consumo durante el proceso de amasado de diferentes tipos de mezclas
se observó que se obtenían curvas energía-tiempo muy similares que no permitían
realizar un estudio comparativo adecuado. Por ello se decidió, en vez de representar el
consumo energético total, estudiar la diferencia de consumo (∆E) entre una mezcla en la
que se hayan modificado diferentes parámetros (dotación y tipo de ligante, angulosidad
del árido, etc.) y una mezcla de referencia.
REFERENCIAMEZCLA E - E E (4.5)
Como EREFERENCIA se han tomado los consumos correspondientes a amasadas en blanco
es decir, de los áridos sin ligante.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180
E (W
.h)
t(s)
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 110
En la Figura 4.9 se muestra un ejemplo de la diferencia del consumo energético (∆E) en
función del tiempo, donde se dan los siguientes casos:
Si la pendiente de la curva es nula, indica que el consumo de energía es el
mismo en ambas mezclas.
Si la pendiente es mayor que 0, indica que la mezcla tiene un mayor consumo
que la de referencia.
Si la pendiente es menor que 0, se produce una disminución de la energía con
respecto a la mezcla de referencia.
Figura 4.9 Gráfico de la variación del consumo energético con el tiempo.
Para facilitar la interpretación global de los datos y realizar un mejor estudio
comparativo (de tipo cualitativo), se definió un índice que estima la variación del
consumo energético en función del tiempo de envuelta, y que se corresponde con la
pendiente de la recta (θfab) representada en la gráfica anterior. Este índice se puede
calcular empleando la ecuación (4.6).
-0,5
-0,4
-0,3
-0,2
-0,1
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180
Var
iaci
ón e
nerg
ía (
W.h
)
t (s)
Mayor consumo Menor Consumo Mismo consumo
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 111
mFab ·t
E
envuelta
(4.6)
Donde:
θfab es la pendiente en W/kg;
ΔE es la variación de energía en W·h;
t es el tiempo de envuelta en h;
m es la masa de la muestra en kg.
4.2 MEDIDA DE LA COMPACTABILIDAD DE LAS MEZCLAS CON LA
COMPACTADORA GIRATORIA
Es posible hacer varias consideraciones a partir de la curva de compactación trazada en
tiempo real por el software de la compactadora ICT (Figura 4.10).
.
Figura 4.10 Datos proporcionados por el software de la compactadora giratoria ICT.
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 112
Como ya se ha indicado en el estado del arte, la normativa europea UNE-EN 12697-10
recomienda la realización de un ajuste de la curva %huecos-ciclos empleando la
ecuación (2.2) para la obtención del factor de compactabilidad (factor K).
NLnKvvN ·1 (2.2)
Donde:
vN es el porcentaje de huecos en mezcla para un número de ciclos N;
v1 es el porcentaje de huecos calculado para el ciclo 1;
K es la pendiente del ajuste semilogarítmico realizado;
N es el número de giros aplicados por la máquina giratoria.
Este factor es aplicable en mezclas con huecos iniciales (v1) similares; en estos casos un
mayor valor de K implica una mayor facilidad de compactación de la mezcla. En
cambio, cuando los huecos iniciales son diferentes emplear únicamente el factor K
como parámetro de medida de la facilidad compactación puede llevar a errores.
En este trabajo de investigación se han analizado mezclas muy diferentes que van desde
mezclas convencionales a mezclas de alto módulo, mezclas continuas a discontinuas,
con árido de machaqueo y árido rodado, etc., por lo que el empleo del factor K no
resultaba adecuado para la determinación de su compactabilidad.
A título de ejemplo, en las curvas representadas en la Figura 4.11, correspondientes a
dos mezclas empleadas en este estudio, el criterio del compactabilidad del factor K sí
que es razonable.
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 113
Figura 4.11 Factor K para mezclas fabricadas que parten de huecos iniciales similares.
En cambio, en la Figura 4.12 la curva superior presenta una mayor pendiente pero
resulta más complicada de compactar ya que parte de un porcentaje de huecos iniciales
superior.
Figura 4.12 Factor K para mezclas fabricadas que parten de huecos iniciales diferentes.
02468
101214161820222426
1 10 100 1000
% H
ueco
s (
v)
Nº Ciclos (N)
v= -3,96 ·ln(N) + 23,91 R² = 0,973
K1
K2
Huecos iniciales similares
v= -3,90 ·ln(N) + 24,01 R² = 0,963
Mezcla más compactable
(K2>K1)
v= -2,75·ln(N) + 14,17R² = 0,981
02468
101214161820222426
1 10 100 1000
% H
uec
os
(v)
Nº Ciclos (N)
K1
K2
Huecos iniciales diferentes
v=-3,90·ln(N) + 24,01 R² = 0,963
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 114
Por este motivo, en esta tesis se han definido métodos alternativos que estiman mejor la
facilidad de compactación de las mezclas bituminosas. En los siguientes apartados se
definen unos nuevos índices basados por una parte en la curva %huecos-ciclos, y por
otra, en el cálculo de la energía a partir del esfuerzo cortante.
4.2.1 DEFINICIÓN DE ÍNDICES PARA EL ESTUDIO DE LOS PROCESOS
DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN DE LAS MEZCLAS
BITUMINOSAS
Como ya se ha indicado en el estado del arte, existen criterios mejores que el asociado
al factor K basados en los criterios de diseño del método SUPERPAVE referentes a
mezclas tipo HMA. Entre los cuales se destacan los dos índices desarrollados por Bahia
et al. (1998) determinados a partir de la curva que relaciona el porcentaje de la densidad
máxima teórica alcanzado (%Gmm) con el número de ciclos aplicado por una
compactadora giratoria. El primer índice, relacionado con la facilidad de compactación
en la puesta en obra, se calcula como el área encerrada bajo la curva entre el ciclo 8 y el
92% Gmm. El segundo índice corresponde al área encerrada entre el 92 y el 98% Gmm, y
está relacionado con la resistencia a la post-compactación del tráfico.
Estos límites están contrastados para mezclas HMA, en las que el grado de
compactación requerido es del orden del 95% Gmm; sin embargo, se deberían modificar
cuando se analizan mezclas en las que el grado de compactación o porcentaje de huecos
objetivo es muy diferente. Por ejemplo, no tienen sentido para una mezcla de tipo
discontinuo BBTM B o drenante PA, en las que la densidad alcanzada, por mucho que
se intente compactar, nunca llegará a ser del 98% Gmm.
Un criterio más lógico consiste en fijar unos límites variables en función del grado de
compactación exigible a cada tipo de mezcla en concreto. Siguiendo en esta línea, se
han definido dos nuevos índices que permiten comparar la compactabilidad de mezclas
con porcentajes de huecos muy diferentes. Las modificaciones introducidas en el
criterio de Bahia et al. (1998) han sido en primer lugar, el empleo de la curva %huecos-
ciclos en vez de la curva %Gmm-ciclos para facilitar el tratamiento de los datos, aunque
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 115
ambas curvas son equivalentes. La otra modificación de mayor relevancia como ya se
ha indicado, es el empleo de unos límites variables en función de la granulometría
seleccionada basados en el porcentaje de huecos correspondientes al ensayo Marshall.
La utilización del Marshall como ensayo de referencia se ha escogido debido a que en
España las especificaciones relativas a huecos están basadas en este procedimiento; no
obstante, otro criterio válido podría ser determinar las densidades correspondientes a un
número fijo de giros de la máquina giratoria.
El primer índice, relacionado con la medida de la compactabilidad, se ha denominado
Mix Stability Index (MSI) y se determina calculando el área sobre la curva de
compactación desde el giro 8 hasta los giros necesarios para alcanzar un porcentaje de
huecos correspondientes al 98% de la densidad Marshall (%v98%ρMarshall). El segundo
índice, Mix Resistance Index (MRI), representa la capacidad de la mezcla bituminosa de
resistir la densificación bajo las cargas de tráfico durante su vida de servicio. Se define
como el área sobre la curva desde el giro en el cual se alcanza un porcentaje de huecos
correspondiente al 98% de la densidad Marshall hasta el giro en el que se consigue un
grado de compactación correspondiente a los huecos Marshall menos un 2,5%
(%vMarhall- 2,5%). En la Figura 4.13 se lleva a cabo una representación gráfica de ambos
índices para una mejor comprensión de los mismos.
Figura 4.13 Definición de los índices MSI y MRI para una mezcla con granulometría AC22MAM y ligante B-60/70.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400
% H
uec
os
(v)
Nº Ciclos (N)
MRI
MSI
%v98% ρMarshall % vMarshall - 2,5%
Ciclo 8
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 116
Al igual que indicaba Bahia, valores pequeños de MSI son deseables porque representan
una mezcla que es más trabajable y fácil de compactar; sin embargo, existe un límite por
debajo del cual las mezclas presentan una baja resistencia, por lo que valores muy bajos
de este índice no son deseables. En cuanto al segundo índice, resulta importante que las
mezclas posean un alto valor de MRI ya que esto indica que tendrán mayor resistencia a
las deformaciones plásticas.
En el capítulo 5 se ha llevado a cabo una justificación de los límites variables
seleccionados para el de cálculo de los índices definidos, para ello se han empleando
mezclas de diferentes tipologías.
4.2.2 ESTUDIO DEL CONSUMO ENERGÉTICO A PARTIR DEL
ESFUERZO CORTANTE
4.2.2.1 Introducción
La facilidad de compactación de las mezclas se puede estimar a partir del esfuerzo
cortante. En general, a medida que la mezcla se compacta el esfuerzo cortante aumenta,
y si la mezcla presenta un rozamiento interno adecuado el valor del cortante se mantiene
en unos valores elevados. Sin embargo, en mezclas con bajo rozamiento interno se
produce un descenso del esfuerzo cortante al alcanzar un determinado grado de
compactación considerado como crítico, lo que puede dar lugar a problemas de
estabilidad.
Delage (2000), como se indicó en el segundo capítulo, empleó una técnica similar a los
índices volumétricos diseñados por Bahia et al. (1998) a partir de la curva de cortante.
Para ello la dividió en dos partes: la zona de construcción para medir la compactabilidad
en obra, representada por el índice Compaction Force Index (CFI) obtenido mediante el
cálculo del área bajo la curva entre el giro 8 y 92% Gmm; y la zona de tráfico,
representada por el índice Traffic Force Index (TFI), que es una medida del trabajo
aplicado para cambiar la densidad de la mezcla desde el 92% hasta el 98% Gmm.
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 117
En esta tesis se propone otra forma de estudiar la compactabilidad basada en la energía
(kJ/kg) empleada por la máquina giratoria calculada a partir del esfuerzo cortante.
Como ya se ha recogido en el estado del arte, apartados 2.4.3 y 2.4.4, diversos autores
(McRea, Delage, Guler, Bahia, etc.) han definido métodos para la estimación del
esfuerzo cortante así como del trabajo realizado durante el proceso de compactación con
diferentes versiones de la máquina giratoria.
De acuerdo a estos modelos el trabajo total consumido durante la compactación es la
suma del trabajo (W1) debido a la fuerza resultante (R) y el trabajo (W2) debido al
momento que origina la excentricidad de la carga aplicada (M). El trabajo por unidad de
masa asociado a la fuerza resultante debida a compresión simple (m
W1 ) se calcula
mediante la ecuación (4.7). Este trabajo, tras las experiencias realizadas, se puede
considerar despreciable frente a m
W 2 .
m
hAp
m
W
··1 (4.7)
Donde:
p (kPa) es la presión vertical aplicada sobre la probeta. Esta presión permanece
constante durante todo el ensayo y según la normativa europea su valor es de
600 kPa;
A (m) es el área de la probeta también es constante, ya que el diámetro de la
probeta (0,1 m) no varía durante el ensayo al estar confinada;
∆h (m) es el acortamiento sufrido por la probeta durante el proceso de
compactación.
El trabajo W2, realizado por el momento M, está relacionado con los esfuerzos cortantes
que se manifiestan en la probeta. La energía es transferida a la muestra a través del
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 118
momento necesario para realizar la acción de giro. Del modelo básico propuesto por
Guler, 2000, ecuaciones (2.11) y (2.12), se deduce que: eRM · y que .
Por otro lado, los compactadores utilizados disponen de células de carga situadas en el
pistón que ejerce la presión sobre la muestra. Esto permite evaluar la excentricidad de la
fuerza resultante, y con ello el momento.
4.2.2.2 Aplicación al compactador giratorio modelo ICT
Se expone a continuación, para el compactador giratorio ICT empleado en los ensayos
realizados en esta tesis, un modelo que permite estimar el trabajo por unidad de masa
asociado al movimiento giratorio producido en cada ciclo (Figura 4.14), y su relación
con el esfuerzo cortante.
Figura 4.14 Esquema del movimiento giratorio producido en cada ciclo.
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 119
Para la estimación del trabajo (m
W2 ), calculado con la ecuación (4.8), son necesarios los
datos de la evolución del esfuerzo cortante (S) y de la altura con el número de ciclos
aplicados (Figura 4.15, Figura 4.16).
Figura 4.15 Evolución del esfuerzo cortante (S) con el número de ciclos aplicados (N).
Figura 4.16 Evolución de la altura con el número de ciclos aplicados (N).
m
DF
m
W ·2 (4.8)
Donde:
F (kN) es la fuerza resultante del esfuerzo cortante debido a la fricción medido
en cada ciclo. Se calcula a partir de la siguiente ecuación:
ASdASFA
·· (4.9)
o S es el esfuerzo cortante medio de un ciclo (kN/m2) y A es el área del
molde (m2).
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
S (k
N/m
2)
Nº Ciclos (N)
0,000
0,010
0,020
0,030
0,040
0,050
0,060
0,070
0,080
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
Alt
ura
(m)
Nº Ciclos (N)
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 120
D es el desplazamiento producido en un giro. En este compactador el
movimiento que desplaza los esfuerzos cortantes es básicamente una traslación
circular de la placa de apoyo inferior, es decir, todos los puntos sufren el mismo
desplazamiento (Figura 4.17), siendo el radio de esta translación circular la
excentricidad (que puede suponerse ·he ).
2
0
2
0
2
0
··· dhdedDD (4.10)
Figura 4.17 Diferencial del desplazamiento (dD) en cada incremento de rotación (dβ).
Con lo cual, teniendo en cuenta que en cada ciclo el giro β es 2п, el trabajo por unidad
de masa en cada ciclo se puede calcular con la ecuación (4.11). Esta expresión es
coherente con la propuesta por Käppi, A. y Nordenswan, E. (2007).
2
0
2
0
2
0
······
m
dhAS
m
deF
m
dW (4.11)
Como la máquina proporciona valores del esfuerzo cortante en cada ciclo i, el trabajo
por unidad de masa en un ciclo dado se calcula con la ecuación (4.12).
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4. PROCEDIMIENTO PARA LA MEDIDA DEL CONSUMO ENERGÉTICO 121
······2
m
ShA
m
W iii (4.12)
A lo largo del proceso de compactación tanto el área como el ángulo α se mantienen
constantes, por lo que el trabajo por unidad de masa al aplicar N ciclos puede calcularse
mediante la expresión (4.13).
i
N
i
Ni Sh
m
A
m
W
m
W·
···2
11
2
(4.13)
Donde:
Si (kN/m2) es el esfuerzo medido en cada ciclo;
hi (m) es la altura de la probeta en cada ciclo i;
A(m2) es el área de la probeta;
α (rad) es el ángulo de inclinación de la probeta cilíndrica;
N es el número total de ciclos aplicados.
Según indica el fabricante la máquina giratoria calcula el esfuerzo cortante
indirectamente. Mediante células de carga evalúa la excentricidad de F calculando su
momento y a través de él el esfuerzo cortante medio (S) utilizando la fórmula que está
recogida en el manual (ecuación 4.14).
hA
MS
·
·2 (4.14)
Esta ecuación está relacionada con la propuesta por Mc Rea, en 1965, para un
compactador GTM, que se considera un ICT (ecuación 2.5); y con la definida por De
Sombre et al. y Chadbourn et al. (1998) (ecuación 2.20), empleando la compactadora
giratoria Filand Intensive Compactor Tester (ICT).
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 122
5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS LÍMITES DE LOS
ÍNDICES VOLUMÉTRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS ÍNDICES
ENERGÉTICOS
En este capítulo se recoge el trabajo realizado con el fin de contrastar los límites
variables ya establecidos para la definición de los índices volumétricos calculados a
partir de la curva %huecos-ciclos proporcionada por la compactadora giratoria. Para ello
se han realizado estudios de compactabilidad con tres tipos de compactadores: la
compactadora Marshall, con objeto de determinar la densidad de referencia, la máquina
giratoria, para obtener las curvas de compactación, y la compactadora de segmento, para
estudiar el comportamiento frente a la post-compactación de las mezclas seleccionadas.
También se han definido dos nuevos índices de tipo energético, obtenidos a partir de los
datos del esfuerzo cortante aplicado durante el proceso de compactación, que permiten
estimar el consumo energético durante los procesos de compactación y post-
compactación.
5.1 MEZCLAS SELECCIONADAS PARA EL ESTUDIO
Además de las mezclas convencionales AC se han empleado en este trabajo otros tres
tipos de granulometrías, en concreto las BBTM, PA y SMA, las dos primeras recogidas
en la normativa española y la última en la europea. Con ello se han considerado una
amplia gama de las mezclas usadas en España. El motivo principal para incluir en el
estudio las mezclas discontinuas y drenantes fue que su contenido de huecos en mezcla
objetivo es muy distinto al de las mezclas continuas tipo AC, y demostrar que no es
posible establecer unos límites fijos para el cálculo de los índices independientemente
del tipo de granulometría.
En la Tabla 5.1 se recogen los porcentajes de huecos en mezcla habitualmente exigidos
para los diferentes tipos de granulometrías, que oscilaron entre el 4% y el 20%, y con
qué energía de compactación de la compactadora Marshall se deben alcanzar.
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 123
Tabla 5.1 Contenido de huecos en mezcla (UNE-EN 12697-8) y grado de compactación aplicado en probetas (UNE-EN 12697-30).
Tipo mezcla Impactos/cara % Huecos
AC22 75 4-6
BBTM 11A 50 ≥4
BBTM 11B 50 ≥12
Drenate (PA) 50 ≥20
SMA 10* 50 4-6
*Valores habitualmente empleados para las mezclas SMA.
5.1.1 MATERIALES SELECCIONADOS
Ligantes hidrocarbonados
Para llevar a cabo el estudio de la influencia del tipo y contenido de betún en los índices
definidos se emplearon tres betunes convencionales de diferentes penetraciones: B-
60/70, B-40/50 y B-13/22.
En el caso de las mezclas SMA y BBTM se estudió además la influencia del ligante
modificado BM, cuyas especificaciones se recogen en la Tabla 5.2.
Tabla 5.2 Especificaciones ligante BM (Repsol YPF).
Ensayo Unidad Norma BM baja viscosidad
M2010-488
Penetración a 25ºC dmm EN 1426 31
Punto de reblandecimiento ºC EN 1427 86,4
Punto de inflamación ºC NLT 127 ≥ 235
Densidad relativa 25ºC/25ºC NLT 122 ≥ 1
Viscosidad Brookfield ( 180ºC) cP 211
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 124
Áridos
Se han empleado dos tipos de árido, uno de naturaleza ofítica y otro de tipo calizo.
Árido grueso
El árido ofítico de machaqueo posee un índice de lajas de 12 y un coeficiente de los
Ángeles de 16, cumpliendo así las especificaciones propuestas por el PG-3 en los
artículos 542 y 543.
Árido fino
El árido fino empleado fue de tipo calizo procedente de trituración en cantera, con un
coeficiente de Los Ángeles de 22 y un equivalente de arena de 60.
Filler
Se empleó filler calizo como filler de aportación.
Figura 5.1 Tipos de árido empleados en el estudio.
Fibras de celulosa VIATOP®
Las mezclas SMA se fabricaron con un ligante modificado (BM) y con tres ligantes
convencionales. En el caso de los ligantes convencionales se adicionaron además, como
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 125
suele ser habitual en este tipo de mezclas, fibras de celulosa VIATOP® en forma de
“pellets”. Según el fabricante las fibras no modifican químicamente el ligante, pero sí
que intervienen en las propiedades físicas permitiendo incrementar el contenido del
mismo evitando su escurrimiento. Este aditivo se incorporó en la cantidad recomendada
por el fabricante, 0,3% s/m, junto con el árido fino en el proceso de fabricación de las
mezclas.
Figura 5.2 Ejemplo de fabricación de una probeta de pista de una mezcla tipo SMA 10.
5.1.2 ANÁLISIS GRANULOMÉTRICO
En la Tabla 5.3 se recogen los husos granulométricos de las distintas mezclas
empleadas. En todos los casos, los áridos se separaron por fracciones para poder realizar
un ajuste exacto al centro del huso.
Tabla 5.3 Huso granulométrico mezclas seleccionadas. Cernido acumulado (% en masa).
Tipo de Mezcla Apertura de los tamices (mm)
32 22 16 11,2 8 4 2 0,5 0,063
AC22 100 95 79 67 58 42 31 16 7
BBTM 11A 100 100 100 95 72 33 30 17 8
BBTM 11B 100 100 100 95 70 22 20 12 5
PA 16 100 100 95 50 20 13 9 4
SMA 10 100 100 100 95 82 51 28 16 9
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 126
5.2 JUSTIFICACION DE LOS LÍMITES VARIABLES ELEGIDOS PARA EL
CÁLCULO DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS
5.2.1 SELECCIÓN DE LOS LÍMITES ASOCIADOS AL ÍNDICE DE
COMPACTACIÓN
Dado que los índices se calculan a partir de las áreas delimitadas por las curvas que
relacionan el grado de compactación con los ciclos aplicados, es fundamental acotar los
extremos de cada índice. La definición de los límites del índice volumétrico relacionado
con la compactabilidad y estabilidad de las mezclas (MSI) se realizó a partir de los
resultados experimentales obtenidos durante la compactación en laboratorio de las cinco
mezclas seleccionadas con la máquina giratoria. Mientras que para seleccionar los
límites correspondientes al índice asociado a la resistencia ofrecida por las mezclas a la
post-compactación debida al tráfico (MRI), fue necesario el uso de una compactadora
de segmento, debido a que se requirió la aplicación de una mayor energía.
En primer lugar se determinaron los contenidos de ligante a emplear para cada
granulometría. En el caso de las mezclas tipo AC22 y BBTM, la dotación óptima de
ligante se seleccionó de acuerdo a los huecos en mezcla determinados mediante el
procedimiento Marshall. Para las PA16 y SMA10 se utilizaron dos porcentajes
habituales en este tipo de mezclas, 4,5% y 6% s/m respectivamente. Todos los
contenidos óptimos de ligante se calcularon para un betún B-60/70 y se mantuvieron
constantes para el resto de los ligantes empleados. La energía Marshall de compactación
aplicada fue de 75 golpes por cara para las mezclas de tipo AC y de 50 golpes para el
resto (BBTM, PA y SMA).
Para el estudio de la evolución de la densidad en función de la energía aplicada durante
el proceso de compactación se empleó la máquina giratoria. La duración del ensayo fue
en todos los casos de 250 ciclos. A partir de estos resultados se llevaron a cabo ajustes
semilogarítmicos, por el procedimiento de mínimos cuadrados, entre el porcentaje de
huecos y el logaritmo de los ciclos aplicados consiguiendo, en casi la totalidad de los
casos, coeficientes de determinación próximos a 1. En la Tabla 5.4 se recogen los
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 127
resultados obtenidos para las distintas mezclas estudiadas con los tres tipos de ligante
con el ensayo Marshall, y los ajustes semilogarítmicos de la curva %huecos-ciclos
llevados a cabo con los datos proporcionados por la compactadora giratoria (usando el
óptimo de betún B-60/70 en cada caso).
Tabla 5.4 Resultados ensayo Marshall y ajustes semilogarítmicos de las distintas mezclas estudiadas.
Mezcla Ligante
Ensayo Marshall Compactadora giratoria
100%ρMarhsall v (%) Ajuste semilogarítmico
Tipo % s/m (v=% huecos en mezcla) R2
AC22
B-60/70
4,9
2,482 5,00 v=-3,64·ln(N)+23,97 0,998
B-40/50 2,476 5,21 v=-3,64·ln(N)+24,10 0,996
B-13/22 2,470 5,45 v=-3,63·ln(N)+24,08 0,997
BBTM11A
B-60/70
5,21
2,509 4,5 v=-4,12·ln(N)+25,77 0,996
B-40/50 2,504 4,72 v=-4,10·ln(N)+25,90 0,998
B-13/22 2,495 5,06 v=-4,09·ln(N)+26,01 0,996
BM 2,506 4,64 v=-4,01·ln(N)+25,66 0,996
BBTM11B
B-60/70
4,99
2,322 12,50 v=-3,49·ln(N)+32,44 0,996
B-40/50 2,310 12,95 v=-3,46·ln(N)+32,50 0,991
B-13/22 2,305 13,14 v=-3,43·ln(N)+32,53 0,994
BM 2,319 12,61 v=-3,38·ln(N)+32,30 0,993
PA 16
B-60/70
4,50
2,139 20,01 v=-2,69·ln(N)+34,22 0,966
B-40/50 2,120 20,70 v=-2,67·ln(N)+34,66 0,954
B-13/22 2,111 21,00 v=-2,65·ln(N)+34,79 0,971
SMA 10
B-60/70
6,00
2,497 4,50 v=-3,59·ln(N)+23,96 0,996
B-40/50 2,485 4,97 v=-3,56·ln(N)+24,19 0,995
B-13/22 2,479 5,20 v=-3,55·ln(N)+24,20 0,995
BM 2,491 4,74 v=-3,58·ln(N)+23,99 0,992
Analizando los resultados referentes a los huecos en mezcla obtenidos por el
procedimiento Marshall, recogidos en la Tabla 5.4, se puede observar la influencia del
ligante en el valor de los huecos. Para las mezclas más cerradas la diferencia de emplear
el ligante más duro al más blando es del orden del 0,5%, mientras que para las más
abiertas (PA16) esta diferencia aumenta hasta prácticamente el 1%.
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 128
En la Tabla 5.5 se recogen las densidades y porcentajes de huecos correspondientes a
las especificaciones de puesta en obra (98% ρM, v98%M), así como los giros de
compactadora giratoria necesarios para alcanzarlos (N98%M), en función del tipo de
granulometría.
Tabla 5.5 Porcentaje de huecos asociados al grado de compactación en obra.
Mezcla Ligante (s/m)
Criterio Marshall
98% ρM v98% M N98%M
(Giratoria)
AC22
B-60/70
4,90
2,431 7,00 107
B-40/50 2,426 7,14 106
B-13/22 2,421 7,36 100
BBTM11A
B-60/70
5,21
2,458 6,50 107
B-40/50 2,453 6,70 108
B-13/22 2,445 6,96 105
BM 2,455 6,58 117
BBTM11B
B-60/70
4,99
2,276 14,23 181
B-40/50 2,264 14,68 172
B-13/22 2,259 14,87 172
BM 2,272 14,38 201
PA 16
B-60/70
4,50
2,096 21,60 109
B-40/50 2,708 22,30 102
B-13/22 2,069 22,60 99
SMA 10
B-60/70
6,00
2,446 6,50 129
B-40/50 2,435 6,88 129
B-13/22 2,429 7,11 123
BM 2,441 6,65 127
No todas las combinaciones tipo betún-granulometría empleadas están de acuerdo a las
especificaciones españolas, pero fueron incluidas principalmente para el estudio del
segundo de los índices definido en este trabajo (MRI) el cual, como ya se ha indicado,
está relacionado con el proceso de post-compactación por tráfico. Por ello se decidió
tomar como betún de referencia el B-60/70 que puede emplearse en todas las mezclas
estudiadas.
Se compararon los resultados recogidos en la Tabla 5.4 y en la Tabla 5.5 con los
obtenidos siguiendo los tres procedimientos detallados en el estado del arte
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 129
desarrollados por Bahia (1998), Dessousky (2004) y Vavrik y Carpenter (1998), y que
son los más empleados actualmente para estudiar la compactabilidad de las mezclas a
partir de la compactadora giratoria.
Con respecto a los límites fijos propuestos por Bahia que dividían la curva de
compactación %huecos-ciclos en dos zonas, una de compactación y otra de post-
compactación, hay que indicar que únicamente son válidos para las mezclas tipo AC,
pero no se puede generalizar para otro tipo de granulometrías con porcentajes de huecos
en mezcla de puesta en obra diferentes.
Dessouky (2004) dividió la curva de compactación también en dos zonas (Figura 2.46),
indicando que en la primera prácticamente toda la energía era destinada a reducir el
porcentaje de huecos, mientras que en la segunda la energía servía para reorientar las
partículas aumentando el contacto entre ellas, lo que tenía como consecuencia un
aumento de la resistencia de la mezcla al esfuerzo cortante. El autor fijó el límite entre
ambas zonas en el giro en el cual se producía el cambio de pendiente igual o inferior a
0,001 entre dos giros consecutivos de la curva que relaciona huecos con ciclos (NG1). A
partir de las curvas ajustadas (Tabla 5.4) se puede calcular este giro el cual debe
satisfacer la siguiente condición:
001,01
N
v
N
v ii
(5.1)
El valor del giro NG1 que resuelve la ecuación anterior está dado por la ecuación (5.2).
)5,0·1000(1 KINTNG (5.2)
Donde K es la pendiente de la curva correspondiente al ajuste semilogarítmico
%huecos-ciclos (ecuación (2.2)).
El tercer método incluido en el estudio comparativo es el desarrollado por Vavrik y
Carpenter (1998), que redefinieron el concepto de Locking Point como el primero de los
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 130
tres giros consecutivos en el que se consigue la misma altura de la probeta, cuando están
precedidos por dos conjuntos de dos giros consecutivos también con igual altura (cada
uno de los cuales es 0,1 mm más alto que el conjunto posterior), Figura 2.31. Según
Buttlar y Harrell (1998), este criterio está relacionado con la densidad alcanzada en
obra, de manera que no se debe compactar una mezcla más allá del Locking Point ya
que puede dar lugar a una degradación del árido. Para calcular el ciclo en el cual se
alcanza el Locking Point (NL) se han utilizado los datos de la variación de altura en
función del número de ciclos aportado por la compactadora giratoria.
Los resultados del método propuesto y de los tres procedimientos analizados se recogen
en la Tabla 5.6.
Tabla 5.6 Comparación entre los distintos criterios.
Mezcla Ligante (s/m) Criterio Propuesto
Criterio Bahia
Cambio de pendiente
Locking Point
v98%M (%) N98%M vB (%) NB NG1 VG1 (%) NL vL (%)
AC22
B-60/70
4,9 7,0
107 8 80 61 9,02 68 8,61
B-40/50 110 61 9,15 69 8,69
B-13/22 111 61 9,17 69 8,71
BBTM11A
B-60/70
5,21 6,5
107 65 8,59 76 7,93
B-40/50 113 65 8,81 75 8,20
B-13/22 118 64 8,97 75 8,35
BM 119 64 8,99 76 8,29
BBTM11B
B-60/70
4,99 14,2
180 60 18,18 81 17,10
B-40/50 192 59 18,37 77 17,47
B-13/22 203 59 18,54 76 17,68
BM 205 59 18,54 80 17,49
PA 16
B-60/70
4,50 21,6
109 52 23,57 64 23,03
B-40/50 133 52 24,10 63 23,60
B-13/22 145 52 24,32 62 23,85
SMA 10
B-60/70
6,00 6,5
129 60 9,24 68 8,81
B-40/50 144 60 9,60 69 9,12
B-13/22 146 60 9,66 69 9,17
BM 132 60 9,31 71 8,73
Si se comparan entre sí los criterios de cambio de pendiente y el del Locking Point se
observa cómo, en todos los casos, los porcentajes de huecos alcanzados difieren en
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 131
menos de 0,7% a excepción de las mezclas BBTM11B, donde la diferencia se encuentra
por encima del 1%.
En relación a los porcentajes de huecos correspondientes al 98% de la densidad
Marshall (v98%M), existe una diferencia muy significativa, del orden de 2,5%, si se
comparan con los criterios propuestos por Dessousky (2004) y Vavrik (1998). Esta
diferencia aumenta hasta el aproximadamente el 4% en el caso de las mezclas
BBTM11B. Este efecto también se aprecia claramente si se analizan los giros necesarios
para alcanzar los límites de cada criterio.
Para explicar los diferentes resultados obtenidos se debe tener en cuenta que los
criterios encontrados en la bibliografía están basados en el método SUPERPAVE, en el
cual el porcentaje de huecos en mezcla es mayor que el exigido en España. Otra razón
por la que el número de giros necesarios para alcanzar los límites propuestos por los
distintos autores no coincide con los obtenidos en este trabajo es que el ángulo de giro
es diferente, siendo el exigido por el SUPERPAVE de 1,25º y el de la norma europea de
0,82º, que como ya se ha indicado ha sido el ángulo empleado en este trabajo. En el
caso concreto de las mezclas continuas de tipo AC los criterios propuestos por
Dessousky (NG1) y Vavrik (NL) están próximos al límite definido por Bahia
correspondiente con el 8% huecos (NB), Figura 5.3.
Figura 5.3. Ajuste semilogarítmico para una mezcla con granulometría AC22MAM (B-60/70).
v= -3,64·ln(N) + 23,97R² = 0,998
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100110120130140150160170180190200210220230240250
% h
uec
os
(v)
Nº Ciclos (N)
NG1 NL N98%MNB
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Los límites para el cálculo del índice MSI (Figura 5.4) se fijaron teniendo en cuenta los
resultados experimentales obtenidos con la compactadora giratoria con el criterio
propuesto y el ensayo Marshall, y los obtenidos con los otros tres métodos empleados
para estudio de la compactabilidad. Se optó por mantener el giro 8 como límite inferior,
como propuso Bahia, ya que equivale a la energía de pre-compactación aplicada por la
extendedora durante la puesta en obra. A la hora de seleccionar el segundo límite,
relacionado con la densidad de puesta en obra, se observó que para una densidad
correspondiente al 98% de la Marshall los huecos dependían del tipo de ligante
empleado (Tabla 5.5). No obstante, dado que la diferencia existente no era muy
significativa se decidió fijar como límite superior para cada granulometría,
independientemente del ligante empleado, el giro en el cual se alcanza un porcentaje de
huecos correspondiente al 98% de la densidad Marshall obtenida con el ligante B-60/70
(N98%M) con objeto de cumplir con las especificaciones españolas. Por lo que en este
caso se trata de un límite que varía en función del tipo de granulometría analizada y es
independiente del tipo y dotación de ligante empleado. Este índice, como ya se ha
indicado, está relacionado con la facilidad de compactación y la estabilidad de las
mezclas, por lo que se buscan mezclas que presenten valores pequeños del mismo; sin
embargo, un índice muy bajo implicaría mezclas con una baja estabilidad que podrían
presentar problemas de post-compactación.
Figura 5.4. Límites propuestos para el cálculo del índice de estabilidad MSI.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400
% H
ueco
s (
v)
Nº Ciclos (N)
MRI
N98%M
%v98% ρMarshall
Ciclo 8
MSI
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La ecuación (5.3) permite el cálculo de este índice a partir de los resultados
proporcionados por la compactadora giratoria.
)·(2
)8·(%98
1
81%988 i
N
Ni
NNMN NN
vvNvMSI
Mii
(5.3)
Aunque el software de la máquina giratoria no proporciona la evolución del porcentaje
de huecos en función de los ciclos de una manera continua, sí es posible realizar un
ajuste con un coeficiente de determinación muy alto, por lo que es posible su cálculo
mediante una integral (ecuación 5.4).
MN
NMN dNNKvNvMSI %98
81%988 ))··ln(()8·( (5.4)
Resolviendo la integral anterior se llega a la ecuación (5.5), que permite el cálculo del
índice MSI a partir de los ajustes semilogarítmicos de las curvas %huecos-ciclos
obtenidos.
6,8)1)·(ln(·)8·( %98%98%9818 MMMN NNKNvvMSI
(5.5)
Donde:
N98%M es el giro en el que se alcanzan los huecos correspondientes al 98% de la
densidad Marshall;
v1 es el porcentaje de huecos en el ciclo 1;
K es la pendiente del ajuste semilogarítmico %huecos-ciclos.
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 134
5.2.2 JUSTIFICACIÓN DE LOS LÍMITES ASOCIADOS AL ÍNDICE DE
POST-COMPACTACIÓN
El segundo de los índices definidos en este trabajo, MRI, trata de cuantificar la
resistencia que ofrecen las mezclas a la densificación asociada a las cargas del tráfico
durante su vida de servicio.
Como ya se ha indicado en el estado del arte existen varios índices que tratan de
predecir este efecto. Por ejemplo, los propuestos por Bahia y Mohammad calculan el
área bajo la curva %Gmm-ciclos, desde el giro 8 hasta un porcentaje de la densidad
máxima del 98%, equivalente a un 2% de huecos, considerada como la densidad crítica
a partir de la cual se producen elevadas deformaciones plásticas. Este criterio es
apropiado para mezclas tipo HMA en las que los huecos de diseño de la mezcla son del
4%. Pero para mezclas más abiertas resulta imposible llegar a un porcentaje de huecos
tan bajo. Por ello, no es apropiado definir un límite de giros superior fijo del índice de
post-compactación, es más lógico que éste sea variable y que dependa de la
granulometría empleada. Para definir este límite, además de la máquina giratoria, fue
necesario emplear una compactadora de segmento con objeto de simular mejor el
proceso de post-compactación ocurrido en obra.
El proceso de compactación consistió en la aplicación de dos secuencias de
densificación (Figura 5.5), las mismas para todas las mezclas. La primera (Secuencia I)
se llevó a cabo en control de altura, es decir, se aplicaron las pasadas necesarias para
alcanzar el 98% de la densidad Marshall que equivale a la densidad de puesta en obra. A
continuación se empleó una secuencia en control de carga (Secuencia II), para simular
el efecto de post-compactación asociada a las cargas de tráfico, aplicando 40 ciclos
adicionales con una carga constante de 13,5 kN.
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Figura 5.5. Secuencias de compactación aplicadas por la compactadora de rodillo.
En la siguiente tabla se recogen los resultados correspondientes a las mezclas sometidas
al proceso de compactación descrito. Se observa como en todos casos se alcanzó un
nivel de compactación muy superior al de puesta en obra.
Tabla 5.7 Grado de compactación alcanzado con la compactadora de segmento.
Mezcla
Ligante % Huecos en mezcla
(Marshall)
% Huecos tras post-compact.
(40 Pasadas de rodillo) Tipo % s/m
AC22 B-60/70 4,90 5,0 0,5
BBTM11A B-60/70 5,21 4,5 0,7
BBTM11B B-60/70 4,99 12,5 7,9
PA 16 B-60/70 4,50 20,0 16,0
SMA 10 B-60/70 6,00 4,5 0,5
A partir de los resultados obtenidos con la compactadora de segmento se puede concluir
que en las mezclas muy abiertas los huecos se reducen sustancialmente, pero nunca se
pueden llegar a alcanzar los huecos de las mezclas cerradas. Por lo que se verifica que el
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Car
ga
aplic
ada
(kN
)
Pasadas rodillo
98% ρMarshall
Secuencia I:Control de altura
Secuencia II: Control de Carga
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 136
límite de post-compactación no es posible fijarlo en el 2% de huecos para todos los
tipos de mezclas.
Lo que sí se aprecia es que en todas las mezclas estudiadas la post-compactación
aplicada supuso una reducción de huecos del orden del 4% con respecto a los huecos
Marshall. En el caso de la mezcla AC22 la energía aplicada redujo prácticamente a cero
los huecos en mezcla, por lo que la compactación resultó excesiva y difícilmente
equivalente a la que produciría el tráfico.
Por este motivo, en lugar de fijar el límite superior del índice MRI en el ciclo en el cual
se alcanzan los huecos Marshall menos el 4%, se decidió fijarlo en un valor que pudiera
predecir mejor la post-compactación asociada al tráfico, es decir, en el número de giros
en el cual se consiguen los huecos Marshall menos un 2,5%, NPost (Figura 5.6).
Figura 5.6. Límites propuestos para el cálculo del índice de post-compactación, MRI.
Con este criterio se pueden establecer para las todas mezclas estudiadas los distintos
porcentajes de huecos correspondientes al límite de giros superior (Tabla 5.8 ). En el
caso concreto de las mezclas tipo AC sería equivalente al utilizado por Bahia para las
mezclas HMA.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375 400
% H
ueco
s (
v)
Nº Ciclos (N)
MRI
N98%M
%v98% ρMarshall % vMarshall - 2,5%
NPost
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 137
Tabla 5.8 Porcentaje de huecos correspondientes a la densidad Marshall; y % huecos alcanzado en el límite de giros superior para las distintas mezclas estudiadas.
Mezcla % Huecos en mezcla
(Marshall) % vNpost
AC22 5,0 2,5
BBTM11A 4,5 2,0
BBTM11B 12,5 10,0
PA 16 20,0 17,5
SMA 10 4,5 2,0
Las siguientes ecuaciones muestran las dos formas de calcular el índice volumétrico
MRI. La ecuación (5.6) permite el cálculo partiendo de los datos proporcionados por
compactadora giratoria.
)·(2
)·(%98
1
%98 1%98 i
N
Ni
NNMPostN NN
vvNNvMRI
Post
M
ii
M
(5.6)
Resolviendo la siguiente integral (ecuación (5.7)) se llega a la ecuación (5.8) que
permite el cálculo del índice MRI a partir de la curva ajustada %huecos-ciclos.
Post
M
M
N
N
MPostN dNNKvNNvMRI%98
%98))··ln(()·( 1%98 (5.7)
)1)·(ln()1)·(ln(·)·( %98%98%981%98 MMPostPostMPostN NNNNKNNvvMRI
M (5.8)
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Donde:
N98%M es el giro en el que se alcanza el 98% de la densidad Marshall;
NPost es el giro en el que se alcanza el porcentaje de huecos Marshall - 2,5%;
v1 es el porcentaje de huecos en el ciclo en el 1;
K es la pendiente del ajuste semilogarítmico %huecos-ciclos.
En la Tabla 5.9 se recogen los valores de los dos índices volumétricos calculados para
las distintas mezclas aplicando los criterios referentes a los límites definidos en este
trabajo.
Tabla 5.9 Índices volumétricos calculados con los límites N98%M y NPost.
Mezcla Ligante Marshall Índices volumétricos
Tipo % s/m v98%ρMarshall N98%M NPost MSI MRI
AC22
B-60/70
4,90 7,0
107 364 663 699
B-40/50 110 378 699 724
B-13/22 111 382 705 733
BBTM11A
B-60/70
5,21 6,5
107 320 766 564
B-40/50 113 340 828 601
B-13/22 118 354 874 628
BM 119 365 867 656
BBTM11B
B-60/70
4,99 14,3
180 620 1397 1133
B-40/50 192 667 1513 1226
B-13/22 203 712 1617 1317
BM 205 733 1619 1369
PA 16
B-60/70
4,50 21,6
109 501 528 999
B-40/50 133 618 700 1240
B-13/22 145 682 786 1373
SMA 10
B-60/70
6,00 6,5
129 453 882 878
B-40/50 144 509 1021 991
B-13/22 146 520 1043 1013
BM 132 465 908 902
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 139
Analizando el primero de los índices (MSI), relacionado con la facilidad de
compactación, se puede indicar que es sensible tanto al tipo de mezcla como a la
penetración del ligante. Como era de esperar, las mezclas con ligantes más duros
presentan valores del índice MSI mayores, lo que implica que son más difíciles de
compactar. Resulta más significativa la influencia de la granulometría empleada ya que
los valores del índice asociado a las mezclas de tipo AC, que son las más fáciles de
compactar, son muy inferiores (menos de la mitad) a los correspondientes a las mezclas
BBTM11B.
El índice MRI presenta un comportamiento similar al seguido por el MSI.
Generalmente, las mezclas que se compactan más fácilmente ofrecen una menor
resistencia a la post-compactación. Desde un punto de vista global, las mezclas con una
mayor resistencia a las deformaciones plásticas son las BBTM11B, para todos los tipos
de ligante empleados.
Si se analizan ambos índices en conjunto, se observa que las mezclas PA16 presentan
un MSI bajo y un MRI alto, lo que indica que son fáciles de compactar y resistentes a la
post-compactación.
Conviene destacar que el cálculo del primer índice se puede llevar a cabo con los datos
proporcionados por la máquina giratoria, ya que su límite superior (N98%M) se alcanza
en todos los casos antes de los 250 ciclos. Sin embargo, el límite superior del segundo
índice (NPost) no se ha podido alcanzar en ningún caso con la compactación aplicada,
por lo que ha sido necesario extrapolar los datos.
Para tratar de solucionar este problema se realizaron pruebas de tipo empírico
consistentes en someter las probetas a un proceso de compactación en el que se
aplicaron 1024 ciclos. Debido a que con la compactadora giratoria el ensayo solo se
puede llevar hasta los 512 ciclos, fue necesario llevar a cabo dos series de
compactación.
En la Figura 5.7 se muestran, a modo de ejemplo, los resultados obtenidos para una
mezcla SMA10. Para una mejor interpretación se han superpuesto las gráficas cortante-
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 140
ciclos y densidad-ciclos de ambas series. Analizando los resultados se observa que en la
curva densidad-ciclos aparece un cambio de pendiente que únicamente es debido a que
la escala utilizada es de tipo logarítmico, en la zona de la izquierda del gráfico el tramo
comprendido entre los 320 y 512 ciclos representa media división horizontal, mientras
que en la zona de la derecha esos 192 ciclos corresponderían a 6 divisiones. En la curva
cortante-ciclos se observa como el valor del esfuerzo cortante permanece prácticamente
constante a partir del ciclo 75.
Figura 5.7 Evolución de la densidad y del esfuerzo cortante en función del número de ciclos (SMA 10 B-60/70).
Se realizó además un ajuste semilogarítmico de la evolución del porcentaje de huecos
con el número de ciclos aplicados que, como ya se ha indicado, fue de 1024. El modelo
ajustado resultó ser prácticamente idéntico al obtenido en esta mezcla (SMA) con los
250 primeros ciclos, y presentaba un coeficiente de determinación de 0,991.
Este comportamiento también se observó en el resto de granulometrías incluidas en este
trabajo. Por ello, se decidió utilizar para el cálculo del índice de post-compactación una
extrapolación de la curva ajustada %huecos- ciclos para los 250 primero ciclos.
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 141
5.2.3 DETERMINACIÓN DE LA ENERGÍA ASOCIADA A LOS ÍNDICES
VOLUMÉTRICOS
Los índices volumétricos MSI y MRI definidos en este trabajo permiten estimar la
facilidad de compactación así como la resistencia a la post-compactación de una mezcla
bituminosa. Además tienen la ventaja de poder ser obtenidos con cualquier
compactadora giratoria existente en el mercado. No obstante, es posible definir unos
nuevos índices que caractericen mejor estos procesos.
En este trabajo se ha empleado una máquina giratoria modelo ICT que tiene la ventaja
de ofrecer un registro continuo de la evolución del esfuerzo cortante con el número de
ciclos, a partir del cual es posible estimar la energía consumida durante el proceso de
compactación. Para cuantificar el consumo energético se han definido dos nuevos
índices denominados: Energy Mix Stability Index (EMSI) y Energy Mix Resistance
Index (EMRI), que están directamente relacionados con la energía aplicada a la mezcla
durante los procesos de compactación y densificación.
Para calcular el trabajo por unidad de masa consumido durante la compactación con la
máquina giratoria se ha empleado la fórmula propuesta en el capítulo 4.
i
N
i
Ni Sh
m
A
m
W
m
W·
···2
11
2
(4.13)
En la Figura 5.8 se representa, a título de ejemplo, la energía por unidad de masa
acumulada en función del los ciclos aplicados para una mezcla AC22.
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Figura 5.8 Energía acumulada (kJ/kg) en función del número de ciclos para una mezcla AC22 B-60/70.
Para determinar la energía por unidad de masa asociada a la facilidad de compactación
de las mezclas EMSI (kJ/kg) y a la resistencia a la post-compactación EMRI (kJ/kg), se han
mantenido los límites ya definidos para el cálculo de los índices volumétricos, dando
lugar a los dos índices energéticos, definidos con las siguientes ecuaciones
iiMSI Shm
AE ·
···2 98%MN
8
(5.9)
i
N
NiMRI Sh
m
AE
Post
M
····2
%98
(5.10)
Donde:
Si (kN/m2) es el esfuerzo cortante medido en cada ciclo;
hi (m) es la altura de la probeta en cada ciclo i;
y = 0,0139x - 0,020R² = 0,999
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
En
erg
ía A
cum
ula
da
E (
kJ/k
g)
Nº Ciclos (N)
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 143
α (rad) es el ángulo de inclinación de la probeta cilíndrica;
N98%M es el giro en el que se alcanzan los huecos correspondientes al 98% de la
densidad Marshall;
NPost es el giro en el que se alcanza el porcentaje de huecos Marshall - 2,5%.
En la Figura 5.9 se muestran los límites empleados para el cálculo de la energía
correspondiente a los índices EMSI y EMRI. Para ello se ha representado la evolución de
la energía, calculada a partir del esfuerzo cortante, en función del porcentaje de huecos
en mezcla.
Figura 5.9 Energía consumida (kJ/kg) para alcanzar los índices volumétricos MSI (EMSI) y MRI (EMRI) para una mezcla AC22 B-60/70.
Al igual que en el caso de los índices volumétricos, cuando los ciclos aplicados fueron
suficientes para alcanzar el límite superior (NPost ≤ 250), el cálculo de la energía no
presentaba ningún inconveniente.
Sin embargo, cuando con los ciclos aplicados no se conseguía llegar a este valor
(%Huecos Marshall -2,5%) fue necesario realizar una extrapolación de los datos
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
02468101214161820222426
En
erg
ía a
cum
ula
da
E (
kJ/k
g)
% Huecos (v)
EMRI
EMSI
98% ρMarshall
Ciclo 8
%vMarshall-2,5%
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correspondientes a la curva de cortante (Figura 5.10). El valor de extrapolación
empleado fue, en todos los casos, el último registrado por la máquina giratoria (a los
250 ciclos).
No obstante se llevaron a cabo comprobaciones de tipo empírico verificándose que
prácticamente no se cometían errores, ya que a partir del ciclo 75 y hasta el 1024 el
valor del esfuerzo cortante se mantenía prácticamente constante (Figura 5.7).
Figura 5.10 Esfuerzo cortante en función del número de ciclos (Dotación óptima B-60/70).
En la Tabla 5.10 se recogen los ciclos para los que se alcanzan los límites definidos para
los índices volumétricos (N98%M y NPost), los resultados de los ajustes de la curva energía
acumulada-ciclos, y los valores de los índices energéticos, EMSI y EMRI correspondientes
a las cinco mezclas estudiadas.
Estos índices permiten clasificar los diferentes tipos de mezclas en función de su
facilidad de compactación y de su resistencia a la post-compactación. Confirman los
resultados de los índices volumétricos, verificando que las mezclas BBTM11B son las
que precisan una mayor energía para su compactación y también las más resistentes a la
post-compactación.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
S (kN
/m2)
Nº Ciclos (N)
AC 22 BBTM 11A BBTM 11B PA 16 SMA 10
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Tabla 5.10 Resultados índices energéticos de las mezclas estudiadas.
Mezcla Ligante Marshall
Ajuste (N=250 ) R2 Energía (kJ/kg)
Tipo % s/m 98%ρMarshall N98%M NPost EMSI EMRI
AC22
B-60/70
4,90 7
107 364 E=0,0139·N-0,020 0,994 1,366 3,550
B-40/50 110 378 E=0,0136·N-0,003 0,995 1,387 3,644
B-13/22 111 382 E=0,0143·N-0,007 0,997 1,472 3,875
BBTM11A
B-60/70
5,21 6,5
107 320 E=0,0120·N-0,005 0,998 1,188 2,556
B-40/50 113 340 E=0,0130·N-0,003 0,998 1,365 2,951
B-13/22 118 354 E=0,0130·N-0,006 0,99 1,430 3,068
BM 119 365 E=0,0130·N-0,011 0,993 1,443 3,198
BBTM11B
B-60/70
4,99 14,3
180 620 E=0,0130·N-0,012 0,991 2,249 5,707
B-40/50 192 667 E=0,0135·N-0,006 0,994 2,498 6,400
B-13/22 203 712 E=0,0137·N-0,014 0,997 2,672 6,973
BM 205 733 E=0,0140·N-0,010 0,994 2,760 7,392
PA 16
B-60/70
4,50 21,6
109 501 E=0,0140·N-0,007 0,996 1,414 5,488
B-40/50 133 618 E=0,0143·N-0,011 0,995 1,788 6,935
B-13/22 145 682 E=0,0145·N-0,003 0,996 1,987 7,786
SMA 10
B-60/70
6,00 6,5
129 453 E=0,0125·N-0,009 0,995 1,513 4,050
B-40/50 144 509 E=0,0125·N-0,011 0,996 1,699 4,568
B-13/22 146 520 E=0,0130·N-0,007 0,997 1,794 4,862
BM 132 465 E=0,0130·N-0,011 0,994 1,612 4,329
5.3 SENSIBILIDAD DE LOS ÍNDICES PROPUESTOS A LA COMPOSICIÓN
DE LAS MEZCLAS
Con el objeto comprobar si los índices volumétricos definidos, MSI y MRI, sirven para
caracterizar el comportamiento de una mezcla frente a los procesos de compactación y
post-compactación es necesario determinar si resultan sensibles a cambios en la
composición de las mezclas.
Con los resultados obtenidos en este capítulo ya se comprobó que efectivamente estos
índices resultaban sensibles a las variables propuestas; sin embargo, para ser más
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 146
rigurosos en esta afirmación se llevó a cabo un estudio estadístico con el soporte
Statistical Package for the Social Sciences (SPSS).
Análisis descriptivo de los resultados
En primer lugar, se analizó la influencia en los índices volumétricos, MSI y MRI, de las
variables predictoras: tamaño máximo de árido (T), % huecos objetivo (v) y penetración
media del ligante (P). El contenido de betún no se consideró como variable
independiente al emplearse en todos los casos el óptimo para cada tipo de mezcla.
En la Tabla 5.11 se recoge la totalidad de las combinaciones empleadas en el estudio
estadístico.
Tabla 5.11 Combinación de variables empleadas en el estudio.
Mezcla Tamaño
máximo árido (T)
% huecos Objetivo (v)
Tipo betún Penetración media (P)
Dotación óptima betún (% s/m)
AC22
22 5,0 B-60/70 65 4,90%
22 5,0 B-40/50 45 4,90%
22 5,0 B-13/22 17,5 4,90%;
PA16
16 20 B-60/70 65 4,50%
16 20 B-40/50 45 4,50%
16 20 B-13/22 17,5 4,50%
SMA10
10 4,5 B-60/70 65 6,00%
10 4,5 B-40/50 45 6,00%
10 4,5 B-13/22 17,5 6,00%
BBTM11A
11 4,5 B-60/70 65 5,21%
11 4,5 B-40/50 45 5,21%
11 4,5 B-13/22 17,5 5,21%
BBTM11B
11 12,5 B-60/70 65 4,99%
11 12,5 B-40/50 45 4,99%
11 12,5 B-13/22 17,5 4,99%
En la Tabla 5.12 se lleva a cabo un análisis descriptivo de los resultados incluidos en el
estudio estadístico. Analizando los valores máximos y mínimos de los índices
resultantes se puede afirmar que las mezclas BBTM11B son las más difíciles de
compactar (valores máximos de MSI y EMSI), mientras que las PA presentan el menor
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 147
valor de MSI y el máximo de MRI. El valor mínimo de los índices energéticos se
alcanza en las mezclas BBTM11A.
Tabla 5.12 Análisis descriptivo de los índices desarrollados.
MSI MRI EMSI EMRI
N Válidos 30 30 30 30
Perdidos 0 0 0 0
Media 935 941 1,721 4,825
Mediana 828 988 1,512 4,568
Moda 523a 727a 1,420 2,548a
Desv. típ. 322 270 0,439 1,615
Varianza 103745 72823 0,193 2,609
Rango 1099 820 1,499 5,245
Mínimo 523 559 1,180 2,548
Máximo 1622 1379 2,679 7,793
a Existen varias modas. Se mostrará el menor de los valores.
Se continuó el estudio llevando a cabo un análisis exploratorio de los datos de los
índices energéticos y volumétricos tras el cual se decidió no incluir las PA16. Dichas
mezclas presentaban un comportamiento muy diferente al resto de las estudiadas, ya que
se compactaban muy fácilmente (Figura 5.11) y presentaban una elevada resistencia a la
post-compactación (Figura 5.12). Incluso se podían identificar una serie de datos
anómalos correspondientes a esta granulometría. Se eliminaron 6 datos del grueso total
que representaban el 12,5 % del total de la muestra.
Figura 5.11 Índice MSI en función del tipo de mezcla.
Figura 5.12 Índice MRI en función del tipo de mezcla.
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 148
Consideraciones generales sobre el análisis inferencial de los índices
volumétricos y energéticos
Antes de proceder a la obtención de los modelos de regresión se comprobó el
cumplimiento de los supuestos de normalidad (prueba de Kolmogorov-Smirnov),
homocedasticidad (prueba de Levene) e independencia de las observaciones. En la
Tabla 5.13 se recogen los resultados de la prueba de Kolmogorv-Smirnov para una
muestra, en todos los casos se comprueba que los datos siguen una distribución normal.
Tabla 5.13 Resultados de la prueba de Kolmogorv-Smirnov.
MSI MRI EMSI EMRI
N 24 24 24 24
Z de Kolmogorov-Smirnov 1,096 1,013 1,185 0,810
Sig. asintót. (bilateral) 0,180 0,256 0,120 0,528
El concepto de relación o correlación entre dos variables hace referencia al grado de
relación lineal existente entre las mismas. En este apartado se obtuvieron las
correlaciones bivariadas con el fin de determinar, a partir de las correlaciones de
Pearson y el p-valor, si las variables dependientes MSI y MRI estaban linealmente
relacionadas con las tres variables independientes empleadas en el estudio: % huecos
objetivo (v), tamaño máximo de árido (T) y penetración media del betún (P).
Tabla 5.14 Correlaciones bivariadas.
v T P
MSI
Correlación de Pearson
0,906* -0,545* -0,167
Sig. (bilateral) 0,000 0,006 0,435
N 24 24 24
MRI
Correlación de Pearson
0,814* -0,374 -0,170
Sig. (bilateral) 0,000 0,072 0,428
N 24 24 24 *La correlación es significativa al nivel 0,01 (bilateral)
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 149
A partir de los resultados mostrados en la tabla anterior se puede establecer que las
variables dependientes MSI y MRI tienen un relación positiva con el porcentaje de
huecos objetivo (coeficientes de Pearson positivos y próximos a 1 y p-valor<0,05), y
negativa con el tamaño máximo de árido (coeficientes de Pearson negativos y próximos
a -1 y p-valor<0,05). Esto implica que las mezclas más abiertas (BBTM11B) son las
más difíciles de compactar, pero también son las más resistentes a la post-compactación.
Se obtuvieron además las correlaciones parciales, eliminando el influjo de las variables
predictoras v y T. Analizando los resultados de la Tabla 5.15, se puede concluir que la
variable independiente P tiene una relación negativa con ambos índices esto implica
que, como era de esperar, las mezclas con ligantes más duros se compactan más
difícilmente pero resisten más a las deformaciones plásticas.
Tabla 5.15 Correlaciones parciales (variables de control v y T).
MSI MRI
P
Correlación -0,671 -0,599
Significación (bilateral) 0,001 0,003
gl 20 20
5.3.1 PREDICCIÓN DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS A PARTIR DE LAS
CARACTERÍSTICAS DE LAS MEZCLAS
Con el fin de predecir los índices volumétricos partiendo de las características de las
mezclas bituminosas se llevaron a cabo regresiones lineales. Los modelos de regresión
se determinaron por medio de la aplicación del método de regresión múltiple de pasos
sucesivos o stepwise (MRS). Este método determina dentro de un grupo de variables
cuales son las mejores predictoras de la variable respuesta. Consiste en ir elaborando
sucesivas ecuaciones de regresión en las que se va añadiendo cada vez una variable
independiente más. En el primer paso se selecciona la variable predictora de máxima
correlación simple con el criterio, y se define en consecuencia una ecuación de
regresión simple con esa variable. A continuación se elabora una segunda ecuación de
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 150
regresión añadiendo a la anterior otra variable, esta vez la que más proporción de
variabilidad explicada aporte sobre la ecuación anterior. El procedimiento termina
cuando no existan más variables independientes que aporten nada sustantivo.
En la Tabla 5.16 se recogen los estadísticos obtenidos para los tres modelos posibles
que describen el MSI (determinados con el MRS). Los altos coeficientes de
determinación y el valor del estadístico F (sig.=0) indican que existe una relación lineal
significativa, por lo que se puede afirmar que las tres ecuaciones ofrecen un buen ajuste
de la nube de puntos.
Tabla 5.16 Resumen del análisis MRS del índice MSI.
Resumen del modelo Análisis residuos
Modelo Variables
predictoras R R2
R2 corregida
Error típ. de la
estimación F Sig.
Durbin-Watson
Z de K-S
Sig.
1 v 0,906 0,821 0,813 140,126 101,187 0,000
0,848 0,757 0,615 2 v, T 0,969 0,938 0,932 84,445 159,101 0,000
3 v, T, P 0,983 0,966 0,961 64,127 189,401 0,000
El primero de los modelos recogidos en la tabla anterior tiene como variable predictora
únicamente el porcentaje de huecos objetivo. El segundo agrega a la anterior variable
predictora tamaño máximo de árido. Por último, el tercer modelo considera también la
penetración media del ligante. No se han adjuntado otras posibles combinaciones de las
variables predictoras del índice volumétrico MSI por considerarse que su significación o
su R2 es inferior a 0,5. A simple vista se puede concluir que el tercero de los ajustes, que
tiene en consideración las tres variables predictoras, es el que proporciona mejores
valores R2 y, en consecuencia, el que menor error de estimación tiene.
A continuación se procedió a comprobar el cumplimiento de los supuestos de
normalidad, independencia y varianza media de los residuos. La normalidad de los
residuos fue analizada utilizando la prueba de Kolmogorov-Smirnov, obteniéndose un
p-valor de 0,615 para la muestra, lo que indica que se cumple la hipótesis nula de que
los residuos se ajustan a una distribución normal. La independencia de los residuos se
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 151
analizó mediante el contraste Durwin-Watson (Navidi, 2006) para determinar si existe
correlación entre ellos. El valor obtenido es DW=0,848 para una muestra de 24 ensayos
y 3 valores predictoras lo que indica que, a priori, no se puede afirmar que exista una
autocorrelación entre los residuos. Queda así comprobada la hipótesis de independencia
de los errores.
En cuanto a la independencia o no multicolinealidad de las variables predictoras, se
analizó mediante el análisis de Factores de Inflación de la Varianza (FIV). El valor de
este estadístico es mayor o igual que 1 para todas las variables predictoras usadas en el
modelo 3, consecuentemente se cumple la condición de no multicolinealidad entre ellas
(Tabla 5.17).
Para comprobar la homocedasticidad de los residuos se representaron los residuos
tipificados en función de los valores pronosticados. Como se observa en la gráfica
siguiente, la variabilidad de los residuos se mantiene más o menos constante a lo largo
de todo el rango de los valores pronosticados tipificados.
Figura 5.13 Representación de los residuos tipificados en función del valor pronosticado del modelo adoptado para el índice MSI.
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 152
Por lo tanto, las hipótesis de regresión se cumplen para el modelo adoptado como
estimador de la variable respuesta MSI (R2corregido=0,961, F=189,401, p-valor<0,01),
que se describe mediante la siguiente expresión:
PTvMSI ·72,2·66,22·95,7652,912 (5.11)
Donde:
v es el porcentaje de huecos objetivo;
T es el tamaño máximo de árido (mm);
P es la penetración media de ligante (dmm).
Esta ecuación de regresión es muy representativa de la compactabilidad de las distintas
mezclas analizadas, fabricadas con distintos tipos de ligante (empleando en todos los
casos el contenido óptimo). En ella se puede observar que el índice volumétrico MSI
tiene una relación directa con el porcentaje de huecos objetivo, e inversa con el tamaño
máximo del árido y la penetración del ligante.
En la Tabla 5.17 se recogen los valores de la t de Student y los niveles de significancia
(p-valor), y los estadísticos de colinealidad.
Tabla 5.17 Niveles de significación de los coeficientes para el modelo 4.
Modelo MSI t Sig. Estadísticos de colinealidad
Tolerancia FIV
3
(Constante) 15,432 0,000
v 19,414 0,000 0,945 1,059
T -8,284 0,000 0,945 1,059
P -4,052 0,001 1,000 1,000
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 153
Siguiendo el mismo análisis que con el índice de compactabilidad, se estudió el modelo
de regresión para el índice volumétrico MRI por medio del MRS. En la Tabla 5.18 se
presenta el cuadro resumen de los resultados del análisis para el este índice.
Tabla 5.18 Resumen del análisis MRS del índice MRI.
Resumen del modelo Análisis de los
residuos
Mod. Variables
predictoras R2
R2
correg.
Error típ. de la
estimación F Sig. D-W
Z de K-S
Sig.
1 v 0,663 0,647 149,120 43,206 0,000 0,683 0,780 0,578
2 v, P 0,699 0,682 140,958 54,331 0,000
La comprobación del cumplimiento de los supuestos para los modelos lineales del
modelo adoptado para MRI se realizó de igual manera que para el MSI. En la siguiente
gráfica se comprueba la homocedasticidad de los residuos del modelo 2 empleado para
la estimación del índice de post-compactación.
Figura 5.14 Representación de los residuos tipificados en función del valor pronosticado del modelo adoptado para el índice MRI.
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 154
Se obtuvo una relación significativa entre el índice volumétrico MRI y las tres variables
independientes v, B y P (R2 corregida= 0,682, F= 54,331, p-valor <0,01) que se describe
por medio de la siguiente ecuación:
PvMRI ·14,2·88,5862,765 (5.12)
Donde:
v es el porcentaje de huecos objetivo;
P es la penetración media de ligante (dmm).
Esta ecuación de regresión es representativa de la resistencia a la post-compactación de
las distintas mezclas analizadas, fabricadas con distintos tipos de ligante (empleando en
todos los casos el contenido óptimo). En ella se puede observar que el índice
volumétrico MRI tiene una relación directa con el porcentaje de huecos objetivo, e
inversa con la penetración, es decir, las mezclas más abiertas fabricadas con los ligantes
más duros son las más resistentes a la post-compactación.
En la Tabla 5.19 se recogen los valores de la t de Student y los niveles de significancia
(p-valor), y los estadísticos de colinealidad.
Tabla 5.19 Niveles de significación de los coeficientes para el modelo 2.
Modelo MRI t Sig. Estadísticos de colinealidad
Tolerancia FIV
2
(Constante) 6,258 0,000
v 6,716 0,000 1,000 1,000
P -4,401 0,076 1,000 1,000
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5.4 CORRELACIÓN ENTRE LOS ÍNDICES DE POST-COMPACTACIÓN Y
LA RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES PLÁSTICAS
Para verificar si los índices de post-compactación definidos, MRI y EMRI, permiten
estimar la resistencia a las deformaciones plásticas de las mezclas bituminosas se llevó a
cabo un estudio estadístico en el que se obtuvieron los modelos de regresión lineal entre
estos índices y los resultados del ensayo de pista.
Como se ha indicado en el capítulo 3, la compactación de las probetas de pista se realizó
con la compactadora de segmento empleando una secuencia de compactación por
control de altura, es decir, se realizó el número de pasadas necesario hasta alcanzar la
altura requerida para lograr la densidad correspondiente al 98% de la densidad Marshall
de referencia. En el caso de las mezclas discontinuas la altura fue en todos los casos de
40 mm, mientras que en las de tipo AC se ensayaron probetas de 60 mm (Figura 5.15).
Esta diferencia de alturas es debida a que las especificaciones del ensayo de pista
indican que el espesor de la mezcla deber ser el correspondiente al de puesta en obra.
Figura 5.15 Probetas Pista SMA10 (Dimensiones 400x260x40 mm) y AC22 (Dimensiones 400x260x60 mm) ensayadas.
En la Figura 5.16 se representan, a modo de ejemplo, las curvas de la evolución del la
deformación de las mezclas BBTM11A y BBTM11B. Se observa como estas mezclas
cumplen ampliamente con las especificaciones relativas a capa de rodadura.
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 156
(a) (b)
Figura 5.16 Resultados ensayo de pista para las mezclas (a) BBTM11A y (b) BBTM11B fabricadas con el ligante modificado BM.
En la Tabla 5.20 se recogen los resultados del ensayo de pista, así como los valores de
los índices de post-compactación de las probetas compactadas con la máquina giratoria.
En todos los casos empleó la dotación óptima de ligante ya indicada. Adicionalmente,
en las AC se estudió un porcentaje inferior del óptimo (4,6% s/m) y en las SMA una
dotación superior (7% s/m) únicamente para analizar la influencia del contenido del
ligante.
Tabla 5.20 Resultados ensayo de pista y de los índices de post-compactación (media de dos probetas).
Mezcla Densidad Marshall
Ligante Pendiente de deformación
(mm/1000ciclos)
Índices post-compactación
tipo %s/m MRI EMRI (kJ/kg)
AC22 5,0%
B-60/70 4,60 0,090 729 3,678
4,90 0,096 699 3,550
B-13/22 4,60 0,073 777 3,967
4,90 0,088 733 3,875
BBTM11A 4,5%
B-60/70 5,21 0,066 564 2,556
B-13/22 5,21 0,055 628 3,068
BM 5,21 0,052 656 3,198
SMA 10 4,5%
B-60/70 6,00 0,059 878 4,050
7,00 0,070 760 3,495
B-13/22 6,00 0,051 1013 4,862
7,00 0,058 825 4,090
BM 6,00 0,060 902 4,329
7,00 0,068 821 4,101
BBTM11B 12,5%
B-60/70 4,99 0,059 1133 5,707
B-13/22 4,99 0,046 1317 6,973
BM 4,99 0,033 1369 7,392
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 157
En las mezclas de tipo AC los valores de la pendiente de deformación oscilaron entre
0,073 y 0,096 (mm/1000ciclos), cumpliendo con las especificaciones relativas a capa
base e intermedia. En el caso de las mezclas discontinuas los valores de la pendiente de
deformación se encontraban en el rango 0,033-0,070 (mm/1000ciclos), cumpliendo las
especificaciones referentes a la capa de rodadura. Los resultados recogidos en la Tabla
5.20 muestran que existe una relación entre los valores de los índices de post-
compactación y las deformaciones plásticas obtenidas.
Para ser más rigurosos con esta afirmación se llevó a cabo un análisis estadístico de los
resultados, utilizando el soporte SPSS, para determinar si es posible estimar la
resistencia a las deformaciones plásticas de una mezcla (ensayo pista) en función de los
índices de post-compactación (ensayo de máquina giratoria).
En primer lugar se comprobó la normalidad de la variable respuesta empleando para
ello el test de Kolmogorov-Smirnov para una muestra (Z de K-S=0,654; sig=0,786).
Dicho test compara la función de distribución acumulada observada con una
distribución teórica determinada, que en este caso es la normal.
Una vez garantizada la normalidad de la muestra, se procedió a generar estadísticos de
estimación curvilínea por regresión empleando los 11 modelos posibles: lineal,
logarítmico, inverso, cuadrático, cúbico, de potencia, compuesto, curva S, logístico, de
crecimiento y exponencial. Los modelos obtenidos se pueden consultar en el Anexo I.
Al analizar dichos resultados se observaba de forma clara que los valores R2 corregidos
eran bajos (<0,5), por lo que las ecuaciones originadas resultaban poco representativas a
la hora de explicar el comportamiento de las mezclas frente a las deformaciones
plásticas, por lo que resultaba más lógico estudiar cada una de las granulometrías de
forma independiente.
Para ello, en primer lugar se realizó un análisis de la varianza de un factor (Anexo I) y
se comprobó que efectivamente existían diferencias significativas en los resultados del
ensayo de pista y en los índices de post-compactación en función del tipo de
granulometría considerada. A continuación se obtuvieron los modelos de regresión, para
cada de las mezclas, que están representados en la Figura 5.17 y en la Figura 5.18.
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 158
Estudiando cada granulometría por separado su R2 corregido aumentó
significativamente, estando en todos los casos por encima de 0,7, por lo que se puede
afirmar que es posible estimar el comportamiento frente a las deformaciones plásticas a
partir de los índices de post-compactación MRI y EMRI.
Figura 5.17 Pendiente de deformación en función del índice EMRI.
Figura 5.18 Pendiente de deformación en función del índice MRI.
y = -0,019x + 0,116R² = 0,894
y = -0,013x + 0,116R² = 0,721
y = -0,014x + 0,141R² = 0,922
y = -0,046x + 0,260R² = 0,788
0,00
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,10
2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5
En
sayo
Pis
ta (
mm
/1.0
00 c
iclo
s)
EMRI (kJ/kg)
BBTM 11A SMA BBTM 11B AC22
y = -1,45E-04x + 1,48E-01R² = 0,951
y = -7,04E-05x + 1,22E-01R² = 0,773
y = -9,98E-05x + 1,73E-01R² = 0,906
y = -3,01E-04x + 3,08E-01R² = 0,979
0,00
0,01
0,02
0,03
0,04
0,05
0,06
0,07
0,08
0,09
0,10
400 600 800 1.000 1.200 1.400
En
sayo
Pis
ta (
mm
/1.0
00 c
iclo
s)
MRI
BBTM 11A SMA BBTM 11B AC22
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5. CRITERIOS PARA LA SELECCIÓN DE LOS I. VOLUMETRICOS Y DEFINICIÓN DE LOS I. ENERGÉTICOS 159
Para determinar si una mezcla es resistente a las deformaciones plásticas se decidió fijar
un valor mínimo de EMRI y de MRI a partir del cual las mezclas cumplirían con las
especificaciones relativas al ensayo de pista. Como se puede observar en la Figura 5.17
y en la Figura 5.18 no se puede establecer un límite único sino que debe estar asociado a
un determinado tipo de granulometría. Si se considera que la mezcla se va a emplear
para capa de rodadura (0,07mm/1000 ciclos) los valores mínimos que se deberían
alcanzar son los recogidos en la Tabla 5.21.
Tabla 5.21 Valores mínimos de los índices de post-compactación para cumplir las especificaciones de pista, referentes a capa de rodadura
Mezcla EMRImínimo (kJ/kg) MRImínimo
AC22 4,0 790
BBTM11A 2,5 540
BBTM11B 5,0 1030
SMA10 3,5 740
Estos valores mínimos de los índices de post-compactación varían considerablemente
en función del tipo de granulometría, esto es debido al diferente rozamiento interno que
presentan las mezclas analizadas. Por ejemplo, para una mezcla BBTM11A (4,5% de
huecos) cuya granulometría no presenta un elevado rozamiento interno, se precisaría
una energía mínima de 2,5 kJ/kg para llegar a un 2% de huecos. Sin embargo, si en una
mezcla BBTM11B, que tiene un alto rozamiento interno, con esta energía tan baja (que
es la mitad de la fijada en la tabla anterior) se alcanzara el porcentaje de huecos límite
de post-compactación (10%) indicaría que en esta mezcla aún se podrían reducir más
sus huecos dando lugar a la aparición de deformaciones plásticas.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 160
6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN
CANTOS RODADOS
Dentro de las posibles técnicas para reducir la energía de fabricación y puesta en obra
de las mezclas bituminosas se planteó la posibilidad de utilizar cantos rodados, lo que
en sí mismo supondría ya un ahorro de energía al no ser necesario el proceso de
trituración del material. Además, su empleo facilita el proceso de compactación ya que
disminuye el rozamiento interno.
En el estado del arte se han recogido varias experiencias sobre la utilización de áridos
rodados en la fabricación de mezclas bituminosas. En ellas se ponen de manifiesto las
mejoras que su empleo conlleva en la compactabilidad y trabajabilidad y, en ocasiones,
en el comportamiento a fatiga. Por el contrario, todas las referencias coinciden en la
disminución de la resistencia a las deformaciones plásticas de las mezclas fabricadas
con áridos rodados. Sin embargo, no se han encontrado referencias que traten sobre la
reducción de la energía asociada a la utilización de este tipo de áridos.
En este capítulo se ha estudiado el consumo energético durante las fases de envuelta y
compactación de mezclas tipo AC fabricadas con distintas proporciones de cantos
rodados y áridos de machaqueo, empleando el procedimiento desarrollado en el capítulo
4 para la medida de la energía de envuelta y compactación. En la fase de amasado
únicamente se han podido realizar estudios comparativos de tipo cualitativo, mientras
que en el proceso de compactación sí ha sido posible determinar el consumo energético
de forma cuantitativa. También se ha verificado que las mezclas diseñadas, además de
reducir el consumo energético durante los procesos de fabricación y compactación,
puedan ser empleadas en la construcción de firmes.
Se comenzó el estudio analizando la influencia del porcentaje de cantos y de las
fracciones reemplazadas en la facilidad de compactación de las mezclas tipo AC,
empleando los índices volumétricos y energéticos desarrollados en este trabajo, y
comprobando su resistencia a las deformaciones plásticas mediante el ensayo de pista.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 161
A continuación, ampliando el trabajo realizado inicialmente con un betún B-60/70, se
utilizaron dos nuevos ligantes de menor penetración, B-40/50 y B-13/22. En esta fase,
se llevó a cabo un estudio del consumo energético durante los procesos de envuelta con
una amasadora mecánica, y compactación empleando la máquina giratoria. Además, se
determinó cuál es el porcentaje máximo de cantos que es posible introducir en una
mezcla bituminosa, comprobándose la viabilidad de este material como árido para la
fabricación de mezclas que cumplan con la normativa vigente.
6.1 ESTUDIO DE LA INFLUENCIA DE LA FRACCIÓN Y DEL PORCENTAJE
DE ÁRIDO REEMPLAZADO POR CANTOS EN LA ENERGÍA DE
COMPACTACIÓN
En esta fase previa se llevó a cabo un estudio de la influencia de la fracción
reemplazada por cantos rodados y de su porcentaje (sobre el peso total de la mezcla) en
el consumo energético durante el proceso de compactación con la máquina giratoria.
Para ello partiendo de las curvas %huecos-ciclos y esfuerzo cortante-ciclos se
calcularon los índices MSI y EMSI definidos en el capítulo anterior.
La granulometría seleccionada corresponde a la de una mezcla de alto módulo
(AC22MAM), aunque se fabricó con un ligante B-60/70. La elección de esta
granulometría fue debida a que el objetivo final de este trabajo era comprobar que es
posible fabricar mezclas de alto módulo con cantos rodados, por este motivo se decidió
mantener una misma granulometría durante todo el estudio. Las mezclas analizadas se
fabricaron con los siguientes materiales:
Ligante hidrocarbonado
Se empleó un ligante B-60/70 con un porcentaje óptimo del 4,9% s/m, que se obtuvo
empleando el procedimiento Marshall.
Áridos
Para la mezcla de referencia se emplearon áridos de machaqueo:
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 162
Árido ofítico (fracciones 32/2), posee un índice de lajas de 12 y un
coeficiente de los Ángeles de 16.
Árido de tipo calizo (fracciones 2/0), con un equivalente de arena de 60.
Los áridos rodados, que han reemplazado parte de los áridos de machaqueo, presentan
las siguientes características:
Cuarcita (fracciones 32/2), procedentes del embalse del río Ebro. Poseen un
coeficiente de los ángeles de 24.
Arena de río de naturaleza cuarcítica (fracciones 2/0), procedente también
del embalse del río Ebro. El ensayo de equivalente de arena dio como
resultado un índice de 98, lo que indica que el árido está totalmente limpio.
Filler
Se empleó en todas las mezclas filler calizo.
Figura 6.1 Áridos de machaqueo y rodados empleados en el estudio separados en fracciones.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 163
6.1.1 MEZCLAS SELECCIONADAS
Como ya se ha indicado, la granulometría empleada ha sido siempre la misma y se
corresponde a una mezcla de alto módulo (AC22MAM). En todos los casos los áridos
se separaron por fracciones para poder realizar un ajuste exacto al centro del huso.
Se fabricaron mezclas en las que se reemplazaron, total o parcialmente, diferentes
fracciones de árido de machaqueo por cantos rodados, dando lugar a las composiciones
granulométricas incluidas en la Tabla 6.1.
Tabla 6.1 Mezclas con distintos porcentajes de cantos rodados empleadas en el estudio.
Mezcla
Áridos
Contenido de cantos (% peso total de los áridos)
Tamaño del tamiz (mm)
22/16 16/11,2 11,2/8 8/4 4/2 2/0,5 0,5/0
MRef1 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza Caliza 0%
MRefA Cantos Cantos Cantos Cantos CantosArena
río Arena
río 93%
M-2/0 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Arena
río Arena
río 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%
M-4/2 Ofita Ofita Ofita Ofita Cantos Caliza Caliza 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%
M- 8/4 Ofita Ofita Ofita Cantos Ofita Caliza Caliza 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%
M- 11,2/8 Ofita Ofita Cantos Ofita Ofita Caliza Caliza 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%
M-16/11,2 Ofita Cantos Ofita Ofita Ofita Caliza Caliza 5%; 7,5%; 10%; 12,5%; 15%, 17,5%; 20%
Como se refleja en la tabla anterior se reemplazó, en cada caso, una única fracción de
árido desde la 16/11,2 hasta la 0,5/0, y dentro de cada fracción se emplearon distintos
porcentajes de cantos rodados, en un rango que osciló desde el 5% hasta el 20% en
intervalos del 2,5%. Como mezclas de referencia se tomaron la compuesta en su
totalidad por árido de machaqueo de tipo ofítico para las fracciones más gruesas, y árido
calizo en la fracción 2/0 (MRef1), y la mezcla fabricada con todo el árido de tipo rodado,
a excepción del filler que fue de tipo calizo (MRefA).
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6.1.2 INFLUENCIA DE LA COMPOSICIÓN DE LA MEZCLA EN LA
ENERGÍA DE COMPACTACIÓN
Esta parte del estudio se basó en los resultados correspondientes a la evolución de los
huecos y del esfuerzo cortante en función del número de ciclos aplicados por una
máquina giratoria.
Inicialmente se analizaron las dos mezclas de referencia, la compuesta en su totalidad
por árido de machaqueo (MRef1), y la fabricada con cantos rodados (MRefA). En la Figura
6.2 se representan las curvas de compactación de ambas mezclas.
Figura 6.2 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas MRef1 (0% Cantos) and MRefA (93% Cantos).
Durante la compactación de la mezcla MRefA, fabricada con un 93% de cantos rodados,
el esfuerzo cortante sufrió una caída brusca entorno a los 40 ciclos, esto se produjo
cuando se alcanzó aproximadamente el 2-3% de huecos en mezcla. A partir de ese
momento tanto el esfuerzo cortante como el porcentaje de huecos se mantuvieron
prácticamente constantes.
0123456789101112131415161718192021222324
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
275
300
325
350
375
400
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
% h
ueco
s m
ezcla
S (k
N/m
2)
Nº ciclos
MRef1 (S) MRefA (S) MRef1 (% Huecos) MRefA (% Huecos)
Caída esfuerzo cortante 97-98% Gmm Caída esfuerzo cortante 97-98% Gmm
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 165
En cambio, al compactar la mezcla MRef1, fabricada con áridos de machaqueo, no se
apreció ninguna caída del esfuerzo cortante dentro de los 250 ciclos ensayados.
Además, como ya se demostró en el apartado 5.2.2 del capítulo anterior, en este tipo de
mezclas tampoco son esperables descensos del esfuerzo cortante si se aplica una mayor
energía de compactación.
Si se analizan las curvas de la evolución de la energía aplicada, calculada con la
ecuación 4.13, en función del porcentaje de huecos alcanzado para las dos mezclas de
referencia. (Figura 6.3), se observa como el comportamiento de ambas es muy dispar.
Para alcanzar el 5% de huecos se precisaron 25 ciclos con los áridos rodados, mientras
que fueron necesarios 152 giros con los áridos de machaqueo.
Figura 6.3 Energía de compactación en función del porcentaje de huecos (4,9% B-60/70).
Al existir una gran diferencia en los valores del esfuerzo cortante y de la energía de
compactación en función del tipo de árido empleado se decidió realizar un estudio para
determinar la influencia que tiene en este comportamiento la fracción y el porcentaje de
árido reemplazado, empleando para ello las granulometrías recogidas en la Tabla 6.1.
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
0,02,55,07,510,012,515,017,520,022,525,0
En
erg
ia A
cum
ula
da
(kJ/
kg)
% Huecos mezcla
MRef1 MRefA
25 Ciclos 152 Ciclos
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 166
A título de ejemplo, se representan las curvas cortante-ciclos para las dos fracciones
extremas reemplazadas en función del porcentaje sustituido (del 5% al 20%) de arena de
río (2/0), Figura 6.4, y cantos rodados (16/11,2), Figura 6.5.
Figura 6.4 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas fabricadas con distintos porcentajes de arena de río (2/0).
Figura 6.5 Variación del esfuerzo cortante para las mezclas fabricadas con distintos porcentajes de cantos 16/11,2.
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
275
300
325
350
375
400
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
S (K
N/m
m2)
Nº Ciclos (N)
MRef1 MRefA 5% Arena 7,5% Arena 10% Arena12,5% Arena 15% arena 17,5 Arena 20% arena
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
275
300
325
350
375
400
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
S (K
N/m
m2)
Nº Ciclos (N)
MRef1 MRefA 5% 16/11,2 7,5% 16/11,2 10%16/11,212,5% 16/11,2 15% 16/11,2 17,5% 16/11,2 20% 16/11,2
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 167
Analizando las figuras anteriores se puede destacar que las dos mezclas de referencia
(MRef1 y MRefA) presentaron, a partir de un determinado ciclo, un valor del esfuerzo
cortante prácticamente constante. Sin embargo, al sustituir porcentajes de cantos
comprendidos entre el 5 y el 20%, el valor del esfuerzo cortante alcanzó un valor
máximo a partir del cual disminuyó progresivamente, al menos en el rango de ciclos
aplicado (N=250). La caída que sufre el esfuerzo cortante resultó ser más pronunciada
cuanto menor era el tamaño de la fracción reemplazada por cantos y mayor el porcentaje
de árido rodado introducido en la mezcla.
Para analizar mejor la caída sufrida por el esfuerzo cortante en función del tamaño de la
fracción reemplazada se representó, para un porcentaje fijo de cantos rodados, la
evolución del cortante con el número de ciclos en función de la fracción reemplazada.
En la Figura 6.6 se recogen tres curvas de compactación correspondientes a mezclas en
las que se sustituyeron las distintas fracciones por un 10%, 12,5% y un 15% de cantos
respectivamente.
Se observa como, por ejemplo, para un 10% de árido rodado el valor final del esfuerzo
cortante (N=250) oscilaba entre un 90% del cortante máximo (Smax), cuando la fracción
reemplazada es la 16/11,2, y un 67% Smax en el caso de la arena de río. En cambio, al
sustituir un 15% de árido rodado, el valor final del esfuerzo cortante el rango variaba
entre 83% Smax para la fracción de mayor tamaño y de un 33% Smax para la fracción 2/0.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 168
Figura 6.6 Evolución del esfuerzo cortante en función de la fracción reemplazada por cantos y del porcentaje de la misma.
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
275
300
325
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375
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0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
S (K
N/m
m2)
Nº Ciclos (N)
MRef1 MRefA 10% Arena 10% 4/2 10% 8/4 10% 11,2/8 10% 16/11,2
0
25
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350
375
400
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250
S (K
N/m
m2)
Nº Ciclos (N)
MRef1 MRefA 12,5% Arena 12,5% 4/2 12,5% 8/4 12,5% 11,2/8 12,5% 16/11,2
0
25
50
75
100
125
150
175
200
225
250
275
300
325
350
375
400
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260
S (K
N/m
m2)
Nº Ciclos (N)
MRefA MRef1 15% Arena 15% 4/2 15% 8/4 15% 11,2/8 15% 16/11,2
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 169
Aunque las gráficas correspondientes a la evolución del cortante permiten realizar un
análisis del comportamiento de las mezclas, se puede obtener una mayor información si
se emplean los índices volumétricos y energéticos definidos en los capítulos 4 y 5.
Para la determinación de los índices volumétricos, MSI y MRI, se emplearon los ajustes
semilogarítmicos de las curvas % huecos en mezcla-ciclos. Los índices energéticos,
EMSI y EMRI, se calcularon a partir de los datos del esfuerzo cortante. Como era de
esperar, con todas las fracciones estudiadas, al aumentar el porcentaje de cantos se
facilitaba la compactación de las mezclas.
En la Figura 6.7 se representan las curvas %huecos-ciclos correspondientes a las
mezclas fabricadas con distintos porcentajes de arena (2/0), así como los ajustes
asociados a estas curvas. Se observa como al aumentar el contenido de cantos rodados
el porcentaje de huecos disminuye más rápidamente con los ciclos aplicados. Este
comportamiento se repite con todas las fracciones analizadas.
Figura 6.7 Evolución del porcentaje de huecos con los ciclos aplicados para mezclas fabricadas con distintos porcentajes de arena de río (2/0).
vMRef1 = -3,64ln(N) + 23,97R² = 0,998
vMRefA = -2,71ln·(N) + 14,68R² = 0,986
vM12,5% = -3,40ln(N) + 21,60R² = 0,993
vM5% = -3,50ln(N) + 22,50R² = 0,990
vM7,5% = -3,43ln(N) + 22,00R² = 0,994
vM10% = -3,42ln(N) + 21,80R² = 0,986
vM15% = -3,39ln(N) + 19,90R² = 0,981 vM20% = -3,37ln(N) + 19,31
R² = 0,981vM17,5% = -3,40ln(N) + 19,70
R² = 0,980
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250
% H
uec
os
Mez
cla
(v)
Nº Ciclos (N)
MRef1 MRefA 5% Arena rio 7,5% Arena rio 10% Arena rio 12,5% Arena rio 15% Arena rio 17,5%Arena rio 20% Arena rio
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 170
En la Tabla 6.2 se recogen los resultados de los índices volumétricos y energéticos de
las mezclas fabricadas con distintas fracciones de cantos rodados en porcentajes que
oscilaron entre el 5 y el 20%. También se incluyen los valores máximos y mínimos del
esfuerzo cortante que en todos los casos tiene lugar en el ciclo 250.
Tabla 6.2 Resultados índices volumétricos y energéticos (media de dos valores).
Mezcla
% Cant
Ajuste semilogarítmico
%huecos-ciclos Índices
volumétricos Cortante (S (kN/mm2))
Índices energéticos (kJ/kg)
Ecuación R2 MSI MRI Máx NSmáx Mín.
(Nmín=250) EMSI EMRI
MRef1 0 v = -3,64·ln(N) + 23,97 0,998 663 699 395 100 381 1,366 3,550
MRef A 93 v = -2,71·ln(N) + 14,68 0,986 24 204 326 25 39 0,094 0,587
M- 2/0
5 v = -3,50·ln(N) + 22,50 0,990 446 597 395 64 288 1,110 2,852
7,5 v = -3,43·ln(N) + 22,00 0,994 401 587 374 64 259 1,090 2,797
10 v = -3,42·ln(N) + 21,80 0,986 372 564 360 50 244 0,891 2,686
12,5 v = -3,40·ln(N) + 21,60 0,993 351 552 350 50 205 0,808 2,626
15 v = -3,39·ln(N) +19,90 0,981 158 340 350 50 117 0,569 1,619
17,5 v = -3,40·ln(N) + 19,70 0,980 140 316 349 40 156 0,481 1,502
20 v = -3,37·ln(N) + 19,31 0,981 120 295 330 32 114 0,396 1,401
M-4/2
5 v = -3,56·ln(N) + 23,01 0,993 502 611 392 80 329 1,161 2,955
7,5 v = -3,55·ln(N) + 22,81 0,996 468 593 380 80 311 1,110 2,843
10 v = -3,53·ln(N) + 22,54 0,991 432 571 359 64 277 0,997 2,736
12,5 v = -3,46·ln(N) + 22,04 0,986 388 562 344 64 260 0,910 2,682
15 v = -3,46·ln(N) + 20,99 0,990 239 415 345 64 233 0,736 1,980
17,5 v = -3,45·ln(N) + 20,44 0,983 187 360 325 50 195 0,565 1,717
20 v = -3,44·ln(N) + 19,96 0,982 150 319 310 50 183 0,469 1,518
M-8/4
5 v = -3,58·ln(N) + 23,13 0,993 514 612 396 80 349 1,195 3,187
7,5 v = -3,57·ln(N) + 22,96 0,993 486 599 376 80 335 1,172 3,093
10 v = -3,56·ln(N) + 22,88 0,985 477 596 369 64 290 1,116 3,077
12,5 v = -3,55·ln(N) + 22,50 0,993 411 545 365 64 277 1,050 2,814
15 v = -3,55·ln(N) + 21,99 0,997 327 472 355 64 250 0,883 2,437
17,5 v = -3,54·ln(N) + 21,77 0,987 301 452 339 64 215 0,796 2,329
20 v = -3,54·ln(N) + 21,14 0,986 225 378 342 50 200 0,641 1,95
M-11,2/8
5 v = -3,60·ln(N) + 23,40 0,995 558 617 385 100 355 1,260 3,288
7,5 v = -3,59·ln(N) + 23,14 0,993 508 608 377 80 331 1,196 3,141
10 v = -3,58·ln(N) + 23,05 0,994 497 603 366 80 325 1,147 3,117
12,5 v = -3,57·ln(N) + 22,72 0,994 438 560 359 64 300 1,077 2,891
15 v = -3,59·ln(N) + 22,33 0,989 357 485 349 64 280 0,905 2,506
17,5 v = -3,57·ln(N) + 22,09 0,988 331 469 340 50 231 0,855 2,424
20 v = -3,56·ln(N) + 21,96 0,986 318 460 331 50 222 0,822 2,376
M-16/11,
2
5 v = -3,61·ln(N) + 23,57 0,990 590 660 382 128 364 1,287 3,417
7,5 v = -3,60·ln(N) + 23,25 0,993 523 615 378 100 350 1,226 3,182
10 v = -3,58·ln(N) + 23,09 0,996 505 610 369 100 336 1,163 3,152
12,5 v = -3,60·ln(N) + 22,95 0,989 460 566 365 80 320 1,097 2,928
15 v = -3,59·ln(N) + 22,53 0,988 390 513 361 80 300 0,955 2,65
17,5 v = -3,60·ln(N) + 22,38 0,986 359 483 359 80 276 0,899 2,499
20 v = -3,59·ln(N) + 22,20 0,981 337 468 359 64 254 0,869 2,417
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 171
Los resultados incluidos en Tabla 6.2 muestran claramente la sensibilidad de los índices
a la composición de las mezclas. A título de ejemplo, si se comparan las dos mezclas de
referencia el valor del índice EMSI de la mezcla MRef1 es de 1,366 kJ/kg, mientras en que
la mezcla MRefA, fabricada con cantos, su valor se reduce a 0,094 kJ/kg. Con las
combinaciones intermedias se produce una variación constante en función de la
composición, por lo que se puede indicar que los índices propuestos son capaces de
detectar pequeñas variaciones en la composición de las mezclas no obstante, esta
afirmación se ha verificado estadísticamente.
Para una mejor interpretación de los resultados recogidos en este apartado en la Figura
6.8 se ha representado el ahorro energético obtenido durante la compactación de las
mezclas fabricadas con distintos porcentajes de cantos, cuantificado con el índice EMSI
(Ahorro EMSI (%)), en comparación con la mezcla fabricada en su totalidad con árido de
machaqueo (MRef1). Analizando la figura queda claro como al disminuir el tamaño
medio de la fracción reemplazada y aumentar el porcentaje de cantos el ahorro
energético conseguido es mayor, llegando a ser de hasta el 71% en mezclas fabricadas
con un 20% de arena.
Figura 6.8 % Ahorro EMSI de las mezclas fabricadas con cantos en relación a la energía consumida por la mezcla MRef1.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 172
La ecuación (6.1) es una de las que mejor se ajusta a la superficie representada en la
Figura 6.8, con un R2 corregido de 0,929 y un valor del estadístico F de 232,862.
)(·063,9·951,2356,8(%) TLnCAhorroE MSI (6.1)
Donde:
C es el porcentaje de cantos introducido en la mezcla;
T es el tamaño medio de la fracción reemplazada por cantos (mm).
En la Figura 6.9 se observa como a medida que aumenta el porcentaje de cantos las
diferencias de consumo energético entre mezclas fabricadas con fracciones de distinto
tamaño también son mayores. Por ejemplo, para conseguir un 20% de ahorro bastaría
introducir un 5% de arena de río sin embargo, haría falta para lograr el mismo objetivo
un 12,5% de la fracción 16/11,2.
Figura 6.9 % Ahorro EMSI de las mezclas fabricadas con cantos en relación a la energía consumida por la mezcla MRef1.
05
1015202530354045505560657075
5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 17,5 20,0
% A
ho
rro
E-M
SI
% Cantos
M2/0 M4/2 M8/4 M11,2/8 M16/11,2
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 173
Para hacer un análisis más profundo del nivel de significación de las variables % de
cantos (C) y tamaño medio de la fracción sustituida (T), se realizó un ANOVA
univariante con dos factores. Para ello se empleó el Modelo Lineal General (MGL)
univariante, el cual realiza un análisis de regresión y uno de varianza para una variable
dependiente mediante uno o más factores o variables. Con este procedimiento es posible
contrastar la hipótesis nula de los efectos de una o más variables sobre las medias de
varios conjuntos agrupados con una única variable dependiente.
En primer lugar se comprobaron los supuestos de normalidad (prueba de Kolmogorov-
Smirnov), homocedasticidad (prueba de Levene) e independencia de las observaciones.
La variable MRI no cumplía el supuesto de normalidad, la distribución de sus datos era
asimétrica negativa, por lo se fue necesario realizar una transformación elevando sus
valores al cuadrado (Figura 6.10).
Figura 6.10 Escalera de transformaciones adaptada de Erickson y Nosanchuk (1977).
Analizando los resultados del MGL univariante (Anexo II) se comprobó que los efectos
individuales de los dos factores incluidos en el modelo, C y T, eran significativos (p-
valor<0,05) por lo tanto, los grupos formados por estas variables poseían valores de los
índices diferentes. Además, la interacción % cantos-tamaño medio también tenía un
efecto significativo. En todos los casos se cumplió que la variable independiente C era
la más significativa (valores más altos de F) y por lo tanto, la que influye en mayor
medida en el comportamiento energético de las mezclas.
Además se obtuvieron las correlaciones bivariadas (Tabla 6.3) con el objetivo de
determinar, a partir de las correlaciones de Pearson y el p-valor, cuáles eran la variables
que estaban linealmente relacionadas. Se verificó así que las cuatro variables
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 174
dependientes presentaban una relación lineal negativa con el porcentaje de cantos
(Coeficientes de Pearson negativos y próximos a -1 y p-valor <0,05) y positiva con el
tamaño medio de la fracción sustituida (Coeficientes de Pearson positivos y próximos a
1 y p-valor<0,05). Esto implica que las mezclas fabricadas con mayores porcentajes de
cantos y aquellas en las que la fracción sustituida es de menor tamaño son las que se
compactan más fácilmente, pero también las que ofrecen una menor resistencia a las
deformaciones plásticas.
Tabla 6.3 Correlaciones bivariadas.
T C MSI MRI2
MSI
Correlación de Pearson 0,343* -0,857* 1 0,979*
Sig. (bilateral) 0,003 0,000 0,000
N 72 72 72 72
MRI2
Correlación de Pearson 0,204 -0,904* 0,979* 1
Sig. (bilateral) 0,086 0,000 0,000
N 72 72 72 72
EMSI
Correlación de Pearson 0,346* -0,853* 0,984* 0,964*
Sig. (bilateral) 0,003 0,000 0,000 0,000
N 72 72 72 72
EMRI
Correlación de Pearson 0,368* -0,827* 0,989* 0,977*
Sig. (bilateral) 0,001 0,000 0,000 0,000
N 72 72 72 72
*La correlación es significativa al nivel 0,01 (bilateral)
Con el estudio estadístico llevado a cabo ha sido posible confirmar que, para un tipo y
porcentaje fijo de ligante, los índices desarrollados son sensibles a la angulosidad del
árido empleado, y que la variable que más influye en la compactabilidad y la resistencia
a la post-compactación de las mezclas es el porcentaje de cantos introducido.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 175
6.1.3 ESTUDIO DE LA RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES
PLÁSTICAS
Una vez comprobado que es posible reducir la energía de compactación al introducir
cantos rodados, y teniendo en cuenta la experiencia propia así como las referencias
bibliográficas encontradas, que indican que el empleo de este tipo de árido puede dar
lugar a la aparición de deformaciones plásticas, se decidió comprobar el
comportamiento que presentaban estas mezclas mediante el ensayo de rodadura
recogido en la UNE-EN 12697-22 (2006).
Se fabricaron dos probetas de dimensiones 410x260x60 mm3 por cada mezcla
estudiada. La compactación de las probetas de pista se llevó a cabo con la compactadora
de segmento, empleándose una secuencia de control de la altura es decir, se realizaron el
número de pasadas necesario para alcanzar la altura requerida (60 mm) para lograr la
densidad de referencia, que es la correspondiente al 98% de la densidad Marshall.
Se comenzó verificando que la mezcla de referencia fabricada en su totalidad árido de
machaqueo, MRef1, cumplía con las especificaciones relativas a capa base e intermedia.
Por el contrario, como era de esperar, la mezcla con un 93% de cantos en su
composición, MRefA, presentaba una pendiente de deformación muy elevada (Figura
6.11). Por ello se decidió ensayar únicamente las mezclas con porcentajes bajos de árido
rodado, 5 y 10%.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 176
(a) (b)
Figura 6.11 Deformación (mm) en función del nº de ciclos para las mezclas de referencia: (a) MRef1 y (b) MRefA.
En la Tabla 6.4 se recogen los resultados correspondientes al ensayo de pista, y de los
índices de post-compactación, MRI y EMRI, obtenidos a partir de los datos
proporcionados por la máquina giratoria.
Tabla 6.4 Pendiente de deformación (mm/1000ciclos) en función del tipo de mezcla.
Mezcla % Cantos (del
peso total)
Pendiente de deformación
(mm/1000ciclos)
Índices Post-compactación
MRI EMRI (kJ/kg)
MRef1 0% 0,096 699 3,549
M-16/11,2 5% 0,100 660 3,417
10% 0,144 610 3,152
M-11,2/8 5% 0,129 617 3,288
10% 0,174 603 3,117
M-8/4 5% 0,146 612 3,187
10% 0,191 596 3,077
M-4/2 5% 0,167 611 2,955
10% 0,205 571 2,736
M-2/0 5% 0,166 597 2,852
10% 0,213 564 2,686
MRefA 93% 0,450 204 0,587
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 177
Las únicas mezclas que cumplían con las especificaciones relativas a capa base e
intermedia fueron la de referencia, MRef1, y la fabricada con un 5% de cantos rodados de
la fracción más gruesa (M-16/11,2). Como era de esperar las deformaciones
aumentaban con el contenido de cantos introducido. Este ensayo también mostró la
influencia de la fracción reemplazada y, al igual que en el ensayo de máquina giratoria,
puso de manifiesto que cuanto más pequeño era el tamaño de la fracción reemplazada
por cantos, mayores eran las deformaciones producidas.
Los resultados de esta primera parte del estudio han permitido determinar la influencia
que tienen los cantos rodados en la compactabilidad y en la resistencia a las
deformaciones plásticas. Sin embargo, las mezclas analizadas no cumplieron, salvo
excepciones, con las especificaciones relativas al ensayo de pista de la normativa
española por lo que no pueden ser empleadas, al menos con las dosificaciones
analizadas, en la construcción de las capas base, intermedia o rodadura, ya que
prácticamente todos los valores se encontraban por encima del 0,10 mm/1000 ciclos.
Esto es debido a que en esta fase inicial del trabajo se llevó a cabo con un ligante B-
60/70 cuya rigidez no es suficiente para compensar la pérdida de resistencia a las
deformaciones que supone la introducción de árido rodado.
Por estos motivos, se decidió ampliar el estudio empleando ligantes más duros, tal y
como se describe en el siguiente apartado.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 178
6.2 INFLUENCIA DEL TAMAÑO DE LA FRACCIÓN REEMPLAZADA POR
CANTOS Y DEL LIGANTE EN EL CONSUMO ENERGÉTICO Y EL
COMPORTAMIENTO MECÁNICO DE MEZCLAS DE ALTO MÓDULO
Como se comprobó en la fase anterior la presencia de cantos rodados supone la
aparición de deformaciones plásticas cuando se emplea un ligante B-60/70. Por ello, se
decidió completar el estudio analizando mezclas más rígidas con objeto de minimizar
este problema. Con este fin, se seleccionaron dos ligantes de menor penetración, un B-
13/22 y un B-40/50. Para estos ligantes se analizó la influencia de la dotación del
ligante y de la fracción reemplazada por cantos rodados.
Para reducir el número de variables independientes y no tener que realizar un número de
ensayos muy elevado se decidió fijar el porcentaje de cantos reemplazado. Para ello, se
realizaron unos ensayos de pista de puesta a punto tras los cuales se concluyó que
porcentajes altos de cantos rodados daban lugar a deformaciones plásticas, por lo que se
fijo el contenido introducido en un 10%.
En la siguiente tabla se recogen las composiciones de las mezclas de referencia,
fabricadas en su totalidad con árido de machaqueo (MRef1-MRef3) y con un 93% de
cantos rodados (MRefA-MRefC), así como las mezclas fabricadas con un 10% de árido
rodado (M1-M15).
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 179
Tabla 6.5 Nomenclatura mezclas en función del tamaño de la fracción reemplazada por cantos rodados y el tipo de ligante.
Mezcla
Áridos Cantos rodados
Betún APERTURA TAMIZ (mm)
22/16 16/11,2 11,2/8 8/4 4/2 2/0 % Tipo
MRef1 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza 0 60/70
MRef2 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza 0 13/22
MRef3 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza 0 40/50
MRefA Cantos Cantos Cantos Cantos Cantos Arena 93 60/70
MRefB Cantos Cantos Cantos Cantos Cantos Arena 93 13/22
MRefC Cantos Cantos Cantos Cantos Cantos Arena 93 40/50
M1 Ofita Cantos Ofita Ofita Ofita Caliza 10 60/70
M2 Ofita Cantos Ofita Ofita Ofita Caliza 10 13/22
M3 Ofita Cantos Ofita Ofita Ofita Caliza 10 40/50
M4 Ofita Ofita Cantos Ofita Ofita Caliza 10 60/70
M5 Ofita Ofita Cantos Ofita Ofita Caliza 10 13/22
M6 Ofita Ofita Cantos Ofita Ofita Caliza 10 40/50
M7 Ofita Ofita Ofita Cantos Ofita Caliza 10 60/70
M8 Ofita Ofita Ofita Cantos Ofita Caliza 10 13/22
M9 Ofita Ofita Ofita Cantos Ofita Caliza 10 40/50
M10 Ofita Ofita Ofita Ofita Cantos Caliza 10 60/70
M11 Ofita Ofita Ofita Ofita Cantos Caliza 10 13/22
M12 Ofita Ofita Ofita Ofita Cantos Caliza 10 40/50
M13 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza + Arena río
10 60/70
M14 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza +
Arena río 10 13/22
M15 Ofita Ofita Ofita Ofita Ofita Caliza + Arena río
10 40/50
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 180
6.2.1 ESTUDIO DEL CONSUMO ENERGÉTICO DURANTE LA
FABRICACIÓN
En el capítulo 4 se recogió el procedimiento desarrollado para la medida del consumo
energético durante el proceso de envuelta con una amasadora mecánica. Como ya se ha
indicado, con este procedimiento no es posible medir directamente la energía necesaria
para el amasado de las mezclas, pero sí permite realizar estudios comparativos para
determinar qué tipo de mezclas precisan una menor energía.
A modo de ejemplo, en la Figura 6.12 se representan los consumos energéticos (W·h)
de una amasada en blanco de árido ofítico (blanco ofita) de una mezcla fabricada en su
totalidad con árido de machaqueo (M13/22), y de las mezclas fabricadas con un 93%
(C13/22) y un 10% (M2) de cantos rodados. Todas ellas se han fabricado con un 4,9% s/m
de ligante B-13/22. En todos los casos se ha registrado la energía consumida durante el
proceso amasado de 3600 gr de mezcla durante un periodo de 180 s.
Figura 6.12 Energía consumida (W·h) en la envuelta de las mezclas con un ligante B-13/22 (4,9% s/m).
0,00,51,01,52,02,53,03,54,04,55,05,56,06,57,07,58,08,5
0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180
E (W
.h)
t(s)
Blanco Of ita M13/22 M2 (10% cantos 16/11,2) C13/22
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 181
Aunque en la Figura 6.12 se aprecian distintas pendientes de las curvas de consumo en
función del tipo de mezcla considerado, se puede realizar un mejor estudio si se
representa la variación de energía de una mezcla con respecto una de referencia
(Ecuación 4.5).
REFERENCIAMEZCLA E - E E
(4.5)
Si ∆E es negativo, como ocurre en el caso de las mezclas fabricadas en su totalidad con
árido rodado (C13/22), quiere decir que el consumo energético durante su envuelta es
inferior al consumo de la amasada en blanco de los áridos de machaqueo (Blanco Ofita),
Figura 6.13.
Figura 6.13 Variación de la energía consumida (W·h) en la envuelta de las mezclas con un ligante B-13/22 (4,9% s/m).
-0,4
-0,3
-0,2
-0,1
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0 15 30 45 60 75 90 105 120 135 150 165 180
∆E
(W·h
)
t(s)
Blanco Of ita M13/22 M2 (10% cantos 16/11,2) C13/22
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 182
El segundo parámetro empleado en este estudio, definido ya en el capítulo 4 (Ecuación
4.6), corresponde a la pendiente de la recta ∆E-tiempo (θFab). Como EREFERENCIA se ha
tomado, en todos los casos, la amasada en blanco de los áridos de machaqueo.
masaFab
envuelta
MACHAQUEO DE ARIDOSMEZCLA
t
E -E
(4.6)
Valores de la pendiente negativos (θFab<0) significan menor consumo energético que la
mezcla tomada como referencia correspondiente a la amasada en blanco de los áridos de
machaqueo.
En la Tabla 6.6 se recoge la variación del consumo energético ∆E y las pendientes θFab,
obtenidas con las mezclas fabricadas en su totalidad con árido de machaqueo y con
árido rodado.
Tabla 6.6 Variación energía y pendiente de fabricación en función del tipo y contenido de ligante y de la naturaleza del árido (EREFERENCIA: árido de machaqueo).
Mezcla %
cantos
Fracción
reemplaz.
Tipo
betún
% Ligante (s/m)
4,60% 4,90% 5,20% 5,60%
ΔE
(W.h)
θFab
(W/kg)
ΔE
(W.h)
θFab
(W/kg)
ΔE
(W.h)
θFab
(W/kg)
ΔE
(W.h)
θFab
(W/kg)
M60/70 0 - B-60/70 0,66 3,67 0,61 3,39 0,55 3,06 0,53 2,94
M40/50 0 - B-40/50 0,69 3,83 0,64 3,56 0,58 3,22 0,56 3,11
M13/22 0 - B-13/22 0,72 4,00 0,69 3,83 0,63 3,50 0,6 3,33
C60/70 93 Todas B-60/70 -0,41 -2,28 -0,42 -2,33 -0,43 -2,39 -0,45 -2,50
C40/50 93 Todas B-40/50 -0,36 -2,00 -0,36 -2,00 -0,41 -2,28 -0,43 -2,39
C13/22 93 Todas B-13/22 -0,34 -1,89 -0,36 -2,00 -0,39 -2,17 -0,41 -2,28
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 183
Analizando los resultados recogidos en Tabla 6.6 se puede concluir que:
Ligantes más blandos y altos porcentajes facilitan el proceso de amasado.
Cuando se emplean un 93% de cantos rodados se obtienen pendientes negativas,
lo que indica que se produce una disminución de la energía consumida respecto
a la amasada en blanco de áridos de machaqueo.
Para estudiar el efecto del tamaño de la fracción de árido de machaqueo sustituida por
cantos rodados en la energía de envuelta el porcentaje de cantos rodados introducido fue
del 10%.
Tomando como referencia una amasada en blanco de los áridos de machaqueo en la
siguiente figura se observa que las mezclas que precisan una menor energía durante el
proceso de envuelta son aquellas en las que se ha reemplazado la fracción más fina
(arena 2/0). Además, como era de esperar, el empleo de ligantes de mayor penetración
también favorece el proceso de envuelta.
Figura 6.14 Pendiente de fabricación mezclas fabricadas con un porcentaje fijo de cantos rodados.
-0,5
-0,4
-0,3
-0,2
-0,1
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6
0% Cantos 93% Cantos 10% Cantos 16/11,2
10% Cantos 11,2/8
10% Cantos 8/4 10% Cantos 4/2 10% Arena río (2/0)
∆E
(W
·h)
B-60/70 B-40/50 B-13/22
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 184
En la Figura 6.15 se ha representado la diferencia de energía calculada con respecto a
una mezcla M13/22, fabricada en su totalidad con árido de machaqueo y un 4,9% s/m de
ligante B-13/55 (representado con una línea roja discontinua en la Figura 6.14). La
selección de esta mezcla como mezcla de referencia se debe a que esta parte del estudio
se ha centrado en la fabricación de mezclas de alto módulo. Analizando los resultados
se observa el mismo comportamiento que en la figura anterior, verificando que la
introducción de cantos rodados favorece el proceso de amasado.
Figura 6.15 Diferencia de consumo energético respecto a la mezcla M13/22 fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m).
En la Tabla 6.7 se recogen, además de los datos correspondientes a la variación de la
energía ya representados en las figuras anteriores, los resultados de la pendiente de
fabricación de las mezclas con un 10% de cantos rodados y distintas penetraciones y
contenidos de ligante.
-1,2
-1,1
-1,0
-0,9
-0,8
-0,7
-0,6
-0,5
-0,4
-0,3
-0,2
-0,1
0,0
0,1
4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6 4,6 4,9 5,2 5,6
0% Cantos 93% Cantos 10% Cantos 16/11,2
10% Cantos 11,2/8
10% Cantos 8/4 10% Cantos 4/2 10% Arena río (2/0)
∆E
(W·h
)
B-60/70 B-40/50 B-13/22
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 185
Tabla 6.7 Variación de la energía y de la pendiente de fabricación en función del tipo y contenido de ligante y de la naturaleza del árido (EREFERENCIA: árido de machaqueo).
Mez %
cant
Fracción
reemplaz
Tipo
betún
% Ligante (s/m)
4,60% 4,90% 5,20% 5,60%
ΔE
(W.h)
θFab
(W/kg)
ΔE
(W.h)
θFab
(W/kg)
ΔE
(W.h)
θFab
(W/kg)
ΔE
(W.h)
θFab
(W/kg)
M1 10 16/11,2 B-60/70 0,22 1,22 0,19 1,06 0,15 0,83 0,13 0,72
M2 10 16/11,2 B-13/22 0,27 1,50 0,22 1,22 0,19 1,06 0,17 0,94
M3 10 16/11,2 B-40/50 0,16 0,89 0,17 0,94 0,16 0,89 0,14 0,78
M4 10 11,2/8 B-60/70 0,18 1,00 0,16 0,89 0,14 0,78 0,10 0,56
M5 10 11,2/8 B-13/22 0,24 1,33 0,21 1,17 0,20 1,11 0,16 0,89
M6 10 11,2/8 B-40/50 0,22 1,22 0,18 1,00 0,16 0,89 0,14 0,78
M7 10 8/4 B-60/70 0,11 0,61 0,09 0,50 0,06 0,33 0,04 0,22
M8 10 8/4 B-13/22 0,17 0,94 0,14 0,78 0,12 0,67 0,10 0,56
M9 10 8/4 B-40/50 0,12 0,67 0,1 0,56 0,09 0,50 0,08 0,44
M10 10 4/2 B-60/70 0,1 0,56 0,05 0,28 -0,01 -0,06 -0,06 -0,33
M11 10 4/2 B-13/22 0,15 0,83 0,11 0,61 0,10 0,56 0,05 0,28
M12 10 4/2 B-40/50 0,11 0,61 0,09 0,50 0,06 0,33 0,03 0,17
M13 10 Arena
(2/0) B-60/70 0,05 0,28 -0,08 -0,44 -0,10 -0,56 -0,14 -0,78
M14 10 Arena
(2/0) B-13/22 0,10 0,56 0,05 0,28 -0,06 -0,33 -0,10 -0,56
M15 10 Arena
(2/0) B-40/50 0,03 0,17 -0,03 -0,17 -0,10 -0,56 -0,12 -0,67
Para una mejor interpretación global de los resultados recogidos en la tabla anterior, en
la Figura 6.16 se representa la superficie resultante de la pendiente de fabricación para
un contenido fijo de ligante (4,9% s/m) en función del tamaño medio de la fracción
sustituida y de la penetración media del ligante.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 186
Se aprecia como al disminuir el tamaño medio de la fracción sustituida por cantos y
aumentar la penetración del ligante disminuye la pendiente de fabricación lo que
implica que, bajo estas condiciones, se facilita el proceso de envuelta.
Figura 6.16 Influencia del tamaño medio de la fracción sustituida y de la penetración media del ligante en la pendiente de fabricación.
Una de las ecuaciones que mejor se ajustan a la superficie anterior con un R2 corregido
de 0,892 y un valor del estadístico F de 64,971, viene dada por la siguiente expresión:
PTLnFab ·0074,0)(·4173,03006,0 (6.2)
Donde:
T es el tamaño medio de la fracción reemplazada por cantos (mm);
P es la penetración media del ligante (dmm).
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 187
6.2.2 ESTUDIO DE LA COMPACTABILIDAD DE LAS MEZCLAS CON
CANTOS RODADOS
En este apartado se recoge un estudio, complementario al llevado a cabo en la fase
previa con un betún B-60/70, de la compactabilidad de las mezclas bituminosas que
incorporan cantos rodados. Para ello, se ha analizado la influencia que tiene la
penetración de los ligantes B-40/50 y B-13/22 y sus porcentajes en la facilidad de
compactación de las mezclas fabricadas con un 10% de cantos rodados.
La compactabilidad se determinó a partir del índice volumétrico MSI y el energético
EMSI. También se calcularon los índices de post-compactación, MRI y EMRI, para
posteriormente verificar, como ya se hizo en el capítulo 5, si existían correlaciones con
los resultados del ensayo de pista con objeto de establecer si es estadísticamente posible
la estimación de la resistencia a las deformaciones plásticas de las mezclas fabricadas
con un 10% de cantos a partir de los índices obtenidos con la compactadora giratoria.
En la Tabla 6.8 se recogen los resultados de los índices volumétricos y energéticos de
las mezclas fabricadas con un 10% de cantos rodados, así como los obtenidos para las
de referencia. Analizando los índices de compactabilidad se observa el mismo
comportamiento que en la fase anterior es decir, a medida que se reduce el tamaño
medio de la fracción sustituida y se emplean mayores dotaciones de los ligantes más
blandos el valor de los índices decrece, esto implica que las mezclas son más fáciles de
compactar.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 188
Tabla 6.8 Resultados índices volumétricos y energéticos (media de dos valores).
Mezcla Áridos Ligante Índices volumétricos Índices energéticos
Fracción % Cantos Penetración % s/m MSI MRI EMSI EMRI
MRef1
-
0% B-60/70 4,6 690 729 1,428 3,678 4,9 663 699 1,366 3,550 5,2 608 630 1,208 3,312
MRef2 0% B-13/22 4,6 749 777 1,571 3,967 4,9 702 733 1,472 3,875 5,2 670 718 1,329 3,522
MRef3 0% B-40/50 4,6 723 739 1,476 3,814 4,9 699 724 1,387 3,644 5,2 643 625 1,320 3,307
M1
16/11,2
10% B-60/70 4,6 595 626 1,350 3,398 4,9 505 610 1,163 3,152 5,2 496 601 1,104 2,987
M2 10% B-13/22 4,6 690 725 1,495 3,765 4,9 642 684 1,400 3,502 5,2 601 628 1,278 3,233
M3 10% B-40/50 4,6 639 626 1,401 3,342 4,9 608 621 1,336 3,233 5,2 587 615 1,225 3,112
M4
11,2/8
10% B-60/70 4,6 544 618 1,306 3,209 4,9 497 603 1,147 3,117 5,2 466 570 1,083 2,824
M5 10% B-13/22 4,6 671 687 1,450 3,709 4,9 626 665 1,335 3,435 5,2 587 622 1,217 3,108
M6 10% B-40/50 4,6 613 620 1,320 3,314 4,9 601 610 1,309 3,201 5,2 576 592 1,199 3,061
M7
8/4
10% B-60/70 4,6 529 606 1,278 3,146 4,9 477 596 1,116 3,077 5,2 458 555 1,060 2,661
M8 10% B-13/22 4,6 628 667 1,407 3,469 4,9 616 640 1,311 3,371 5,2 574 610 1,187 3,128
M9 10% B-40/50 4,6 614 615 1,311 3,294 4,9 599 606 1,298 3,104 5,2 558 579 1,170 2,806
M10
4/2
10% B-60/70 4,6 511 592,5 1,244 2,994 4,9 432 571 0,997 2,736 5,2 411 522 0,953 2,596
M11 10% B-13/22 4,6 635 646 1,383 3,380 4,9 601 634 1,308 3,296 5,2 554 574 1,144 3,035
M12 10% B-40/50 4,6 603 610 1,278 3,203 4,9 580 588 1,232 3,003 5,2 544 548 1,127 2,662
M13
2/0
10% B-60/70 4,6 443 603 1,114 2,924 4,9 372 564 0,891 2,686 5,2 358 548 0,830 2,522
M14 10% B-13/22 4,6 589 650 1,303 3,390 4,9 550 638 1,201 3,306 5,2 524 589 1,108 2,920
M15 10% B-40/50 4,6 561 607 1,207 3,191 4,9 531 583 1,162 3,002 5,2 509 548 1,071 2,606
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 189
Se calcularon además los ahorros energéticos conseguidos en las mezclas con cantos en
relación con la mezcla de referencia MRef2 fabricada con el contenido óptimo de ligante
(4,9% s/m). La selección de esta mezcla fue debida a que se pretendía cuantificar el
porcentaje de ahorro logrado con respecto a una mezcla de alto módulo convencional.
El mayor ahorro energético, del orden del 95%, se consiguió con la mezcla fabricada
con el 93% de cantos rodados y un 5,2% de B-60/70. Si se analizan únicamente las
mezclas en las que se ha reemplazado el 10% de cantos, se observa que se pueden llegar
a conseguir ahorros de hasta el 47% en el caso de una mezcla fabricada con una arena
de río, y un betún 5,2% de B-60/70.
En la Figura 6.17 se representa el ahorro energético conseguido, con el óptimo de
ligante (4,9% s/m), en las mezclas fabricadas con un 10% de cantos rodados en función
del tamaño medio de la fracción reemplazada y de la penetración media del ligante. De
nuevo se comprueba que el empleo de ligantes más blandos y fracciones más finas de
áridos de machaqueo reducen el consumo energético durante el proceso de
compactación.
Figura 6.17 Ahorros energéticos (%) en relación con la mezcla de referencia (MRef2) fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m).
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 190
La ecuación (6.3) permite predecir el ahorro energético en función de las variables
independientes penetración del ligante y tamaño de la fracción sustituida. Este modelo
tiene un R2 ajustado de 0,941 y un valor del estadístico F de 122,469.
)(·565,5·478,6193,18(%) 35 TLnPEAhorroE MSI (6.3)
Donde:
P es la penetración media del ligante (dmm);
T es el tamaño medio de la fracción reemplazada por cantos (mm).
Si se analizan por separado las mezclas fabricadas con distintos contenidos del ligante
B-13/22, Figura 6.18, se observa que, desde el punto de vista de ahorro energético de
compactación, sería conveniente reemplazar las fracciones más finas y emplear mayores
dotaciones de ligante. Para el contenido óptimo de ligante (4,9% s/m), los ahorros
oscilaron entre el 5%, cuando la fracción reemplazada fue la 16/11,2, hasta el 18% al
emplear arena de río.
Figura 6.18 Ahorros energéticos (%) en relación con la mezcla de referencia (MRef2) fabricada con el óptimo de ligante (4,9% s/m).
-2
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
26
4,6 4,9 5,2 4,6 4,9 5,2 4,6 4,9 5,2 4,6 4,9 5,2 4,6 4,9 5,2
10% 16/11,2 10% 11,2/8 10% 8/4 10% 4/2 10% Arena rio
Ah
orr
o E
-MS
I (k
J/kg
)
B-13/22
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 191
6.2.3 ESTUDIO DEL COMPORTAMIENTO MECÁNICO
El diseño de mezclas que permitan reducir la energía de fabricación y puesta en obra no
tiene sentido si éstas no son aptas para poder ser utilizadas en la construcción de
carreteras. Por ello, se han completado los ensayos realizados con la máquina giratoria
con los recogidos en la normativa española de sensibilidad al agua y resistencia a las
deformaciones plásticas mediante el ensayo de rodadura.
Además, se han determinado los valores del módulo resiliente y las leyes de fatiga.
6.2.3.1 Estudio de la sensibilidad al agua
Para comprobar la adhesividad árido-ligante de las mezclas con un 10% de cantos (M1-
M15) y de las de referencia fabricadas en su totalidad con árido de machaqueo (MRef1-
MRef3, MRefA-MRefB) se empleó únicamente el contenido óptimo de ligante 4,9% s/m. Tal
como indica la normativa, las mezclas se compactaron aplicando una energía de 50
golpes Marshall por cara.
En la Tabla 6.9 se recogen los resultados de las distintas mezclas estudiadas relativos al
ensayo de sensibilidad al agua mediante la determinación de la resistencia a tracción
indirecta. La resistencia conservada para una mezcla tipo AC22MAM, según el artículo
542 del PG-3, debe presentar un valor mínimo del 80%, en capa base o intermedia.
Todas las mezclas analizadas cumplieron con esta especificación excepto en dos casos
en los que el valor únicamente alcanzó el 79%. La resistencia conservada se mantuvo
prácticamente constante para todas las mezclas estudiadas, oscilando entre el 79% y el
85%, resultando siempre ligeramente superior al emplear un ligante B-13/22.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 192
Tabla 6.9 Razón de resistencia a la tracción indirecta de las distintas mezclas fabricadas (media de dos series Anexo III).
Nº Mezcla
Fracción reemplazada
% cantos rodados
Tipo betún
ITSw (MPa)
ITSd (MPa)
ITSR (%)
Densidad % huecos
50 golpes
Áridos
50 golpe
s
MRef1
- 0
B-60/70 0,190 0,226 84
2,835
2,469 5,8
MRef2 B-13/22 0,270 0,315 86 2,453 6,4
MRef3 B-40/50 0,213 0,259 82 2,459 6,4
M1
16/11,2 10
B-60/70 0,162 0,201 81
2,809
2,469 5,2
M2 B-13/22 0,275 0,323 85 2,458 5,5
M3 B-40/50 0,261 0,310 84 2,463 5,3
M4
11,2/8 10
B-60/70 0,152 0,188 81
2,809
2,471 5,2
M5 B-13/22 0,256 0,308 83 2,464 5,6
M6 B-40/50 0,231 0,292 79 2,468 5,3
M7
8/4 10
B-60/70 0,153 0,191 80
2,809
2,473 5,0
M8 B-13/22 0,256 0,315 81 2,466 5,2
M9 B-40/50 0,228 0,287 79 2,469 5,1
M10
4/2 10
B-60/70 0,157 0,194 81
2,804
2,466 5,0
M11 B-13/22 0,235 0,278 84 2,459 5,3
M12 B-40/50 0,211 0,255 83 2,462 5,4
M13
0,5/0 10
B-60/70 0,147 0,184 80
2,834
2,485 4,9
M14 B-13/22 0,225 0,270 84 2,479 5,2
M15 B-40/50 0,209 0,260 81 2,481 5,2
MRefA 22/0,063 93
B-60/70 0,121 0,151 80 2,644
2,39 3,0
MRefB B-13/22 0,210 0,262 80 2,386 3,2
Aunque la facilidad de compactación ya se ha abordado con más profundidad con el
empleo de la máquina giratoria, es interesante analizar los huecos alcanzados en cada
una de las mezclas compactadas con la compactadora Marshall (50 impactos/cara).
Como era de esperar, los mayores porcentajes de huecos corresponden a las mezclas
fabricadas en su totalidad con árido de machaqueo. En el otro extremo se encuentran las
mezclas con un 93% de cantos, en las que los huecos en mezcla obtenidos son inferiores
al 3,5%. También se observa la influencia del tipo de ligante empleado ya que en todos
los casos, para una granulometría fija, presentan más huecos las mezclas fabricadas con
un betún más duro. Con respecto al tamaño de la fracción reemplazada prácticamente no
tiene influencia en el nivel de compactación alcanzado.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 193
Para establecer cuáles son las variables con mayor influencia en la resistencia a tracción
de las probetas secas (ITSd) y tras inmersión (ITSw), y en la resistencia conservada
(ITSR) se llevó a cabo un estudio con el programa estadístico SPSS. Para ello se
emplearon únicamente los resultados de las mezclas fabricadas con un 10% de cantos
rodados, utilizando dos réplicas de cada combinación (ver tabla Anexo III).
En primer lugar se obtuvieron las correlaciones bivariadas (Tabla 6.10) con el objetivo
de determinar, a partir de las correlaciones de Pearson y el p-valor, cuáles eran la
variables que están linealmente relacionadas.
Tabla 6.10 Correlaciones bivariadas.
ITSw ITSd ITSR
T (tamaño fracción)
Correlación de Pearson 0,300 0,284 0,245
Sig. (bilateral) 0,107 0,129 0,192
N 30 30 30
P (penetración media)
Correlación de Pearson -0,857* -0,839* -0,644*
Sig. (bilateral) 0,000 0,000 0,000
N 30 30 30
*La correlación es significativa al nivel 0,01 (bilateral)
A partir de los resultados mostrados en la Tabla 6.10 se puede establecer que tanto la
resistencia conservada (ITSR) como las resistencias a tracción (ITSw y ITSd) presentan
una relación lineal negativa con la penetración media del ligante (Coeficientes de
Pearson negativos y próximos a -1 y p-valor<0,05). El tamaño medio de la fracción
sustituida por cantos rodados no está linealmente relacionada con ninguna de las
variables dependientes (coeficientes de Pearson próximos a 0 y p-valor >0,05).
Se utilizaron además correlaciones parciales para estimar la relación lineal existente
entre las variables dependientes y el tamaño medio de la fracción sustituida, ajustándola
a los efectos lineales que sobre la misma pueda presentar la penetración media (Tabla
6.11). En este caso se observa que la variable T sí presenta relación lineal positiva con
los índices ITSw e ITSd pero no con la resistencia conservada (ITSR).
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 194
Tabla 6.11 Correlaciones parciales de primer orden eliminando el influjo de la variable independiente P.
Variable de control: P ITSw ITSd ITSR
T
Correlación 0,582 0,521 0,320
Significación (bilateral) 0,001 0,004 0,090
gl 27 27 27
Para hacer un análisis más profundo del nivel de significación de las variables
independientes P y T se realizó un análisis de la varianza de un factor (ver tabla Anexo
III). Previamente se llevó a cabo una transformación de las variables dependientes con
el objetivo de cumplir con los supuestos de normalidad (prueba de Kolmogorov-
Smirnov), homocedasticidad (prueba de Levene) e independencia de las observaciones.
Analizando los resultados del ANOVA se verificó que únicamente la penetración del
ligante tiene una influencia significativa en la resistencia a tracción indirecta, con un
nivel de confianza del 95%. En la resistencia conservada influyen las dos variables
independientes, P y T. Al comparar los valores de la F de Fisher se puede concluir que
la penetración del ligante es más significativa que el tamaño medio de la fracción
sustituida.
A partir de los resultados de sensibilidad al agua se puede concluir que la introducción
de un 10% de cantos prácticamente no tiene influencia en la resistencia conservada de
las mezclas, cumpliendo las especificaciones recogidas en la normativa española para
capa de base o intermedia. El estudio estadístico también ha mostrado que la
penetración de ligante es más significativa que el tamaño medio de la fracción
sustituida.
6.2.3.2 Estudio de la resistencia a las deformaciones plásticas
En la fase previa se comprobó que con un ligante B-60/70 no era posible el
cumplimiento de las especificaciones relativas a las deformaciones plásticas cuando se
introducían pequeñas proporciones de cantos rodados (5% - 10%). Por ello se decidió
verificar, mediante el ensayo de pista, si al emplear los betunes B-40/50 y B-13/22 se
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 195
podía llegar a compensar la pérdida de resistencia a las deformaciones plásticas
ocasionada por los cantos rodados.
Inicialmente se analizaron las mezclas de referencia fabricadas con árido totalmente de
machaqueo, para la dotación óptima (4,9% s/m) con los betunes B-40/50 y B-13/22. Los
valores de la pendiente de deformación oscilaron entre 0,07 y 0,09 (Figura 6.19), por lo
que en todos los casos se cumplían con las especificaciones relativas a capa base e
intermedia.
Figura 6.19 Deformación (mm) en función del número de ciclos. AC22MAM (MRef2 B-13/22 4,9% s/m).
En el otro extremo, las mezclas fabricadas con un 93% de cantos no cumplían en ningún
caso con las especificaciones alcanzándose pendientes de deformación muy elevadas
(Figura 6.20).
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 196
Figura 6.20 Deformación (mm) en función del número de ciclos y foto de la probeta ensayada. AC 22MAM (MRefB; B-13/22 4,9% s/m).
Las mezclas fabricadas con un 10% de cantos y el betún B-40/50 no cumplían en
ningún caso con las especificaciones españolas relativas a resistencia a las
deformaciones plásticas, por ello únicamente se han incluido en esta parte del trabajo
los resultados de las mezclas fabricadas empleando el ligante B-13/22.
En la Tabla 6.12 se recogen los resultados obtenidos en el ensayo de pista de las
mezclas de referencia y de las fabricadas con un 10% de cantos. Se amplió el estudio
usando además una dotación de ligante inferior (4,6% s/m) para comprobar la influencia
del contenido del ligante en la resistencia a las deformaciones plásticas.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 197
Tabla 6.12 Resultados ensayo de pista (medias dos probetas).
Mezcla Fracción sustituida
% Cantos % Betún (s/m) Pendiente de deformación
(mm/1000ciclos)
MRef2 - 0% 4,6 0,074
0% 4,9 0,089
M2 16/11,2 10% 4,6 0,089
10% 4,9 0,098
M5 11,2/8 10% 4,6 0,091
10% 4,9 0,099
M8 8/4 10% 4,6 0,095
10% 4,9 0,104
M11 4/2 10% 4,6 0,100
10% 4,9 0,110
M14 2/0 10% 4,6 0,099
10% 4,9 0,107
MRefB 22/0,063 93% 4,9 0,375
Las probetas fabricadas con un 10% de cantos rodados ensayadas presentan una
pendiente de deformación en el intervalo 0,09-0,11. Esto indica que cuando se emplea
un ligante B-13/22 la introducción de un 10% de cantos rodados provoca únicamente
una ligera disminución de la resistencia a las deformaciones plásticas en relación con las
mezclas fabricadas en su totalidad con áridos de machaqueo. Estos valores del ensayo
de pista permiten afirmar que, desde el punto de vista de deformaciones plásticas, las
mezclas con un 10% de cantos rodados se pueden emplear en obra.
En el capítulo 5 ya se comprobó que existía una relación entre los índices de post-
compactación y el comportamiento frente a las deformaciones plásticas. También se
encontró que para cada tipo de granulometría era posible fijar un valor mínimo de los
índices de post-compactación que garanticen el cumplimiento de las especificaciones
relativas al ensayo de pista.
Siguiendo con línea de investigación se amplió el estudio centrándose únicamente en
una granulometría de tipo AC22MAM. Se trató de analizar la influencia que algunas
variables como el tipo y dotación de ligante, porcentaje de árido rodado y fracción
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 198
reemplazada por cantos, tenían en su resistencia a las deformaciones plásticas. También
se comprobó si partiendo únicamente de los índices de post-compactación era posible
predecir el comportamiento frente a las deformaciones plásticas.
En la Tabla 6.13 se recogen los valores del ensayo de pista y de los índices de post-
compactación, obtenidos con los betunes B-60/70 y B-13/22, incluidos en este estudio.
Tabla 6.13 Resultados del ensayo de pista y de los índices de post-compactación (medias dos probetas).
Mezcla Tamaño medio
% Cantos Penetración
media % betún PISTA MRI EMRI
MRef1 0 0 65 4,6 0,090 729 3,678
0 0 65 4,9 0,096 699 3,550
M-16/11,2 13,6 5 65 4,9 0,100 660 3,417
13,6 10 65 4,9 0,144 610 3,152
M-11,2/8 9,6 5 65 4,9 0,129 617 3,288
9,6 10 65 4,9 0,174 603 3,117
M-8/4 6 5 65 4,9 0,146 612 3,187
6 10 65 4,9 0,188 596 3,077
M-4/2 3 5 65 4,9 0,167 611 2,955
3 10 65 4,9 0,205 571 2,736
M-2/0 1 5 65 4,9 0,166 597 2,852
1 10 65 4,9 0,213 564 2,686
MRef2 0 0 17,5 4,6 0,074 777 3,967
0 0 17,5 4,9 0,089 734 3,875
M2 13,6 10 17,5 4,6 0,089 725 3,765
13,6 10 17,5 4,9 0,098 686 3,502
M5 9,6 10 17,5 4,6 0,091 684 3,709
9,6 10 17,5 4,9 0,099 666 3,435
M8 6 10 17,5 4,6 0,095 667 3,469
6 10 17,5 4,9 0,104 640 3,371
M11 3 10 17,5 4,6 0,100 644 3,380
3 10 17,5 4,9 0,110 635 3,296
M14 1 10 17,5 4,6 0,099 650 3,390
1 10 17,5 4,9 0,107 638 3,307
Una vez comprobados los supuestos de normalidad (Anexo III), homocedasticidad e
independencia de las observaciones, se analizaron los datos mediante el método de
regresión paso a paso (MRS). Para la obtención de los modelos se seleccionaron como
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 199
variables predictoras los índices de post-compactación, MRI, EMRI, el porcentaje de
Cantos (C), el tamaño medio de la fracción sustituida (T), la penetración media del
ligante (P) y por último, el porcentaje de betún (B). Previamente se comprobó, mediante
la obtención de las correlaciones bivariadas, si las variables estaban relacionadas
linealmente. Analizando los resultados de las correlaciones bivariadas (Tabla 6.14) se
puede concluir que tanto los índices de post-compactación como el tamaño medio de la
fracción sustituida tienen una relación lineal negativa con la pendiente de deformación.
Por el contrario, en el caso de las variables independientes % de cantos y tipo y dotación
de ligante esta relación es positiva. Es decir, con mayores porcentajes de cantos de las
fracciones más finas, y mayores contenidos del ligante más blando aumentan las
deformaciones plásticas.
Tabla 6.14 Correlaciones bivariadas.
MRI EMRI T C P B
PISTA
Correlación de Pearson
-0,860* -0,915* -0,072 0,278 0,693* 0,525*
Sig. (bilateral) 0,000 0,000 0,739 0,189 0,000 0,008
N 24 24 24 24 24 24
*La correlación es significativa al nivel 0,01 (bilateral)
Para la determinación del primer modelo de regresión se introdujeron las variables
independientes T, C, P, B y MRI. El método MRS determinó que la variable más
significativa era el índice de post-compactación MRI, seguida por la penetración media
del ligante, por lo que los dos modelos más significativos estadísticamente,
determinados por el MRS, incluyen únicamente estas dos variables (Tabla 6.15).
Tabla 6.15 Resumen del análisis MRS del la pendiente de deformación.
Resumen del modelo Análisis de los
residuos
Mod. Variables
predictoras R2
R2
correg.
Error típ. de la
estimación F Sig. D-W
Z de K-S
Sig.
1 MRI 0,739 0,727 0,0214 62,290 0,000 0,895 0,709 0,696
2 MRI, P 0,818 0,801 0,0183 47,284 0,000
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 200
Teniendo en cuenta el valor de la F de Fisher resulta más significativo el primero de los
modelos a partir del cual se puede predecir el valor de la pendiente de deformación
únicamente en función del índice volumétrico MRI.
Se obtuvieron además las estimaciones curvilíneas de la pendiente de deformación
(PISTA) a partir del índice MRI. De entre los modelos obtenidos por el procedimiento
de estimaciones curvilíneas (Anexo III), el cuadrático (Figura 6.21) es el que mejor se
ajusta (R2 corregida=00,922, F=0124,778). La ecuación que describe este modelo es:
26-3 ·2306,5·7,5965E2,8371 MRIMRIPISTA (6.4)
Figura 6.21 Resultados ensayo de pista en función del índice volumétrico MRI.
En la siguiente tabla se recogen los valores de la t de student y los niveles de
significación (p-valor) de los coeficientes incluidos en el modelo definido con la
ecuación 6.4.
0,070
0,075
0,080
0,085
0,090
0,095
0,100
0,105
0,110
0,115
0,120
600 625 650 675 700 725 750 775 800
mm
/1.0
00 c
iclo
s
MRI
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 201
Tabla 6.16 Niveles de significación del modelo.
Modelo t Sig.
Pista
(Constante) 8,683 0,000
MRI -7,693 0,000
MRI2 7,044 0,000
En el segundo modelo se introdujeron las variables predictoras T, C, P, B y EMRI. En la
Tabla 6.17 se observa que el MRS determinó que existen dos modelos posibles. El
primero tiene como variable predictora únicamente el índice EMRI, lo que indica que es
la variable más significativa. El segundo incluye además la penetración media del
ligante.
Tabla 6.17 Resumen del análisis MRS de la pendiente de deformación.
Resumen del modelo Análisis de los
residuos
Mod. Variables
predictoras R2
R2
correg.
Error típ. de la
estimación F Sig. D-W
Z de K-S
Sig.
1 EMRI 0,838 0,831 0,017 113,694 0,000 1,324 1,027 0,242
2 EMRI, P 0,868 0,855 0,016 69,062 0,000
Las estimaciones curvilíneas obtenidas se recogen en el Anexo III. Al igual que en el
modelo anterior, se ha escogido un ajuste cuadrático (R2 corregido=0,885, F=89,084) y
la siguiente ecuación es la que relaciona ambas variables (Figura 6.22).
2·0719,0·5888,02803,1 MRIMRI EEPISTA (6.5)
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 202
Figura 6.22 Resultado ensayo de pista en función del índice energético EMRI (kJ/kg).
En la Tabla 6.18 se recogen los valores de la t de student y los niveles de significación
(p-valor) de los coeficientes incluidos en el modelo.
Tabla 6.18 Niveles de significación del modelo.
Modelo t Sig.
Pista
(Constante) 5,456 0,000
EMRI -4,142 0,000
EMRI2 3,360 0,000
Los modelos obtenidos muestran que es posible estimar el comportamiento frente a las
deformaciones plásticas a partir de los índices de post-compactación. Se ha observado
que las mezclas con un valor de EMRI inferior a 3,30 kJ/kg, no cumplen con la
normativa, ya que presentan pendientes superiores a 0,10 mm/1000 ciclos. En la Tabla
6.19 se recogen los valores mínimos de los índices de post-compactación, EMRI y MRI,
que aseguran el cumplimiento de las especificaciones relativas a capa base e intermedia.
No se proponen valores mínimos de los índices de post-compactación para capa de
0,000
0,025
0,050
0,075
0,100
0,125
0,150
0,175
0,200
0,225
0,250
2,50 2,75 3,00 3,25 3,50 3,75 4,00 4,25
Pen
die
nte
(m
m/1
.000 c
iclo
s)
E-MRI
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 203
rodadura ya que la normativa no permite el uso de mezclas de alto módulo en dicha
capa.
Tabla 6.19 Valores mínimos de los índices de post-compactación para cumplir con las especificaciones.
Mezcla Pendiente deformación EMRImínimo (kJ/kg) MRImínimo
AC22 0,10 3,50 660
Es importante destacar que estos valores mínimos de referencia únicamente se alcanzan
cuando se emplea un betún B-13/22. Por lo que los resultados extraídos de este estudio
confirman que el empleo de cantos rodados solamente estaría justificado como
componente de una mezcla de alto módulo. Debido a esto es necesario comprobar que
las mezclas con granulometría AC22MAM, fabricadas con un 10% de cantos rodados y
un betún B-13/22, cumplen además con las especificaciones relativas a módulos
resilientes recogidas en el artículo 542 del PG-3.
6.2.3.3 Estudio de la rigidez de las mezclas
El estudio de los módulos de rigidez de las mezclas se llevó a cabo empleando un betún
B-13/22. Para tener una mayor información se decidió utilizar los betunes B-60/70 y B-
40/50 únicamente para analizar la influencia de la penetración del ligante en las mezclas
fabricadas con cantos rodados.
Los módulos de rigidez se determinaron mediante el ensayo de tracción indirecta, de
acuerdo a la norma UNE EN 12697-26 (2006). La temperatura, según el artículo 542 del
PG-3, fue de 20ºC. Las probetas se compactaron, siguiendo la norma UNE-EN 12697-
30 (2006), aplicando 75 golpes por cara.
En la Figura 6.23 se recogen los módulos de rigidez, correspondientes a la media de tres
probetas (Anexo III).
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 204
Figura 6.23 Módulo resiliente en función del porcentaje de ligante y del tamaño de la fracción reemplazada por cantos.
Teniendo en cuenta que la normativa española exige un valor mínimo de 11000 MPa
para ser consideradas como mezclas de alto módulo, se puede indicar que este valor se
consiguió en todos los casos en los que se empleó el ligante B-13/22, a excepción de las
mezclas fabricadas en su totalidad con cantos rodados que se encontraban por debajo.
Para un 10% de cantos y un betún B-13/22 se produce una disminución del módulo a
medida que se reduce el tamaño de la fracción reemplazada. La sustitución de un 10%
de árido fino por arena de rio (2/0) provoca la mayor reducción del módulo, aunque su
valor se mantiene por encima de 11500 MPa.
La influencia de la fracción reemplazada y de la penetración media de ligante también
se analizó estadísticamente, empleando los resultados incluidos en la tabla recogida en
el Anexo III. A partir de las correlaciones bivariadas recogidas en la Tabla 6.20 se
puede concluir que los módulos de rigidez tienen una relación negativa con la
penetración media del ligante (Coeficientes de Pearson negativos y próximos a -1 y p-
valor <0,05). El tamaño de la fracción sustituida por cantos rodados no está linealmente
relacionado con la variable dependiente módulo de rigidez (coeficientes de Pearson
próximos a 0 y p-valor >0,05).
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
10000
11000
12000
13000
14000
15000
B-1
3/22
B-4
0/50
B-6
0/70
B-1
3/22
B-4
0/50
B-6
0/70
B-1
3/22
B-4
0/50
B-6
0/70
B-1
3/22
B-4
0/50
B-6
0/70
B-1
3/22
B-4
0/50
B-6
0/70
B-1
3/22
B-4
0/50
B-6
0/70
B-1
3/22
B-4
0/50
B-6
0/70
AC22MAM ref 10% 16/11,2 10% 11,2/8 10% 8/4 10% 4/2 10% Arena río (0/5)
92,5% Cantos
Mó
du
lo R
esil
ien
te
(MP
a)
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 205
Tabla 6.20 Correlaciones bivariadas.
P T
Módulo Resiliente
Correlación de Pearson -0,976* 0,173
Sig. (bilateral) 0,000 0,256
N 45 45
*La correlación es significativa al nivel 0,01 (bilateral)
Si se obtienen las correlaciones parciales, controlando el efecto de la penetración del
ligante, se comprueba que en este caso el tamaño medio de la fracción sustituida sí que
tiene una relación positiva con el módulo de rigidez (Pearson= 0,791y p-valor= 0,00) es
decir, cuanto mayor sea el tamaño de la fracción sustituida por cantos más rígida será la
mezcla.
Para comprobar la existencia de diferencias significativas en los módulos de rigidez de
las mezclas con cantos en función de la penetración del ligante, y la fracción sustituida,
se llevó a cabo un ANOVA de un factor. En primer lugar se comprobaron los supuestos
de distribución normal y homogeneidad de varianzas de las series de datos. De acuerdo
con la prueba de Kolmogorov-Smirnov la distribución que muestran los datos es normal
(p-valor>0,05). La prueba de Levene no muestra evidencia estadística para rechazar la
hipótesis de homogeneidad de varianzas (p-valor>0,05).
Tabla 6.21 ANOVA de los módulos de rigidez en función de las variables P y T.
V Independiente
Suma de
cuadrados gl
Media cuadrática
F Sig. Levene (sig.)
P
Inter-grupos 2,917E8 2 1,459E8 471,773 0,000 0,054
Intra-grupos 12984625,467 42 309157,749
Total 3,047E8 44
T
Inter-grupos 9990220,311 4 2497555,078 0,339 0,850 0,979
Intra-grupos 2,947E8 40 7367472,872
Total 3,047E8 44
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 206
Analizando los valores del estadístico F incluidos en la tabla anterior y su significancia
se puede concluir que únicamente existen diferencias significativas entre los módulos de
rigidez cuando la variable independiente analizada es la penetración media del ligante.
Para estudiar la influencia del tamaño medio de la fracción sustituida se analizaron las
mezclas con diferentes betunes por separado, comprobándose que efectivamente esta
variable dependiente influía en los módulos de rigidez obtenidos.
Tabla 6.22 ANOVA de los módulos de rigidez en función de la variable T.
Tipo ligante Suma de
cuadrados gl
Media cuadrática
F Sig.
B-13/22
Inter-grupos 6245322,667 4 1561330,667 472,319 0,000
Intra-grupos 33056,667 10 3305,667
Total 6278379,333 14
B-40/50
Inter-grupos 5364875,067 4 1341218,767 1315,350 0,000
Intra-grupos 10196,667 10 1019,667
Total 5375071,733 14
B-60/70
Inter-grupos 1322540,400 4 330635,100 382,945 0,000
Intra-grupos 8634,000 10 863,400
Total 1331174,400 14
6.2.3.4 Resistencia a fatiga
Una vez verificado que con un 10% de cantos rodados y un betún B-13/22 era posible
fabricar mezclas de alto módulo resistentes a las deformaciones plásticas, se finalizó el
estudio comprobando si además estas mezclas presentaban una resistencia a la fatiga
suficiente para poder ser empleadas en carretera. Todas las mezclas ensayadas se
fabricaron con la dotación óptima de ligante (4,9% s/m).
Para las mezclas de alto módulo la normativa española exige que, realizado el ensayo de
resistencia a fatiga a una temperatura de 20ºC, según el Anexo D de la norma UNE-EN
12697-24 (2006), Ensayo de Flexión en 4 puntos sobre probetas prismáticas (Figura
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 207
6.24), el valor de la deformación unitaria para el millón de ciclos no sea inferior a 100
mm/m.
Figura 6.24 Probetas prismáticas correspondientes a una mezcla AC22MAM con un 10% de cantos rodados de la fracción 11,2/8 (M5).
El procedimiento de ensayo empleado consistió en someter la probeta a un
desplazamiento constante repetido hasta que tiene lugar el fallo. El criterio utilizado
para el cálculo de este valor fue la determinación del número de ciclos en el cual el
módulo se reduce a la mitad del correspondiente al ciclo 100.
Dentro de un mismo tipo de mezcla bituminosa se impusieron diferentes deformaciones
para poder determinar las curvas de fatiga. En la Figura 6.25 se representan las leyes de
fatiga de una mezcla de alto módulo, fabricada en su totalidad con árido de machaqueo
y un ligante B-13/22, y de una mezcla con la misma granulometría pero con un betún B-
60/70.
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 208
Figura 6.25 Leyes de fatiga de las mezclas de referencia fabricadas con árido de machaqueo.
En la Tabla 6.23 se recogen las leyes de fatiga obtenidas a una frecuencia de 10 Hz con
un mínimo de 6 puntos, los coeficientes de determinación y los valores de la estimación
de la desviación típica de la dispersión residual (sx/y). Conviene destacar los altos R2
obtenidos que se encontraban en el rango 0,76-0,96.
Tabla 6.23 Leyes de fatiga.
Mezcla Fracción
reemplazada Betún
Ley de fatiga
ln(N) = A0 + A1·ln(ε) R2 sx/y:
MRef1 - B-60/70 ln(N) = 51,080 - 6,978·ln(ε) 0,946 0,420
MRef1 - B-13/22 ln(N) = 41,149 - 5,465·ln(ε) 0,959 0,316
M5 11,2/8 B-13/22 ln(N) = 45,347 - 6,227·ln(ε) 0,950 0,525
M8 8/4 B-13/22 ln(N) = 58,644 - 8,612·ln(ε) 0,966 0,352
M11 4/2 B-13/22 ln(N) = 47,373 - 6,416·ln(ε) 0,878 1,118
M14 2/0 B-13/22 ln(N) = 77,640 - 11,850·ln(ε) 0,762 1,218
90
1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07
De
form
ac
ión
un
ita
ria
(m
m/m
)
Nº Ciclos
MRef1 B-60/70 MRef2 B-13/22
100
200
300
400
500
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 209
En la Figura 6.26 se representan las leyes de fatigas obtenidas con las mezclas de
referencia y con las fabricadas con un 10% de cantos rodados.
Figura 6.26 Deformación unitaria impuesta (µm/m) en función del número de ciclos.
Analizando las leyes de fatiga se comprueba, para un número de ciclos por encima de
300.000 ciclos, el efecto beneficioso que la introducción de pequeños porcentajes de
cantos rodados tiene en la durabilidad de las mezclas. Se observa que la vida a fatiga
mejora cuando el tamaño de la fracción reemplazada por cantos rodados disminuye,
hasta el punto de que el empleo de un 10% de arena de río con un betún B-13/22,
presentaba un comportamiento frente a fatiga semejante al de una fabricada en su
totalidad con un árido de machaqueo y un ligante B-60/70.
A partir de las leyes de fatiga obtenidas se determinó, tal y como indica la normativa, la
deformación unitaria que corresponde a 106 ciclos. Hay que indicar que la normativa
española para mezclas de alto módulo establece que el ensayo se debe realizar a una
frecuencia de 30 Hz. Los valores recogidos en la Tabla 6.24 se han obtenido a una
frecuencia de 10 Hz, por lo que estrictamente no se puede asegurar que se alcanza el
valor de los 100 mm/m exigido para las mezclas de alto módulo. No obstante, los
100
1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07
De
form
ac
ión
un
itar
ia (
mm
/m)
Nº Ciclos
MRef1 B-60/70 MRef2 B-13/22 M5 (11,2/8) M8 (8/4) M11 (4/2) M14 (2/0)
200
300
400
500
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6. CONSUMO ENERGÉTICO DE MEZCLAS QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS 210
valores de la deformación unitaria obtenidos están muy por encima de 100 mm/m, por
lo que previsiblemente cumplírian esta especificación.
Tabla 6.24 Deformación unitaria para el millón de ciclos en función del tipo de mezcla (10 Hz.).
Mezcla Fracción
reemplazada Betún Eini [MPa]: Def.unitaria [mm/m]:
MRef1 - B-60/70 5362 208,5
MRef1 - B-13/22 12149 148,6
M5 11,2/8 B-13/22 11562 151,9
M8 8/4 B-13/22 11427 182,3
M11 4/2 B-13/22 11121 186,9
M14 2/0 B-13/22 11093 206,0
Analizando los resultados recogidos en la tabla anterior se confirma la influencia
positiva de la introducción de cantos rodados, fundamentalmente de las fracciones más
finas. En todos los casos se superaron los 148,6 mm/m de la mezcla de referencia
fabricada con un betún B-13/22 (MRef2). En las mezclas que contenían un 10% de arena
de río (2/0) la deformación unitaria para el millón de ciclos se incrementó un 39% en
relación con la MRef2, siendo muy similar a la deformación unitaria obtenida con la
misma mezcla fabricada con un betún B-60/70 y áridos de machaqueo.
Una vez finalizado el estudio energético y mecánico de las mezclas que incorporan
cantos rodados se puede concluir que es posible conseguir mezclas de alto módulo que
precisan una menor energía de fabricación y compactación, y que además cumplan con
la normativa referente a resistencia conservada y resistencia a las deformaciones
plásticas. Estas mezclas presentan la ventaja adicional de tener un mejor
comportamiento frente a fatiga.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 211
7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR
DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS
Aprovechando que la compactadora giratoria utilizada mide la evolución del esfuerzo
cortante con los giros aplicados, y de que además se dispone de un número significativo
de datos usados: para la selección de los límites variables de los índices (capítulo 5) y
para el estudio de las mezclas con cantos rodados (capítulo 6), se decidió correlacionar
los índices energéticos EMSI y EMRI con los volumétricos MSI y MRI respectivamente.
El análisis estadístico, realizado con el soporte SPSS, se dividió en tres fases en cada
una de las cuales obtuvieron los ajustes empleando el procedimiento de estimaciones
curvilíneas y seleccionando el mejor modelo posible.
7.1 ANÁLISIS DE REGRESIÓN EN FUNCIÓN DEL TIPO DE
GRANULOMETRÍA Y LIGANTE
En la primera fase se consideraron los datos recogidos en el capítulo 5 correspondientes
al estudio de las cinco granulometrías: AC22, BBTM11A, BBTM11B, SMA10 y PA16
fabricadas con los ligantes B-60/70, B-40/50 y B-13/22 (Anexo IV).
Tras realizar un análisis exploratorio se decidió no incluir las mezclas PA16 en el
estudio, debido a que su comportamiento era muy diferente al resto de granulometrías al
presentar valores bajos del índice MSI y altos del índice MRI (Figura 5.11 y Figura
5.12).
Para las otras cuatro granulometrías se comprobó el cumplimiento de los supuestos de
normalidad (prueba de Kolmogorov-Smirnov), homocedasticidad (prueba de Levene) e
independencia de las observaciones. A continuación, con el procedimiento Estimación
Curvilínea, se obtuvieron todos los posibles ajustes (Figura 7.1) con objeto de
determinar el modelo que mejor estimaba los índices energéticos (Anexo IV).
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7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 212
Figura 7.1 Estimaciones curvilíneas de los índices energéticos en función de los índices volumétricos.
El análisis de los ajustes curvilíneos de las variables EMSI y EMRI en función de MSI y
MRI determinó que el modelo lineal era el que mejor se ajustaba en ambos casos. Tras
comprobar los supuestos de normalidad, homocedasticidad e independencia, en este
caso de los residuos, se obtuvieron los modelos lineales expresados por las ecuaciones
(7.1) y (7.2) y representados en la Figura 7.2 y la Figura 7.3. En la Tabla 7.1 se recogen
los parámetros estadísticos más significativos de los modelos de obtenidos (Anexo IV).
Tabla 7.1 Resumen de los modelos de regresión para los índices energéticos.
Resumen del modelo Análisis de los
residuos
V dependiente.
Variables predictoras
R2 R2
correg.Error típ. de la
estimación F Sig. Z de K-S Sig.
EMSI MSI 0,950 0,948 0,109 418,718 0,000 0,501 0,963
EMRI MRI 0,974 0,973 0,224 829,366 0,000 0,641 0,806
Cabe destacar los altos valores del R2 corregido obtenidos que aseguran la calidad de la
regresión. Analizando el valor del estadístico F en ambos casos el nivel de significación
es inferior al 0,001 y por tanto las regresiones son significativas.
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7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 213
MSIEMSI ·0015,02809,0 (7.1)
Figura 7.2 Ajuste lineal del índice de compactabilidad MSI.
MRIEMRI ·0054,03580,0 (7.2)
Figura 7.3 Ajuste lineal del índice de post-compactación MRI.
0,00
0,25
0,50
0,75
1,00
1,25
1,50
1,75
2,00
2,25
2,50
2,75
3,00
500 600 700 800 900 1.000 1.100 1.200 1.300 1.400 1.500 1.600 1.700
EM
SI (
kJ/k
g)
MSI
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
7,5
500 600 700 800 900 1.000 1.100 1.200 1.300 1.400
EM
RI (
kJ/k
g)
MRI
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7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 214
El primer modelo, ecuación (7.1), explica un 95% del consumo energético asociado a la
compactación y el segundo, ecuación (7.2), un 97% del asociado a la post-compactación
a partir de los datos de la evolución del porcentaje de huecos en función del número de
giros aplicados proporcionados por cualquier compactadora existente en el mercado.
Los valores de la t de Student y los niveles de significancia (p-valor) de los coeficientes
incluidos en las ecuaciones se recogen en la Tabla 7.2.
Tabla 7.2 Niveles de significación de los coeficientes de las ecuaciones (7.1) y (7.2)
Modelo t Sig.
EMSI (Constante) 3,809 0,001
MSI 20,463 0,000
EMRI (Constante) -2,108 0,047
MRI 28,799 0,000
7.2 MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES CON LOS RESULTADOS DE LAS
MEZCLAS CON CANTOS RODADOS
El estudio de la compactabilidad y resistencia a las deformaciones plásticas en las
mezclas que contenían cantos rodados en su composición, proporcionó 230 nuevos
datos de los índices volumétricos y energéticos a partir de los cuales se obtuvieron
nuevos modelos que relacionaban dichas variables.
Análisis descriptivo de los índices volumétricos y energéticos
Para la modelización de los índices energéticos y volumétricos se han empleado las
combinaciones recogidas en el Anexo V. En Tabla 7.3 se muestran los resultados del
análisis descriptivo de los datos. Los valores mínimos de los índices corresponden a la
mezcla fabricada con un 93% de cantos rodados y un betún 5,2% de B-60/70. En cuanto
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7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 215
los valores máximos, son los obtenidos con una mezcla fabricada en su totalidad con
árido de machaqueo y un porcentaje de 4,6% de B-13/22.
Tabla 7.3 Análisis descriptivo de los índices desarrollados.
MSI MRI EMSI EMRI
Media 471,91 547,40 1,028 2,698
Error típ. de la media 12,646 10,122 0,025 0,058
Mediana 529,00 590,50 1,121 2,989
Desv. típ. 191,790 153,506 0,378 0,874
Varianza 36783,398 23563,978 0,143 0,764
Rango 739 697 1,567 3,798
Mínimo 12 84 0,010 0,190
Máximo 751 781 1,577 3,988
Con objeto de cumplir con el supuesto de normalidad fue necesario excluir del estudio
los datos correspondientes a las mezclas fabricadas con un 93% de cantos rodados y las
que contenían más de un 12,5% de arena de río en su composición. Se eliminaron un
total de 30 datos (un 13% del total).
Análisis de regresión de los índices energéticos EMSI y EMRI
Con el procedimiento Estimación Curvilínea se obtuvieron todos los posibles ajustes
con objeto de determinar cuál era el modelo que mejor explicaba el comportamiento de
los índices energéticos (Anexo V). En ambos casos se escogió el modelo lineal y tras
comprobar los supuestos de normalidad, homocedasticidad e independencia de los
residuos se ajustaron los siguientes modelos.
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7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 216
MSIEE MSI ·5240,13423,0 3 (7.3)
Figura 7.4 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMSI.
MRIEEEMRI ·0959,58865,5 32 (7.4)
Figura 7.5 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMRI.
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
200 300 400 500 600 700 800
EM
SI (
kJ/k
g)
MSI
0,00
0,25
0,50
0,75
1,00
1,25
1,50
1,75
2,00
2,25
2,50
2,75
3,00
3,25
3,50
3,75
4,00
4,25
200 300 400 500 600 700 800 900
EM
RI (
kJ/k
g)
MRI
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7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 217
En la Tabla 7.4 se recoge un resumen de los modelos de regresión obtenidos, en ambos
casos los R2 corregidos están por encima del 0,8 por lo que el grado de correlación que
existe entre las variables es alto. Analizando el valor del estadístico F en ambos casos el
nivel de significación es inferior al 0,001 por lo que las regresiones son significativas.
Tabla 7.4 Resumen de los modelos de regresión lineal de los índices energéticos.
Resumen del modelo Análisis de los
residuos
V dependiente
.
Variables predictora
s R2
R2
correg. Error típ. de la
estimación F Sig. Z de K-S Sig.
EMSI MSI 0,842 0,842 0,068 1057,634 0,000 1,249 0,088
EMRI MRI 0,826 0,825 0,170 939,905 0,000 0,950 0,321
7.3 GENERALIZACIÓN DE LOS MODELOS PARA MEZCLAS CON
PORCENTAJES DE HUECOS OBJETIVO SIMILARES
Para completar el estudio se obtuvieron dos nuevos modelos que permiten predecir de
forma conjunta la energía tanto de las granulometrías incluidas en el capítulo 5 como de
las mezclas tipo AC22 fabricadas con distintos porcentajes de cantos rodados (capitulo
6).
En las siguientes figuras se representan los ajustes de los índices energéticos en función
de los volumétricos, para los diferentes tipos de granulometrías ensayadas a lo largo de
este estudio.
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7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 218
Figura 7.6 Índice EMSI en función del MSI para el total de mezclas analizadas
Figura 7.7 Índice EMRI en función del MRI para el total de mezclas analizadas
El análisis estadístico de tipo exploratorio de los datos (Figura 7.8 y Figura 7.9) indicó
que, para poder cumplir el supuesto de normalidad de los datos, no se podían incluir en
el estudio las mezclas con los porcentajes de huecos más elevados, es decir las PA16 y
BBTM11B. También fue necesario eliminar las mezclas fabricadas con un 93% de
cantos rodados y las que contenían más de un 12,5% de arena de río en su composición
0,00
0,25
0,50
0,75
1,00
1,25
1,50
1,75
2,00
2,25
2,50
2,75
3,00
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1.0001.1001.2001.3001.4001.5001.6001.7001.800
EM
SI (
kJ/k
g)
MSI
AC22 >15% ARENA 93% CANTOS BBTM11A BBTM11B pa16 SMA 10
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
7,5
8,0
0 200 400 600 800 1.000 1.200 1.400 1.600
EM
RI (
kJ/k
g)
MRI
AC22 >15% ARENA 93% CANTOS BBTM11A BBTM11B PA16 SMA10
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 219
debido a que su comportamiento en el proceso de compactación difería en gran medida
al del resto de mezclas estudiadas. Se eliminaron 42 datos del estudio, que representaron
un 16% del total (Anexo VI). Hay que indicar que las mezclas incluidas en el análisis y
que permiten el cumplimiento de los supuestos de la regresión son aquellas que tienen
un porcentaje de huecos similar (4,5%-5%).
Figura 7.8 Índice energético EMSI en función del tipo de mezcla estudiada.
Figura 7.9 Índice energético EMRI en función del tipo de mezcla estudiada.
Una vez comprobados los supuestos de normalidad, homocedasticidad e independencia
de los residuos se obtuvieron los modelos de regresión, ecuaciones (7.5) y (7.6). En la
Tabla 7.5 se recoge un resumen los mismos, en ambos casos los R2 corregidos están por
encima del 0,8 por lo que el grado de correlación que existe entre las variables es alto.
Analizando el valor del estadístico F en ambos casos el nivel de significación es inferior
al 0,001 por tanto las regresiones son significativas (Anexo VI).
Tabla 7.5 Resumen del modelo de regresión lineal de los índices energéticos.
Resumen del modelo Análisis de los
residuos
V dependiente.
Variables predictoras
R2 R2
correg.
Error típ. de la
estimaciónF Sig. Z de K-S Sig.
EMSI MSI 0,831 0,831 0,078 1065,820 0,000 0,868 0,438
EMRI MRI 0,834 0,833 0,194 1083,095 0,000 0,830 0,497
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7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 220
MSIEMSI ·0013,04550,0 (7.5)
Figura 7.10 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMSI (Resultados capítulos 5 y 6).
MRIEMRI ·00445,02909,0 (7.6)
Figura 7.11 Modelo de Regresión Lineal para el índice EMRI (Resultados capítulos 5 y 6).
0,00
0,25
0,50
0,75
1,00
1,25
1,50
1,75
2,00
2,25
2,50
2,75
3,00
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1.000 1.100
EM
SI (
kJ/k
g)
MSI
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
7,5
8,0
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1.000 1.100
EM
RI (
kJ/k
g)
MRI
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7. MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES ENERGÉTICOS A PARTIR DE LOS ÍNDICES VOLUMÉTRICOS 221
Teniendo en cuenta los resultados obtenidos en las tres fases se ha comprobado
estadísticamente que no es correcto proponer una única ecuación que estime los índices
energéticos correspondientes a todos los tipos de mezclas existentes, debido a que al
considerar todos los datos globalmente no se cumplen los supuestos de la regresión. Sin
embargo, si se dispusiera de un rango continuo de los índices sería posible su
cumplimiento y por lo tanto, resultaría viable proponer una única ecuación de ajuste. El
problema que se presenta es que la normativa no recoge mezclas que den lugar a
variaciones continuas de los índices.
En el caso del índice energético de compactación (EMSI), Figura 7.6, no es posible una
única ecuación de regresión para el total de las granulometrías analizadas debido a que
los ajustes para cada tipo de granulometría son muy diferentes. Si se analizan los índices
de post-compactación, como se observa en la Figura 7.12, las rectas presentan
pendientes similares por lo que sería posible realizar un ajuste lineal, con un alto
coeficiente de determinación, de todas las granulometrías en conjunto (aunque no se
cumple el criterio de normalidad). Se debe tener en cuenta que este modelo únicamente
es representativo dentro de los rangos analizados correspondientes a las mezclas
habitualmente empleadas en la construcción de firmes de carreteras.
Figura 7.12 Ajuste de EMRI en función de MRI
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
5,5
6,0
6,5
7,0
7,5
8,0
0 200 400 600 800 1.000 1.200 1.400 1.600
EM
RI (
kJ/k
g)
MRI
AC22 >15% ARENA 93% CANTOS BBTM11A BBTM11B PA16 SMA10
EMRI = 0,005570·MRI - 0,366424R² = 0,97
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8. CONCLUSIONES 222
8. CONCLUSIONES
8.1 CONCLUSIONES PARCIALES
Las principales conclusiones obtenidas en esta investigación se desglosan en tres
apartados: las primeras hacen referencia al estudio energético llevado a cabo en los
capítulos 4 y 5; las segundas se centran en el análisis de mezclas fabricadas con
distintos porcentajes de cantos rodados realizado en el capítulo 6; por último, se recogen
las referentes a la modelización de los índices energéticos desarrollada en el capítulo 7.
Las conclusiones parciales relativas al estudio energético son:
Se ha propuesto una nueva metodología para la interpretación de los resultados
obtenidos con la máquina giratoria. Para ello, se han definido cuatro nuevos
índices: dos de carácter volumétrico, que permiten determinar de forma
cualitativa la compactabilidad y resistencia a la post-compactación de una
mezcla bituminosa, denominados Mix Stability Index (MSI) y Mix Resistance
Index (MRI); y dos de tipo energético, Energy Mix Stability Index (EMRI) y
Energy Mix Resistance Index (EMSI), a partir de los cuales es posible estimar el
consumo energético de las mezclas durante la compactación con la máquina
giratoria.
Para definir las ecuaciones que permiten el cálculo de los índices se ha llevado a
cabo una generalización de los métodos existentes, fundamentalmente
desarrollados para mezclas tipo HMA, determinando unos límites variables, en
función de la granulometría seleccionada, que dividen la curva porcentaje de
huecos-ciclos en dos zonas: la de compactación y la de post-compactación. Estos
límites se basan en el grado de compactación exigido en la puesta en obra y en la
máxima post-compactación posible de una mezcla por efecto del tráfico.
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8. CONCLUSIONES 223
Los cuatro índices propuestos: MSI, EMSI, MRI, y EMRI son sensibles a
variaciones en la composición granulométrica y en el tipo y dotación de ligante.
Los dos primeros, MSI, EMSI, permiten clasificar las mezclas en función de su
compactabilidad. Mientras que los índices MRI y EMRI están relacionados con el
comportamiento mecánico de las mezclas y determinan cuáles son las más
resistentes a las deformaciones plásticas.
Se ha comprobado estadísticamente que los índices de post-compactación, MRI
y EMRI, están correlacionados con los resultados correspondientes al ensayo de
pista, obteniéndose regresiones lineales con altos coeficientes de determinación
para cada una de las mezclas estudiadas.
Para una granulometría dada es posible establecer un valor mínimo de los
parámetros MRI y EMRI que garantice que la mezcla cumple con las
especificaciones relativas al ensayo de pista.
Las conclusiones relativas al estudio de las mezclas que contienen cantos rodados son:
Para un porcentaje fijo de árido reemplazado por cantos (10%) la fracción que
más favorece el proceso de amasado y compactación es la de menor tamaño
(arena de río 2/0). En el otro extremo, la fracción que facilita en menor medida
la envuelta, aunque su efecto continúa siendo positivo, es la más gruesa
(16/11,2).
Los ahorros energéticos conseguidos en el proceso de compactación, con
respecto a una mezcla MAM fabricada con árido de machaqueo, han oscilado
entre el 5% cuando el tamaño de fracción sustituida era 16/11,2, y el 18%
cuando se empleó arena de río (2/0).
Las mezclas de alto módulo fabricadas con un 10% de cantos: presentan una
resistencia conservada superior al 80%, cumplen ampliamente con las
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8. CONCLUSIONES 224
especificaciones relativas a módulos resilientes y, en la mayoría de los casos,
con las correspondientes al ensayo de pista para capa base e intermedia.
Con respecto a la resistencia a fatiga, se ha mostrado en todos los casos el efecto
beneficioso del empleo de cantos rodados, verificándose que cuanto menor es el
tamaño de la fracción reemplazada por cantos mayor es la durabilidad de la
mezcla.
A partir de los modelos de regresión obtenidos, que permiten predecir el
comportamiento frente a las deformaciones plásticas en función de los índices de
post-compactación, se han determinado unos valores mínimos de estos índices
que garanticen el cumplimiento de las especificaciones para capa base e
intermedia del ensayo de pista. Estos valores han sido de 3,50 kJ/kg para el
índice energético EMRI; y de 660 para el índice volumétrico MRI.
En cuanto a la modelización de los índices energéticos se puede concluir que:
Los índices energéticos únicamente se pueden determinar con máquinas
giratorias que dispongan de elementos para la medida del esfuerzo cortante. Por
ello, se han obtenido modelos de regresión que permiten estimar la energía
consumida en función de los índices volumétricos, MSI y MRI, que pueden
calcularse a partir de los datos proporcionados por cualquier compactadora
existente en el mercado.
8.2 CONCLUSIONES GENERALES
Esta tesis finaliza dando por cumplidos los objetivos generales de partida. En función de
la investigación realizada y de los resultados obtenidos se puede concluir lo siguiente:
Se ha definido una metodología mediante la cual es posible estudiar la facilidad
de envuelta de las mezclas bituminosas a partir de la energía consumida por una
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8. CONCLUSIONES 225
amasadora mecánica. Esta metodología es sensible a la angulosidad del árido y
al tipo y dotación de ligante.
Se ha desarrollado un procedimiento para el cálculo del consumo energético
durante el proceso de compactación a partir de los datos del esfuerzo cortante y
de la variación de altura proporcionados por una compactadora giratoria.
Para la interpretación de los resultados ofrecidos por la máquina giratoria se
proponen cuatro nuevos índices: dos de tipo volumétrico MSI y MRI; y dos
energéticos EMSI y EMRI, que permiten caracterizar el comportamiento de la
mezcla frente al proceso de compactación y de post-compactación debida al
tráfico.
Los índices energéticos definidos, EMSI y EMRI, permiten la medida de la energía
aplicada a la mezcla, por unidad de masa (kJ/kg), durante los procesos de
compactación y posterior densificación.
Los resultados obtenidos en esta investigación han verificado que es posible
fabricar mezclas de alto módulo empleando proporciones de cantos rodados de
hasta el 10%, disminuyendo el consumo energético durante los procesos de
envuelta y compactación, a la vez que mejoran la resistencia a fatiga de una
mezcla de alto módulo fabricada en su totalidad con árido procedente de
machaqueo.
8.3 FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN
Se recogen a continuación futuras líneas de investigación que se podrían llevar a cabo
cara a completar algunos aspectos de esta tesis. Estas propuestas están relacionadas
tanto con el procedimiento desarrollado para la determinación del consumo energético,
como con la posible utilización de cantos rodados como árido para la construcción de
carreteras, y son:
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8. CONCLUSIONES 226
Desarrollar un procedimiento para el cálculo del consumo energético durante el
proceso de fabricación basado en la medida del par torsor de la amasadora
mecánica que permita realizar estudios comparativos de tipo cuantitativo.
Establecer, para cada tipo de mezcla y tráfico, unas limitaciones referentes a los
índices de post-compactación semejantes a las que establece la normativa para el
ensayo de pista.
Correlacionar el comportamiento a fatiga de las mezclas bituminosas con los
índices definidos.
Completar el estudio de las mezclas bituminosas que incorporan cantos rodados
analizando si la introducción de cantos permitiría reducir la temperatura de
envuelta durante el proceso de fabricación.
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10. ANEXOS 239
ANEXO I ESTUDIO ESTADÍSTICO DE LOS RESULTADOS DEL
ENSAYO PISTA (CAPÍTULO 5).
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10. ANEXOS 240
PROCEDIMIENTO DE ESTIMACIÓN CURVILÍNEA
Pendiente de deformación (PISTA) en función de EMRI
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente: Pendiente de deformación (PISTA)
Ecuación Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros
R cuadrado
F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3
Lineal ,357 7,779 1 14 ,014 ,096 -,007
Logarítmica ,297 5,923 1 14 ,029 ,110 -,032
Inversa ,220 3,940 1 14 ,067 ,035 ,118
Cuadrático ,421 4,726 2 13 ,029 ,043 ,016 -,002
Cúbico ,445 3,205 3 12 ,062 -,068 ,093 -,019 ,001
Compuesto ,458 11,853 1 14 ,004 ,112 ,873
Potencia ,380 8,594 1 14 ,011 ,142 -,584
S ,283 5,529 1 14 ,034 -3,319 2,164
Crecimiento ,458 11,853 1 14 ,004 -2,194 -,136
Exponencial ,458 11,853 1 14 ,004 ,112 -,136
Logística ,458 11,853 1 14 ,004 8,967 1,145
La variable independiente es EMRI.
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10. ANEXOS 241
Pendiente de deformación (PISTA) en función de MRI
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente: Pendiente de deformación (PISTA)
Ecuación Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros
R cuadrado
F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3
Lineal ,410 9,725 1 14 ,008 ,103 -4,521E-
5
Logarítmica ,364 8,021 1 14 ,013 ,330 -,039
Inversa ,302 6,064 1 14 ,027 ,026 31,303
Cuadrático ,454 5,413 2 13 ,019 ,045 8,231E-5 -6,535E-8
Cúbico ,449 5,288 2 13 ,021 ,065 1,800E-5 ,000 -2,126E-
11
Compuesto ,496 13,762 1 14 ,002 ,124 ,999
Potencia ,434 10,751 1 14 ,005 6,695 -,695
S ,357 7,785 1 14 ,014 -3,453 548,711
Crecimiento ,496 13,762 1 14 ,002 -2,086 -,001
Exponencial ,496 13,762 1 14 ,002 ,124 -,001
Logística ,496 13,762 1 14 ,002 8,052 1,001
La variable independiente es MRI.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 242
ANOVA DE UN FACTOR
Variable Independiente
Suma de cuadrados
gl Media
cuadrática F Sig.
PISTA
Inter-grupos ,003 3 ,001 13,117 ,000 Intra-grupos ,001 12 ,000
Total ,004 15
MRI
Inter-grupos 753448,500 3 251149,500 39,505 ,000 Intra-grupos 76288,500 12 6357,375
Total 829737,000 15
EMRI
Inter-grupos 23,950 3 7,983 33,495 ,000 Intra-grupos 2,860 12 ,238
Total 26,810 15
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10. ANEXOS 243
ANEXO II RESULTADOS MODELO LINEAL GENERAL (MGL)
UNIVARIANTE (CAPÍTULO 6)
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10. ANEXOS 244
ANÁLISIS NORMALIDAD VARIABLES DEPENDIENTES
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
MSI MRI2 EMSI EMRI
N 72 72 72 72
Parámetros normalesa,b Media 386,92 282147,33 ,95064 2,62053
Desviación típica 132,991 102286,671 ,248143 ,561866
Diferencias más extremas
Absoluta ,077 ,146 ,148 ,112
Positiva ,069 ,109 ,072 ,084
Negativa -,077 -,146 -,148 -,112
Z de Kolmogorov-Smirnov ,650 1,236 1,252 ,952
Sig. asintót. (bilateral) ,792 ,094 ,087 ,325
a. La distribución de contraste es la Normal.
b. Se han calculado a partir de los datos.
MODELO LINEAL GENERAL (MGL) UNIVARIANTE.
Factores inter-sujetos N
Tamaño medio 0,0 2
1,0 14
3,0 14
6,0 14
9,6 14
13,6 14
% Cantos 0,0 2
5,0 10
7,5 10
10,0 10
12,5 10
15,0 10
17,5 10
20,0 10
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 245
Pruebas de los efectos inter-sujetos
Variable dependiente: MSI
Origen Suma de
cuadrados tipo III gl
Media cuadrática
F Sig.
Modelo corregido 1254949,500a 35 35855,700 1613,507 ,000
Intersección 9686801,194 1 9686801,194 435906,054 ,000
Tamañomedio 262507,086 4 65626,771 2953,205 ,000
%Cantos 797595,543 6 132932,590 5981,967 ,000
Tamañomedio * %Cantos 38047,314 24 1585,305 71,339 ,000
Error 800,000 36 22,222
Total 12034474,000 72
Total corregida 1255749,500 71
a. R cuadrado = ,999 (R cuadrado corregida = ,999)
Variable dependiente: MRI2
Origen Suma de cuadrados
tipo III gl
Media cuadrática
F Sig.
Modelo corregido 7,421E11 35 2,120E10 984,791 ,000
Intersección 5,166E12 1 5,166E12 239958,376 ,000
Tamañomedio 6,583E10 4 1,646E10 764,393 ,000
% Cantos 5,555E11 6 9,259E10 4300,421 ,000
Tamañomedio *% Cantos
3,302E10 24 1,376E9 63,896 ,000
Error 7,751E8 36 21529355,556
Total 6,475E12 72
Total corregida 7,428E11 71
a. R cuadrado = ,999 (R cuadrado corregida = ,998)
Variable dependiente:EMSI
Origen Suma de
cuadrados tipo III gl
Media cuadrática
F Sig.
Modelo corregido 4,352a 35 ,124 230,678 ,000
Intersección 55,919 1 55,919 103730,081 ,000
Tamañomedio ,906 4 ,227 420,276 ,000
% Cantos 2,894 6 ,482 894,815 ,000
Tamañomedio * %Cantos
,197 24 ,008 15,224 ,000
Error ,019 36 ,001
Total 69,439 72
Total corregida 4,372 71
a. R cuadrado = ,996 (R cuadrado corregida = ,991)
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10. ANEXOS 246
Pruebas de los efectos inter-sujetos
Variable dependiente: EMRI
Origen Suma de cuadrados
tipo III gl
Media
cuadrática F Sig.
Modelo corregido 22,409a 35 ,640 4461,728 ,000
Intersección 419,228 1 419,228 2921446,692 ,000
Tamañomedio 5,011 4 1,253 8729,412 ,000
%Cantos 14,529 6 2,422 16875,090 ,000
Tamañomedio *
%Cantos 1,092 24 ,045 316,983 ,000
Error ,005 36 ,000
Total 516,850 72
Total corregida 22,414 71
a. R cuadrado = 1,000 (R cuadrado corregida = 1,000)
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10. ANEXOS 247
ANEXO III RESULTADOS DE LOS ENSAYOS MECÁNICOS
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10. ANEXOS 248
ESTUDIO SENSIBILIDAD
Resultados incluidos en el estudio
Mezcla Tamaño fracción
sustituida % Cantos
Penetración media
ITSw ITSd ITSR
M1
16/11,2
10 65
0,161 0,201 80 10 0,163 0,201 81
M2 10
17,5 0,273 0,323 85
10 0,277 0,322 86
M3 10
45 0,259 0,310 84
10 0,263 0,310 85
M4
11,2/8
10 65
0,153 0,190 81 10 0,150 0,185 81
M5 10
17,5 0,256 0,310 83
10 0,255 0,306 83
M6 10
45 0,230 0,290 79
10 0,232 0,293 81
M7
8/4
10 65
0,152 0,189 80 10 0,153 0,192 80
M8 10
17,5 0,250 0,310 81
10 0,261 0,320 82
M9 10
45 0,230 0,290 79
10 0,225 0,283 80
M10
4/2
10 65
0,154 0,191 81 10 0,159 0,196 81
M11 10
17,5 0,234 0,279 84
10 0,236 0,277 85
M12 10
45 0,214 0,259 83
10 0,207 0,250 83
M13
Arena (2/0)
10 65
0,149 0,186 80 10 0,144 0,181 80
M14 10
17,5 0,221 0,262 84
10 0,229 0,277 83
M15 10
45 0,21 0,26 81
10 0,208 0,259 80
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 249
ANOVA de un factor con los resultados sensibilidad al agua
V independiente
Suma de cuadrados
gl Media
cuadrática F Sig. Levene
P
1/ITSW
Inter-grupos 35,719 2 17,859 179,374 ,000 0,312
Intra-grupos 2,688 27 ,100
Total 38,407 29
1/ITSD
Inter-grupos 20,840 2 10,420 171,627 ,000 0,056
Intra-grupos 1,639 27 ,061
Total 22,480 29
1/ITSR
Inter-grupos ,000 2 ,000 9,786 ,001 0,410
Intra-grupos ,000 27 ,000
Total ,000 29
T
1/ITSW
Inter-grupos 2,157 4 ,539 0,372 ,826 ,812
Intra-grupos 36,250 25 1,450
Total 38,407 29
1/ITSD
Inter-grupos 1,234 4 ,309 0,363 ,832 0,664
Intra-grupos 21,245 25 ,850
Total 22,480 29
1/ITSR
Inter-grupos ,000 4 ,000 3,598 ,019 0,195
Intra-grupos ,000 25 ,000
Total ,000 29
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 250
RESULTADOS RESISTENCIA A LAS DEFORMACIONES PLÁSTICAS EN
FUNCIÓN DE LOS ÍNDICES DE POST-COMPACTACIÓN
Análisis descriptivo de los datos incluidos en el estudio
Estadísticos
PISTA MRI EMRI
N Válidos 24 24 24
Perdidos 0 0 0
Media ,123 650 3,340
Mediana ,101 642 3,375
Moda ,0885a 564a 2,686a
Desv. típ. ,0410 54 ,334
Varianza ,002 2955 ,112
Rango ,139 213 1,281
Mínimo ,073 564 2,686
Máximo ,213 777 3,967
a. Existen varias modas. Se mostrará el menor de los valores.
Análisis de normalidad
Resumen del procesamiento de los casos
PISTA
Casos
Válidos Perdidos Total
N Porcentaje N Porcentaje N Porcentaje
24 100,0% 0 ,0% 24 100,0%
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
PISTA
N 24 Parámetros normalesa,b Media ,123688
Desviación típica ,0409931 Diferencias más extremas Absoluta ,260
Positiva ,260 Negativa -,154
Z de Kolmogorov-Smirnov 1,276 Sig. asintót. (bilateral) ,077
a. La distribución de contraste es la normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
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10. ANEXOS 251
ANÁLISIS DE REGRESIÓN MRS: MODELO 1:
Pendiente de deformación (PISTA) en función del índice MRI
Variables introducidas/eliminadasa
Modelo Variables introducidas Variables eliminadas Método
1 MRI .
Por pasos (criterio: Prob. de F para entrar <= ,050, Prob. de F para salir >= ,100).
2 Penetración media .
Por pasos (criterio: Prob. de F para entrar <= ,050, Prob. de F para salir >= ,100).
a. Variable dependiente: PISTA
Resumen del modeloc
Modelo R R cuadrado R cuadrado corregida
Error típ. de la estimación
Durbin-Watson
1 ,860a ,739 ,727 ,0214135
2 ,905b ,818 ,801 ,0182875 ,895
a. Variables predictoras: (Constante), MRI b. Variables predictoras: (Constante), MRI, Penetración media c. Variable dependiente: PISTA
ANOVAc
Modelo Suma de
cuadrados gl Media cuadrática F Sig.
1
Regresión ,029 1 ,029 62,290 ,000a
Residual ,010 22 ,000
Total ,039 23
2
Regresión ,032 2 ,016 47,284 ,000b
Residual ,007 21 ,000
Total ,039 23
a. Variables predictoras: (Constante), MRI b. Variables predictoras: (Constante), MRI, Penetración media c. Variable dependiente: PISTA
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 252
Coeficientesa
Modelo
Coeficientes no
estandarizados
Coeficientes
tipificados t Sig.
Estadísticos de
colinealidad
B Error típ. Beta Tolerancia FIV
1 (Constante) ,54533 ,054 10,174 ,000
MRI -,00065 ,000 -,860 -7,892 ,000 1,000 1,000
2
(Constante) ,436 ,058 7,492 ,000
MRI -,001 ,000 -,685 -6,250 ,000 ,721 1,387
Penetraciónmedia ,001 ,000 ,332 3,027 ,006 ,721 1,387
a. Variable dependiente: PISTA
Variables excluidasc
Modelo Beta
dentro t Sig.
Correlación parcial
Estadísticos de colinealidad
Tolerancia FIV Tolerancia
mínima
1
Tamaño medio -,121a -1,110 ,279 -,236 ,997 1,003 ,997
% Cantos -,247a -2,064 ,052 -,411 ,719 1,390 ,719
Penetraciónmedia ,332a 3,027 ,006 ,551 ,721 1,387 ,721
% betún ,071a ,533 ,600 ,116 ,694 1,442 ,694
2
Tamaño medio -,111b -1,200 ,244 -,259 ,996 1,004 ,718
% Cantos ,019b ,106 ,917 ,024 ,295 3,388 ,230
% betún -,009b -,077 ,940 -,017 ,655 1,526 ,598
a. Variables predictoras en el modelo: (Constante), MRI b. Variables predictoras en el modelo: (Constante), MRI, Penetraciónmedia c. Variable dependiente: PISTA
Diagnósticos de colinealidada
Modelo Dimensión Autovalores Índice de condición
Proporciones de la varianza
(Constante) MRI Penetraciónmedia
1 1 1,997 1,000 ,00 ,00
2 ,003 24,486 1,00 1,00
2
1 2,805 1,000 ,00 ,00 ,02
2 ,192 3,819 ,00 ,00 ,64
3 ,002 35,608 1,00 ,99 ,34
a. Variable dependiente: PISTA
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 253
Análisis de los residuos
Estadísticos sobre los residuosa
Mínimo Máximo Media Desviación
típica N
Valor pronosticado ,045357 ,181651 ,123688 ,0370821 24
Residual -,0321016 ,0313486 ,0000000 ,0174743 24
Valor pronosticado tip. -2,112 1,563 ,000 1,000 24
Residuo típ. -1,755 1,714 ,000 ,956 24
a. Variable dependiente: PISTA
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
Standardized Residual
N 24
Parámetros normalesa,b Media ,0000000
Desviación típica ,95553309
Diferencias más extremas
Absoluta ,145
Positiva ,145
Negativa -,097
Z de Kolmogorov-Smirnov ,709
Sig. asintót. (bilateral) ,696
a. La distribución de contraste es la normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 254
ANÁLISIS DE REGRESIÓN MRS: MODELO 2:
Pendiente de deformación (PISTA) en función del índice EMRI
Variables introducidas/eliminadasa
Modelo Variables introducidas Variables eliminadas Método
1 EMRI .
Por pasos (criterio: Prob. de F para entrar <= ,050, Prob. de F para salir >=
,100).
2 Penetraciónmedia .
Por pasos (criterio: Prob. de F para entrar <= ,050, Prob. de F para salir >=
,100).
a. Variable dependiente: PISTA
Resumen del modeloc
Modelo R R cuadrado R cuadrado corregida
Error típ. de la estimación
Durbin-Watson
1 ,915a ,838 ,831 ,0168769
2 ,932b ,868 ,855 ,0155850 1,324
a. Variables predictoras: (Constante), EMRI b. Variables predictoras: (Constante), EMRI, Penetración media c. Variable dependiente: PISTA
ANOVAc
Modelo Suma de
cuadrados gl Media cuadrática F Sig.
1
Regresión ,032 1 ,032 113,694 ,000a
Residual ,006 22 ,000
Total ,039 23
2
Regresión ,034 2 ,017 69,062 ,000b
Residual ,005 21 ,000
Total ,039 23
a. Variables predictoras: (Constante), EMRI b. Variables predictoras: (Constante), EMRI, Pentración media c. Variable dependiente: PISTA
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 255
Coeficientesa
Modelo
Coeficientes no estandarizados
Coeficientes tipificados t Sig.
Estadísticos de colinealidad
B Error típ. Beta Tolerancia FIV
1 (Constante) ,49791 ,035 14,119 ,000
EMRI -,11204 ,011 -,915 -
10,663 ,000 1,000 1,000
2
(Constante) ,429 ,045 9,436 ,000
EMRI -,096 ,012 -,783 -7,854 ,000 ,632 1,581
Pentración media
,000 ,000 ,218 2,191 ,040 ,632 1,581
a. Variable dependiente: PISTA
Variables excluidasc
Modelo Beta
dentro t Sig.
Correlación parcial
Estadísticos de colinealidad
Tolerancia FIV Tolerancia
mínima
1
Tamaño medio
-,008a -,090 ,929 -,020 ,995 1,005 ,995
% Cantos -,109a -1,172 ,254 -,248 ,838 1,194 ,838
Penetración media
,218a 2,191 ,040 ,431 ,632 1,581 ,632
% betún ,027a ,257 ,800 ,056 ,694 1,441 ,694
2
Tamaño medio
-,017b -,212 ,834 -,047 ,992 1,008 ,628
% Cantos ,052b ,417 ,681 ,093 ,414 2,416 ,283
% betún -,012b -,122 ,904 -,027 ,670 1,492 ,537
a. Variables predictoras en el modelo: (Constante), EMRI b. Variables predictoras en el modelo: (Constante), EMRI, Penetración media c. Variable dependiente: PISTA
Diagnósticos de colinealidada
Modelo Dimensión Autovalores Índice de condición
Proporciones de la varianza
(Constante) EMSI Penetraciónmedia
1 1 1,995 1,000 ,00 ,00
2 ,005 20,424 1,00 1,00
2
1 2,798 1,000 ,00 ,00 ,02
2 ,199 3,751 ,00 ,01 ,54
3 ,003 32,198 1,00 ,99 ,44
a. Variable dependiente: PISTA
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10. ANEXOS 256
Análisis de los residuos
Estadísticos sobre los residuosa
Mínimo Máximo Media Desviación
típica N
Valor pronosticado ,054837 ,195129 ,123688 ,0381924 24
Residual -,0250731 ,0303425 ,0000000 ,0148920 24
Valor pronosticado tip. -1,803 1,871 ,000 1,000 24
Residuo típ. -1,609 1,947 ,000 ,956 24
a. Variable dependiente: PISTA
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
Standardized Residual
N 24
Parámetros normalesa,b Media ,0000000
Desviación típica ,95553309
Diferencias más extremas
Absoluta ,210
Positiva ,210
Negativa -,123
Z de Kolmogorov-Smirnov 1,027
Sig. asintót. (bilateral) ,242
a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 257
PROCEDIMIENTO ESTIMACIÓN CURVILÍNEA DE LA PENDIENTE DE
DEFORMACIÓN (PISTA).
Modelo 1: Variable independiente: MRI
Resumen del procesamiento de los casos
N
Total de casos 24
Casos excluidosa 0
Casos pronosticados 0
Casos creados nuevos 0
a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
PISTA MRI
Número de valores positivos 24 24 Número de ceros 0 0 Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente: PISTA
Ecuación Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros
R cuadrado
F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3
Lineal ,739 62,290 1 22 ,000 ,545 -,001 Logarítmica ,772 74,687 1 22 ,000 2,956 -,437 Inversa ,803 89,953 1 22 ,000 -,329 292,342
Cuadrático ,922 124,778 2 21 ,000 2,837 -,008 5,231E-
6
Cúbico ,922 124,778 2 21 ,000 2,837 -,008 5,231E-
6 ,000
Compuesto ,808 92,603 1 22 ,000 3,195 ,995 Potencia ,835 111,261 1 22 ,000 4,363E8 -3,403 S ,859 133,634 1 22 ,000 -5,636 2261,316 Crecimiento ,808 92,603 1 22 ,000 1,162 -,005 Exponencial ,808 92,603 1 22 ,000 3,195 -,005 Logística ,808 92,603 1 22 ,000 ,313 1,005
La variable independiente es MRI.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 258
Análisis del modelo cuadrático
Resumen del modelo
R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la
estimación
,960 ,922 ,915 ,012
La variable independiente es MRI.
ANOVA
Suma de cuadrados gl Media cuadrática F Sig.
Regresión ,036 2 ,018 124,778 ,000
Residual ,003 21 ,000
Total ,039 23
La variable independiente es MRI.
Coeficientes
Coeficientes no estandarizados
Coeficientes estandarizados t Sig.
B Error típico Beta
MRI -,00759 ,001 -10,075 -7,693 ,000
MRI ** 2 5,2306E-6 ,000 9,225 7,044 ,000
(Constante) 2,8371 ,327 8,683 ,000
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10. ANEXOS 259
Modelo 2. Variable independiente: EMRI
Resumen del procesamiento de los casos
N
Total de casos 24
Casos excluidosa 0
Casos pronosticados 0
Casos creados nuevos 0
a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
PISTA EMRI
Número de valores positivos 24 24
Número de ceros 0 0
Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente: PISTA
Ecuación Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros
R cuadrado
F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3
Lineal ,838 113,694 1 22 ,000 ,498 -,112
Logarítmica ,861 135,920 1 22 ,000 ,571 -,373
Inversa ,876 155,582 1 22 ,000 -,245 1,218
Cuadrático ,895 89,084 2 21 ,000 1,280 -,589 ,072
Cúbico ,896 90,734 2 21 ,000 1,030 -,355 ,000 ,007
Compuesto ,877 156,158 1 22 ,000 2,068 ,424
Potencia ,888 174,085 1 22 ,000 3,536 -2,831
S ,891 180,294 1 22 ,000 -4,918 9,194
Crecimiento ,877 156,158 1 22 ,000 ,727 -,857
Exponencial ,877 156,158 1 22 ,000 2,068 -,857
Logística ,877 156,158 1 22 ,000 ,484 2,357
La variable independiente es EMRI.
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10. ANEXOS 260
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 261
Resumen modelo cuadrático
Resumen del modelo
R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la
estimación
,946 ,895 ,885 ,014
La variable independiente es EMRI.
ANOVA
Suma de
cuadrados gl Media cuadrática F Sig.
Regresión ,035 2 ,017 89,084 ,000
Residual ,004 21 ,000
Total ,039 23
La variable independiente es EMRI.
Coeficientes
Coeficientes no estandarizados Coeficientes estandarizados
t Sig. B Error típico Beta
EMRI -,589 ,142 -4,811 -4,142 ,000
EMRI ** 2 ,072 ,021 3,902 3,360 ,003
(Constante) 1,280 ,235 5,456 ,000
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 262
ESTUDIO MÓDULOS DE RIGIDEZ
Análisis descriptivo de los resultados incluidos en el estudio
Mezcla Tamaño fracción
sustituida % Cantos Ligante Módulo
M1 16/11,2 10
B-13/22 13508
16/11,2 10 13428 16/11,2 10 13492
M2 16/11,2 10
B-40/50 9614
16/11,2 10 9619 16/11,2 10 9600
M3 16/11,2 10
B-60/70 6864
16/11,2 10 6822 16/11,2 10 6888
M4 11,2/8 10
B-13/22 13010
11,2/8 10 12996 11,2/8 10 12885
M5 11,2/8 10
B-40/50 10015
11,2/8 10 10096 11,2/8 10 10028
M6 11,2/8 10
B-60/70 6470
11,2/8 10 6493 11,2/8 10 6488
M7 8/4 10
B-13/22 12599
8/4 10 12458 8/4 10 12444
M8 8/4 10
B-40/50 9789
8/4 10 9699 8/4 10 9781
M9 8/4 10
B-60/70 6205
8/4 10 6211 8/4 10 6216
M10 4/2 10
B-13/22 12439
4/2 10 12399 4/2 10 12441
M11 4/2 10
B-40/50 9086
4/2 10 9041 4/2 10 9063
M12 4/2 10
B-60/70 6004
4/2 10 6096 4/2 10 6025
M13 Arena (2/0) 10
B-13/22 11582
Arena (2/0) 10 11493 Arena (2/0) 10 11516
M14 Arena (2/0) 10
B-40/50 8344
Arena (2/0) 10 8356 Arena (2/0) 10 8366
M15 Arena (2/0) 10
B-60/70 6115
Arena (2/0) 10 6155 Arena (2/0) 10 6105
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 263
ANEXO IV ANÁLISIS DE REGRESIÓN EN FUNCIÓN DEL TIPO
DE GRANULOMETRÍA Y DE LIGANTE
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 264
RESULTADOS EMPLEADOS EN EL ESTUDIO
Mezcla % huecos Objetivo
(v)
Tamaño máximo árido (T)
Dotación betún
(% s/m) (B)
Penetración media (P)
Índices volumétricos Índices energéticos
MSI MRI EMSI EMRI
AC22 5 22 4,9 65 660 693 1,361 3,543
AC22 5 22 4,9 65 666 705 1,371 3,557
AC22 5 22 4,9 45 693 721 1,379 3,640
AC22 5 22 4,9 45 705 727 1,395 3,648
AC22 5 22 4,9 17,5 716 739 1,477 3,883
AC22 5 22 4,9 17,5 694 727 1,467 3,867
BBTM 11A 4,5 11 5,21 65 765 559 1,20 2,560
BBTM 11A 4,5 11 5,21 65 767 569 1,18 2,548
BBTM 11A 4,5 11 5,21 45 833 612 1,37 2,960
BBTM 11A 4,5 11 5,21 45 823 590 1,36 2,943
BBTM 11A 4,5 11 5,21 17,5 870 622 1,42 3,060
BBTM 11A 4,5 11 5,21 17,5 878 634 1,438 3,073
BBTM 11B 12,5 11 4,99 65 1402 1139 2,255 5,717
BBTM 11B 12,5 11 4,99 65 1392 1127 2,243 5,697
BBTM 11B 12,5 11 4,99 45 1508 1215 2,490 6,396
BBTM 11B 12,5 11 4,99 45 1518 1237 2,506 6,404
BBTM 11B 12,5 11 4,99 17,5 1622 1325 2,679 6,977
BBTM 11B 12,5 11 4,99 17,5 1612 1309 2,665 6,969
PA16 20 16 4,5 65 533 1010 1,42 5,469
PA16 20 16 4,5 65 523 988 1,41 5,430
PA16 20 16 4,5 45 696 1233 1,781 6,930
PA16 20 16 4,5 45 704 1247 1,795 6,940
PA16 20 16 4,5 17,5 791 1379 2,003 7,793
PA16 20 16 4,5 17,5 781 1367 1,971 7,779
SMA10 4,5 10 6,0 65 880 871 1,50 4,033
SMA10 4,5 10 6,0 65 884 885 1,524 4,067
SMA10 4,5 10 6,0 45 1016 988 1,695 4,560
SMA10 4,5 10 6,0 45 1026 994 1,703 4,576
SMA10 4,5 10 6,0 17,5 1039 1005 1,79 4,843
SMA10 4,5 10 6,0 17,5 1047 1021 1,798 4,881
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 265
PROCEDIMIENTO DE ESTIMACIÓN CURVILÍNEA. (Sin incluir las mezclas PA16)
Índice energético de compactabilidad (EMSI) en función del índice MSI
Resumen del procesamiento de los casos
N
Total de casos 24
Casos excluidosa 0
Casos pronosticados 0
Casos creados nuevos 0
a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
EMSI MSI
Número de valores positivos 24 24
Número de ceros 0 0
Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente: EMSI
Ecuación Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros
R2 F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3
Lineal ,950 418,717 1 22 ,000 ,281 ,001
Logarítmica ,907 213,779 1 22 ,000 -8,612 1,505
Inversa ,835 111,565 1 22 ,000 3,303 -
1452,783
Cuadrático ,967 305,419 2 21 ,000 1,228 ,000 8,139E-7
Cúbico ,967 305,419 2 21 ,000 1,228 ,000 8,139E-7 ,000
Compuesto ,933 306,290 1 22 ,000 ,774 1,001
Potencia ,903 205,141 1 22 ,000 ,007 ,806
S ,844 118,718 1 22 ,000 1,363 -783,561
Crecimiento ,933 306,290 1 22 ,000 -,256 ,001
Exponencial ,933 306,290 1 22 ,000 ,774 ,001
Logística ,933 306,290 1 22 ,000 1,292 ,999
La variable independiente es MSI
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 266
Resumen modelo lineal
Resumen del modelo
R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la estimación
,975 ,950 ,948 ,109
La variable independiente es MSI.
ANOVA
Suma de cuadrados gl Media cuadrática F Sig.
Regresión 4,999 1 4,999 418,717 ,000 Residual ,263 22 ,012
Total 5,261 23
La variable independiente es MSI
Coeficientes
Coeficientes no estandarizados
Coeficientes estandarizados t Sig.
B Error típico Beta
MSI ,0015 ,000 ,975 20,463 ,000 (Constante) ,2809 ,074 3,809 ,001
Análisis de los residuos
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
Error de EMSI con MSI para el modelo
lineal
N 24
Parámetros normalesa,b Media ,0000000
Desviación típica 10685805
Diferencias más extremas
Absoluta ,102
Positiva ,102
Negativa -,077
Z de Kolmogorov-Smirnov ,501 Sig. asintót. (bilateral) ,963
a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 267
Índice energético de Post-compactación (EMRI) en función del índice MRI
Resumen del procesamiento de los casos
N
Total de casos 24
Casos excluidosa 0
Casos pronosticados 0
Casos creados nuevos 0
a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
EMRI MRI
Número de valores positivos 24 24
Número de ceros 0 0
Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente:EMRI
Ecuación Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros
R cuadrado
F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3
Lineal ,974 829,366 1 22 ,000 -,358 ,005
Logarítmica ,947 396,675 1 22 ,000 -27,190 4,682
Inversa ,903 205,588 1 22 ,000 9,068 -3825,686
Cuadrático ,982 563,340 2 21 ,000 1,552 ,001 2,407E-
6
Cúbico ,982 563,340 2 21 ,000 1,552 ,001 2,407E-
6 ,000
Compuesto ,970 712,465 1 22 ,000 1,449 1,001
Potencia ,973 806,230 1 22 ,000 ,003 1,065
S ,958 502,661 1 22 ,000 2,514 -883,776
Crecimiento ,970 712,465 1 22 ,000 ,371 ,001
Exponencial ,970 712,465 1 22 ,000 1,449 ,001
Logística ,970 712,465 1 22 ,000 ,690 ,999
La variable independiente es MRI.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 268
Resumen modelo lineal
esumen del modelo
R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la estimación
,987 ,974 ,973 ,225
La variable independiente es MRI.
ANOVA
Suma de cuadrados gl Media cuadrática F Sig.
Regresión 41,923 1 41,923 829,366 ,000
Residual 1,112 22 ,051
Total 43,035 23
Coeficientes
Coeficientes no estandarizados Coeficientes estandarizados
t Sig.
B Error típico Beta
MRI ,0054 ,000 ,987 28,799 ,000
(Constante) -,3580 ,170 -2,108 ,047
Análisis de los residuos
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
Error de EMRI con MRI para el modelo lineal
N 24
Z de Kolmogorov-Smirnov ,641
Sig. asintót. (bilateral) ,806
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 269
ANEXO V MODELIZACIÓN DE LOS ÍNDICES CON LOS
RESULTADOS DE LAS MEZCLAS CON CANTOS
RODADOS
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 270
ANÁLISIS DESCRIPTIVO DE LOS DATOS
Combinaciones de variables incluidas en el estudio estadístico
Mezcla Tamaño medio
Fracción (T) Porcentajes cantos (C)
Penetración media (P)
Dotaciones (% s/a) (B) Réplic
as
MRef1 0 0% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
MRef2 0 0% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
MRef3 0 0% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
MRefA 100 93% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 3
MRefB 100 93% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 3
M1 13,6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M2 13,6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M3 13,6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M4 9,6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M5 9,6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M6 9,6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M7 6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M8 6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M9 6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M10 3 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M11 3 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M12 3 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M13 1 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M14 1 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M15 1 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2 Fracción 16/11,2
13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,
15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2
Fracción 11,2/8
13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,
15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2
Fracción 8/4
13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,
15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2
Fracción 4/2
13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,
15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2
Arena 2/0
13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%,
15%, 17,5%, 20% 65 4,9 2
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 271
Normalidad de las variables respuesta incluyendo todos los datos
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
MSI MRI EMSI EMRI
N 230 230 230 230
Parámetros normalesa,b Media 471,91 547,40 1,02800 2,69796
Desviación típica 191,790 153,506 ,378048 ,874146
Diferencias más extremas
Absoluta ,174 ,217 ,200 ,194
Positiva ,093 ,095 ,104 ,096
Negativa -,174 -,217 -,200 -,194
Z de Kolmogorov-Smirnov 2,645 3,297 3,035 2,938
Sig. asintót. (bilateral) ,000 ,000 ,000 ,000
a. La distribución de contraste es la Normal.
b. Se han calculado a partir de los datos.
Combinaciones incluidas en los modelos de regresión (eliminados 30 datos)
Mezcla Tamaño medio
Fracción (T) Porcentajes cantos (C)
Penetración media (P)
Dotaciones (% s/a) (B) Réplic
as
MRef1 0 0% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
MRef2 0 0% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
MRef3 0 0% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M1 13,6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M2 13,6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M3 13,6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M4 9,6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M5 9,6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M6 9,6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M7 6 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M8 6 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M9 6 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M10 3 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M11 3 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M12 3 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M13 1 10% 65 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M14 1 10% 17,5 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2
M15 1 10% 45 4,6%, 4,9%, 5,2%, 5,6% 2 Fracción 16/11,2
13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 15%,
17,5%, 20% 65 4,9 2
Fracción 11,2/8
13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 15%,
17,5%, 20% 65 4,9 2
Fracción 8/4
13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 15%,
17,5%, 20% 65 4,9 2
Fracción 4/2
13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 15%,
17,5%, 20% 65 4,9 2
Arena 2/0 13,6 5%, 7,5%, 10%, 12,5%, 65 4,9 2
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 272
Normalidad de las variables respuesta (eliminando 30 datos)
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
MSI MRI EMSI EMRI
N 200 200 200 200
Parámetros normalesa,b Media 535,84 599,54 1,15892 2,99635
Desviación típica 102,456 72,549 ,170126 ,406785
Diferencias más extremas
Absoluta ,064 ,073 ,045 ,073
Positiva ,030 ,073 ,038 ,040
Negativa -,064 -,048 -,045 -,073
Z de Kolmogorov-Smirnov ,905 1,028 ,632 1,031
Sig. asintót. (bilateral) ,385 ,241 ,819 ,238
a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
PROCEDIMIENTO ESTIMACIÓN CURVILÍNEA
Índice energético EMSI en función MSI
Resumen del procesamiento de los casos
N
Total de casos 200
Casos excluidosa 0
Casos pronosticados 0
Casos creados nuevos 0
a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
EMSI MSI
Número de valores positivos 200 200
Número de ceros 0 0
Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
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10. ANEXOS 273
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente: EMSI
Ecuación Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros
R cuadrado
F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3
Lineal ,842 1057,634 1 198 ,000 ,342 ,002
Logarítmica ,790 746,619 1 198 ,000 -3,307 ,713
Inversa ,698 458,586 1 198 ,000 1,745 -300,211
Cuadrático ,857 591,041 2 197 ,000 ,716 -7,132E-
6
1,502E-6
Cúbico ,858 396,165 3 196 ,000 1,071 -,002 6,298E-6
-3,183E-
9
Compuesto ,858 1191,516 1 198 ,000 ,555 1,001
Potencia ,822 915,483 1 198 ,000 ,021 ,640
S ,743 572,087 1 198 ,000 ,669 -272,589
Crecimiento ,858 1191,516 1 198 ,000 -,589 ,001
Exponencial ,858 1191,516 1 198 ,000 ,555 ,001
Logística ,858 1191,516 1 198 ,000 1,802 ,999
La variable independiente es MSI.
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10. ANEXOS 274
Análisis del modelo lineal
Resumen del modelo
R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la estimación
,918 ,842 ,842 ,068
La variable independiente es MSI.
ANOVA
Suma de cuadrados
gl Media cuadrática F Sig.
Regresión 4,851 1 4,851 1057,634 ,000
Residual ,908 198 ,005
Total 5,760 199
La variable independiente es MSI.
Coeficientes
Coeficientes no estandarizados Coeficientes estandarizados
t Sig.
B Error típico Beta
MSI ,001524 ,000 ,918 32,521 ,000
(Constante) ,342310 ,026 13,392 ,000
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10. ANEXOS 275
Análisis de los residuos
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
Error de EMSI con
MSI
N 200
Parámetros normalesa,b Media ,0000000
Desviación típica ,06755731
Diferencias más extremas
Absoluta ,088
Positiva ,088
Negativa -,052
Z de Kolmogorov-Smirnov 1,249
Sig. asintót. (bilateral) ,088
a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
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10. ANEXOS 276
PROCEDIMIENTO ESTIMACIÓN CURVILÍNEA
Índice energético EMSI en función MSI
Resumen del procesamiento de los casos
N
Total de casos 200 Casos excluidosa 0 Casos pronosticados 0 Casos creados nuevos 0
a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
EMRI MRI
Número de valores positivos 200 200
Número de ceros 0 0
Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente: EMRI
Ecuación
Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros
R cuadrado
F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3
Lineal ,826 939,905 1 198 ,000 -,059 ,005
Logarítmica ,800 792,037 1 198 ,000 -15,350 2,872
Inversa ,746 583,052 1 198 ,000 5,585 -
1527,169
Cuadrático ,829 478,449 2 197 ,000 ,845 ,002 2,647E-
6
Cúbico ,831 483,936 2 197 ,000 1,098 ,000 7,092E-
6
-3,062E-
9
Compuesto ,825 936,349 1 198 ,000 1,044 1,002
Potencia ,813 860,727 1 198 ,000 ,005 ,991
S ,772 671,494 1 198 ,000 1,989 -531,551
Crecimiento ,825 936,349 1 198 ,000 ,043 ,002
Exponencial ,825 936,349 1 198 ,000 1,044 ,002
Logística ,825 936,349 1 198 ,000 ,958 ,998
La variable independiente es MRI.
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10. ANEXOS 277
Análisis modelo lineal
Resumen del modelo
R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la
estimación
,909 ,826 ,825 ,170
La variable independiente es MRI.
ANOVA
Suma de
cuadrados gl Media cuadrática F Sig.
Regresión 27,200 1 27,200 939,905 ,000
Residual 5,730 198 ,029
Total 32,929 199
La variable independiente es MRI.
Coeficientes
Coeficientes no estandarizados
Coeficientes estandarizados t Sig.
B Error típico Beta
MRI ,005096 ,000 ,909 30,658 ,000
(Constante) -,058865 ,100 -,587 ,558
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10. ANEXOS 278
Análisis de los residuos
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
Error de EMRI con MRI
N 200 Parámetros normalesa,b Media ,0000000
Desviación típica ,16968545 Diferencias más extremas Absoluta ,068
Positiva ,048 Negativa -,068
Z de Kolmogorov-Smirnov ,956 Sig. asintót. (bilateral) ,321
a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
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10. ANEXOS 279
ANEXO VI GENERALIZACIÓN DE LOS MODELOS PARA
MEZCLAS CON PORCENTAJES DE HUECOS
OBJETIVO SIMILARES
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10. ANEXOS 280
ANÁLISIS DESCRIPTIVO DE LOS DATOS
Estadísticos
MSI MRI EMSI EMRI
N Válidos 260 260 260 260
Perdidos 0 0 0 0
Media 525,28 594,50 1,10683 2,93867
Mediana 542,50 599,00 1,15450 3,01000
Moda 13a 609 ,999a 3,105
Desv. típ. 257,107 213,146 ,443585 1,194581
Varianza 66103,909 45431,069 ,197 1,427
Rango 1610 1295 2,669 7,603
Mínimo 12 84 ,010 ,190
Máximo 1622 1379 2,679 7,793
a. Existen varias modas. Se mostrará el menor de los valores.
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
EMSI EMRI
N 260 260
Parámetros normalesa,b Media 1,10683 2,93867
Desviación típica ,443585 1,194581
Diferencias más extremas
Absoluta ,166 ,167
Positiva ,125 ,167
Negativa -,166 -,164
Z de Kolmogorov-Smirnov 2,680 2,694
Sig. asintót. (bilateral) ,000 ,000
a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
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10. ANEXOS 281
ANÁLISIS EXPLORATORIO DE LOS DATOS
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10. ANEXOS 282
Puntos eliminados del estudio
Puntos eliminados
Mezclas Betún % Betún % Cantos MSI MRI EMSI EMRI
199
Arena rio
B-60/70 4,9 15 159 346 0,483 1,623
200 B-60/70 4,9 15 157 334 0,477 1,615
201 B-60/70 4,9 17,5 142 317 0,449 1,509
202 B-60/70 4,9 17,5 138 315 0,433 1,495
203 B-60/70 4,9 20 123 299 0,399 1,402
204 B-60/70 4,9 20 117 291 0,393 1,400
207
93% CANTOS
B-60/70 4,6 93 30 178 0,120 0,590
208 B-60/70 4,6 93 31 182 0,140 0,630
209 B-60/70 4,6 93 33 188 0,160 0,690
210 B-60/70 4,9 93 17 150 0,044 0,394
211 B-60/70 4,9 93 18 155 0,050 0,440
212 B-60/70 4,9 93 20 161 0,060 0,510
213 B-60/70 5,2 93 13 113 0,012 0,295
214 B-60/70 5,2 93 14 119 0,011 0,330
215 B-60/70 5,2 93 13 113 0,016 0,410
216 B-60/70 5,6 93 12 85 0,000 0,221
217 B-60/70 5,6 93 12 88 0,000 0,330
218 B-60/70 5,6 93 13 84 0,010 0,290
219 B-13/22 4,6 93 34 211 0,151 0,691
220 B-13/22 4,6 93 33 200 0,180 0,720
221 B-13/22 4,6 93 31 206 0,120 0,710
222 B-13/22 4,9 93 29 205 0,150 0,590
223 B-13/22 4,9 93 28 209 0,160 0,660
224 B-13/22 4,9 93 26 203 0,140 0,550
225 B-13/22 5,2 93 18 151 0,075 0,468
226 B-13/22 5,2 93 16 145 0,060 0,440
227 B-13/22 5,2 93 17 148 0,090 0,460
228 B-13/22 5,6 93 14 121 0,015 0,287
229 B-13/22 5,6 93 14 125 0,010 0,350
230 B-13/22 5,6 93 13 129 0,010 0,390
237
BBTM 11B
B-60/70 4,99 0 1402 1139 2,255 5,717
238 B-60/70 4,99 0 1392 1127 2,243 5,697
239 B-40/50 4,99 0 1508 1215 2,490 6,396
240 B-40/50 4,99 0 1518 1237 2,506 6,404
241 B-13/22 4,99 0 1622 1325 2,679 6,977
242 B-13/22 4,99 0 1612 1309 2,665 6,969
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10. ANEXOS 283
255
PA 16
B-60/70 4,5 0 533 1010 1,42 5,469
256 B-60/70 4,5 0 523 988 1,41 5,43
257 B-40/50 4,5 0 696 1233 1,781 6,930
258 B-40/50 4,5 0 704 1247 1,795 6,94
259 B-13/22 4,5 0 791 1379 2,003 7,793
260 B-13/22 4,5 0 781 1367 1,971 7,779
Una vez seleccionadas las mezclas que se van a incluir en el estudio, se comprobó de
nuevo que las variables respuesta se ajustasen a una distribución normal.
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
EMSI EMRI
N 218 218
Parámetros normalesa,b Media 1,18303 3,04722
Desviación típica ,189510 ,474840
Diferencias más extremas
Absoluta ,038 ,075
Positiva ,038 ,075
Negativa -,022 -,048
Z de Kolmogorov-Smirnov ,562 1,113
Sig. asintót. (bilateral) ,910 ,168
a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
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10. ANEXOS 284
PROCEDIMIENTO ESTIMACIONES CURVILÍNEAS
Estimación EMSI a partir de MSI
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
EMSI MSI
Número de valores positivos 218 218
Número de ceros 0 0
Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente: EMSI
Ecuación
Estimaciones de los parámetros
R cuadrado
F gl1 gl2 Sig. Constante
b1 Resumen
del modelo
b2 b3
Lineal ,831 1065,820 1 216 ,000 ,455 ,001
Logarítmica ,816 955,283 1 216 ,000 -3,275 ,708
Inversa ,721 558,272 1 216 ,000 1,795 -323,135
Cuadrático ,838 555,909 2 215 ,000 ,295 ,002 -
4,592E-7
Cúbico ,842 378,854 3 214 ,000 ,629 4,216E-5 2,597E-
6
-1,597E-
9
Compuesto ,816 959,593 1 216 ,000 ,633 1,001
Potencia ,835 1092,007 1 216 ,000 ,025 ,607
S ,768 713,326 1 216 ,000 ,691 -282,821
Crecimiento ,816 959,593 1 216 ,000 -,457 ,001
Exponencial ,816 959,593 1 216 ,000 ,633 ,001
Logística ,816 959,593 1 216 ,000 1,579 ,999
La variable independiente es MSI.
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 285
ANÁLISIS MODELO LINEAL
Resumen del procesamiento de los casos
N
Total de casos 218
Casos excluidosa 0
Casos pronosticados 0
Casos creados nuevos 0
a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
EMSI MSI
Número de valores positivos 218 218
Número de ceros 0 0
Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
Resumen del modelo
R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la
estimación
,912 ,831 ,831 ,078
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 286
La variable independiente es MSI.
ANOVA
Suma de cuadrados
gl Media cuadrática F Sig.
Regresión 6,480 1 6,480 1065,820 ,000
Residual 1,313 216 ,006
Total 7,793 217
La variable independiente es MSI.
Coeficientes
Coeficientes no estandarizados
Coeficientes estandarizados t Sig.
B Error típico Beta
MSI ,0013 ,000 ,912 32,647 ,000
(Constante) ,4550 ,023 19,854 ,000
Análisis de los residuos
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
Error de EMSI con
MSI
N 218
Parámetros normalesa,b Media ,0000000
Desviación típica ,07779394
Diferencias más extremas
Absoluta ,059
Positiva ,059
Negativa -,040
Z de Kolmogorov-Smirnov ,868
Sig. asintót. (bilateral) ,438
a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.
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10. ANEXOS 287
Estimación EMRI a partir de MRI
Resumen del procesamiento de los casos
N
Total de casos 218
Casos excluidosa 0
Casos pronosticados 0
Casos creados nuevos 0
a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
EMRI MRI
Número de valores positivos 218 218
Número de ceros 0 0
Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
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10. ANEXOS 288
Resumen del modelo y estimaciones de los parámetros
Variable dependiente: EMRI
Ecuación Resumen del modelo Estimaciones de los parámetros
R cuadrado
F gl1 gl2 Sig. Constante b1 b2 b3
Lineal ,834 1083,095 1 216 ,000 ,291 ,004
Logarítmica ,826 1025,092 1 216 ,000 -15,192 2,846
Inversa ,771 727,461 1 216 ,000 5,775 -
1638,537
Cuadrático ,837 553,426 2 215 ,000 -,343 ,006 -
1,442E-6
Cúbico ,839 371,309 3 214 ,000 1,067 ,000 8,649E-
6
-4,905E-
9
Compuesto ,801 867,718 1 216 ,000 1,258 1,001
Potencia ,823 1006,387 1 216 ,000 ,008 ,918
S ,797 847,285 1 216 ,000 1,998 -538,124
Crecimiento ,801 867,718 1 216 ,000 ,230 ,001
Exponencial ,801 867,718 1 216 ,000 1,258 ,001
Logística ,801 867,718 1 216 ,000 ,795 ,999
La variable independiente es MRI.
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10. ANEXOS 289
ANÁLISIS DEL MODELO LINEAL
Descripción del modelo
Nombre del modelo MOD_5
Variable dependiente 1 EMRI
Ecuación 1 Lineal
Variable independiente MRI
Constante Incluidos
Variable cuyos valores etiquetan las observaciones en los gráficos
Sin especificar
Resumen del procesamiento de los casos
N
Total de casos 218
Casos excluidosa 0
Casos pronosticados 0
Casos creados nuevos 0
a. Los casos con un valor perdido en cualquier variable se excluyen del análisis.
Resumen del procesamiento de las variables
Variables
Dependiente Independiente
EMRI MRI
Número de valores positivos 218 218
Número de ceros 0 0
Número de valores negativos 0 0
Número de valores perdidos Perdidos definidos por el usuario
0 0
Perdidos del sistema 0 0
Resumen del modelo
R R cuadrado R cuadrado corregida Error típico de la
estimación
,913 ,834 ,833 ,194
La variable independiente es MRI
ESTUDIO DE LOS PROCESOS DE COMPACTACIÓN Y POST-COMPACTACIÓN Tesis Doctoral DE MEZCLAS BITUMINOSAS EMPLEANDO NUEVOS ÍNDICES ENERGÉTICOS: MARÍA E. DEL RÍO PRAT APLICACIÓN A MEZCLAS DE ALTO MÓDULO QUE CONTIENEN CANTOS RODADOS UNIVERSIDAD DE CANTABRIA, 2011
10. ANEXOS 290
ANOVA
Suma de
cuadrados gl Media cuadrática F Sig.
Regresión 40,793 1 40,793 1083,095 ,000
Residual 8,135 216 ,038
Total 48,928 217
La variable independiente es MRI.
Coeficientes
Coeficientes no estandarizados
Coeficientes estandarizados t Sig.
B Error típico Beta
MRI ,00445 ,000 ,913 32,910 ,000
(Constante) ,29086 ,085 3,431 ,001
Análisis de los residuos
Prueba de Kolmogorov-Smirnov para una muestra
Error de EMRI con MRI
N 218
Parámetros normalesa,b Media ,0000000
Desviación típica ,19362173
Diferencias más extremas Absoluta ,056
Positiva ,056
Negativa -,054
Z de Kolmogorov-Smirnov ,830
Sig. asintót. (bilateral) ,497
a. La distribución de contraste es la Normal. b. Se han calculado a partir de los datos.