I.1 Scopul, necesitatea si utilitatea temei [311199]

CAPITOLUL I . [anonimizat].

[anonimizat] a [anonimizat].

Pentru ca o infrastructură rutieră să își merite învestiția și să contribuie la creșterea economică a națiunii, [anonimizat], cu rezistențe ridicate.

Realitatea a [anonimizat], iar în urma studiilor de specialitate efectuate a [anonimizat] a infrastructurilor.

[anonimizat] a analiza posibilitatea de a rezolva unele probleme legate de proiectarea rețetelor de mixturi asfaltice utilizate.

I.1 Scopul, necesitatea si utilitatea temei

Menirea lucrari este aceia de a [anonimizat]. Cercetarea de anticipare parametrică a [anonimizat] o metodă de eficientizare a costurilor de proiectare a rețetelor de materiale în laboratorul de specialitate și de anticipare a perioadelor de funcționare ce trebuiesc normate în anumite condiții de exploatare în timp.

[anonimizat], [anonimizat], [anonimizat], iar eu ca masterand: [anonimizat], care au capacitatea simularii fenomenologice ale comportării unui strat rutier în realitate la solicitări combinate din traficul rutier suprapuse cu efecte controlate ale variației condițiilor de mediu (variații de temperaturi sezoniere și de umiditate din structura rutiera).

[anonimizat], folosind studiilor de laborator complexe prin modelare experimentală.

[anonimizat]. Cercetările de laborator prin încercări complexe și prin simularea fenomenologică a comportării mixturilor asfaltice în straturi rutiere aflate în exploatare în condiții echivalente de solicitare și variație a [anonimizat].

Modelare experimentală pentru analiza prin încercari dinamice a performanțelor mixturilor asfaltice solicitate la temperaturi ridicate, este reprezentată prin modificarea condițiilor de solicitare aferente încercarilor complexe de laborator, în vederea obținerii creșterii temperaturii de testare cu 5-100C. Aceasta opțiune se poate realiza prin încercarea probei asfaltice la deformații permanente și verificări ale condițiilor de oboseală impuse la cicluri alternante de temperatură, astfel încat sa se obtina rețeta optimă prin proiectare în laborator a unui strat asfaltic de uzură, care să corespundă temei abordate, utilizând conceptul unanim recunoscut, care este redat în diagrama care urmează (figura I.1).

Figura I.1 Stabilitatea și durabilitatea mixturii asfaltice în functie de dozajul de bitum /6 /

Astfel, pentru realizarea modelului experimental, fiecare încercare de laborator încadrata la teste complexe reglementate tehnic, încercare care este prevăzută cu incintă termostată destinată controlului temperaturii din timpul încercării, va fi modificată pentru scopul temei lucrari de disertație, prin atașarea unui dispozitiv de creștere a temperaturii din incintă si a unui termometru de control suplimentar.

Probele vor suporta cicluri de temperatură alternantă de la temperaturi ridicate (aferenta temperaturii maxime din timpul zilei), cu temperaturi reduse (care corespund temperaturii din timpul nopții), pentru a verifica caracteristicile de durabilitate în timp a rețetei optime stabilite prin încercări clasice de laborator (Stabilitatea Marshall).

Studiul și cercetarea în domeniul de proiectare în laboratorul de specialitate a rețetei mixturilor asfaltice, are tradiție și s-a dezvoltat în timp, pe masura dezvoltării rețelelor de transport auto la nivel național și internațional. S-a trecut de la etapă de studiu clasică în laboratorul de specialitate a performanțelor rețetelor mixturilor asfaltice din punctul de vedere al identificării caracteristicilor fizico-mecanice, la o etapă mai avansată de cercetare prin modelare experimentală a comportării straturilor rutiere executate prin aplicarea rețetei optime, modelare aplicata în laborator la scară redusa, cu aplicarea de sarcini echivalente din traficul rutier și variații ale condițiilor de mediu.

Utilitatea temei

Aceste noi metode de cercetare, încadrate la încercări de laborator atipice deoarece utilizează în general echipamente prototip de simulare fenomenologică, sunt însoțite de încercari complexe de nouă generație dar standardizate, încercari însoțite de soft-uri specializate, care sunt capabile sa recepționeze și să interpreteze în mod automat date ce pot fi interpretate ulterior într-un program de cercetare.

Comportarea mixturilor asfaltice utilizate în straturi rutiere de uzură, prin raportare la creșteri de temperatură față de cele considerate normale, prezintă înteres în randul factorilor decizionali, responsabili în domeniul infrastructurii de transport rutier în ceea ce privește durata normata de funcționare a rețelei de drumuri.

În acest sens, in cadrul lucrari de disertație, se obțin informații privind comportarea mixturilor asfaltice în cazul creșterii temperaturii mediului ambient, prin modelare fenomenologică în laborator, capabilă să simuleze și influența traficului rutier.

I.2 Elementele constitutive ale structurii mixturilor asfaltice

Un rol important în cercetarea comportamentală a mixturilor asfaltice în perioada de exploatare, o au componenții mixturilor asfaltice, iar din acest motiv este necesară cunoașterea acestora de la momentul începerii proiectării mixturii asfaltice /4/.

Din gama materialelor de construcții utilizate la realizarea infrastructurilor rutiere, fac parte și mixturile asfaltice care reprezintă un amestec potrivit, din agregate naturale sau artificiale și filer și un procent optim de liant bituminos, efectuat cu scopul realizării unei mixturi asfaltice cât mai durabilă /1/.

Mixtura asfaltică poate fi caracterizată ca un material compozit constituit din trei faze: faza solidă (agregatele și fibre); faza lichidă sau vâsco-elastică (liantul bituminos); faza gazoasă (volumul de goluri).

I.2.1 Agregatele

Acest component, este considerat a fi cel mai important care este utilizat la realizarea mixturilor asfaltice, deoarece agregatele reprezintă scheletul de rezistență aferent structurii materiale, căruia îi corespunde cea mai mare parte din volumul mixturilor asfaltice.

Agregatele provin din sfărâmarea naturală sau artificială a rocilor și sunt materiale granulare de origine minerală sau artificială, în cazul folosirii unor înlocuitori parțiali de agregat, rezultat din reziduurile industriale.

Agregatele din scheletul mineral a unei mixturi asfaltice reprezintă 90-95% din greutatea amestecului asfaltic și conține inițial 75-80% din volumul structural, care trebuie analizat în vederea obținerii rezistenței structurale optime, este necesar sa investigăm propietățile acestor agregate (figura I.2.1) în vederea stabilirii performanțelor în exploatare /1/

Figura I.2.1 Agregate minerale

La realizarea structurilor rutiere atât pe plan național cât și internațional pentru eficientizarea costurilor de producție se folosesc și agregate artificiale. De exemplu: zguri de furnal și cenușa de termocentrală, zgurile de oțelărie utilizabile în anumite condiții în amestec cu agregatul natural, pentru a obține aceleași rezultate de performanță în exploatarea stratului asfaltic rutier.

Conform studiilor efectuate, a rezultat faptul că proprietățile agregatelor de genul dimensiunilor, formei și texturii influențează volumul de goluri dintr-o mixtură asfaltică și implicit performanțele și durata de serviciu a mixturilor asfaltice prin afectarea rigidității și rezistenței la oboseală.

Rezistența agregatelor este dată de duritatea rocii de proveniența și de modul de preparare și sortare pentru alcatuirea amestecului granular. Utilizarea agregatelor concasate măresc frecarea internă în structura scheletului mineral, iar în cadrul mixturii asfaltice, asigură stabilitatea termică și mecanică la solicitări date de traficul rutier /1/.

Calitatea agregatelor naturale este influențată de următorilor factori:

dimensiunea maximă a agregatelor: are un rol important deoarece acestea asigura rezistența stratului asfaltic prin frecarea de contact intergranular, dar condiționează și grosimea stratului rutier bituminos /1/;

Conținutul de părți fine: influențează modul de compactare deoarece un procent mic de părți fine conduce la un volum de goluri remanent mare, cu influente negative asupra comportării stratului asfaltic la dezvoltarea procesului de fisurare din oboseală (ruperea contactelor intergranulare și reașezarea structurala prin propagarea necontrolată a fisurilor în perioada de exploatare) iar un procent mare de părți fine necesită un procent mare de bitum, ceea ce conduce la apariția și dezvoltarea deformațiilor permanente în stratul asfaltic (fenomen de alunecare la contactele intergranulare și apariția de deplasări structurale în timpul exploatării stratului asfaltic) /1/;

Forma curbei granulometrice. Una dintre proprietățile cheie ale agregatelor care influențează calitatea mixturii asfaltice este granulozitatea. Această proprietate este reprezentată în graficul următor prin intermediul unei curbe granulometrice care prezintă pe verticală trecere prin site (în scară aritmetică) iar pe orizontală sunt reprezentate dimensiunile particulelor (în scară logaritmică). Pentru majoritatea mixturilor asfaltice a fost acceptată idea generală care prezintă ca o curbă echilibrată și continuă o să ofere cele mai bune rezistențe la deformații permanente pentru majoritatea tipurilor și calităților de agregate. (Figura I.2.2).

Figura I.2.2. Exemplu de curbă granulometrică /4/

Compoziția granulometrică este obținută prin amestecarea sorturilor de agregate

în diferite proporții. Influențează proprietățile mixturilor asfaltice cum ar fi: stabilitatea, durabilitatea, permeabilitatea, rezistența la oboseală /4/.

Tipurile de materialele pietroase utilizate pentru producerea mixturilor asfaltice (cribluri, pietris concasat, nisip, nisip de concasaj) influențează direct calitatea acestora și comportarea în exploatare a structurilor rutiere executate cu acestea.

Agregatul mineral utilizat la fabricarea mixturilor asfaltice, trebuie să îndeplinească următoarele condiții /1/:

– Să fie curate, deoarece utilizarea unor agregate la prepararea mixturilor asfaltice care conțin argilă, praf, substanțe organice sau alte corpuri străine, conduce la compromiterea lucrării (este împiedicată anrobarea corespunzătoare a granulelor). S-a constat ca la agregatele cu conținut de parți levigabile utilizate la fabricarea mixturii asfaltice, în contact cu apă se produce umflarea structurală și dezanrobarea bitumului prin desprinderea peliculei de liant de pe suprafață granulei de agregat natural. Acest efect conduce la degradarea stratului rutier prin dezgrădinare structurala.

Adezivitatea bitumului la agregatele de natură bazică, dar cu conținut de parți levigabile peste valoarea normată, scade cu 50% față de cea obținută pe granule curate. Se admite parte levigabilă maximum 3% și un echivalent de nisip de minimum 35%;

– Sa prezinte o uzură redusa de contact intergranular în cadrul stratului rutier asfaltic în perioada de exploatare, sub solicitările ciclice și dinamice rezultate din traficul rutier. De asemenea să nu apară uzură de suprafață ale agregatelor la contactul pneu carosabil, din efecte tangențiale rezultate din solicitări de frânari accelerări sau schimbări ale direcției de mers pe suprafață carosabila ale autovehicolelor

Utilizarea agregatelor minerale concasate sub forma de cribluri sau pietriș concasat în mixturi asfaltice, conduce la mărirea unghiului de frecare interna în structura mixturii bituminoase, care conduce la o compactare mai dificila la execuție, dar, prezintă performanța la efectul de forfecare și mărește stabilitatea structurală la solicitările date de traficul rutier;

-Utilizarea agregatelor provenite din roci cu duritate mare, conduc la reducerea uzurii de suprafață la contactul pneu carosabil. Din punct de vedere calitativ, se vrea ca agregatul preparat prin concasare pentru confecționarea mixturilor asfaltice, să aibe o formă cât mai regulate din punct de vedere geometic, respectiv să aibe o formă poligonală;

Agregatele naturale utilizate pentru fabricarea mixturilor asfaltice trebuie să se încadreze în fusul granulometric prevazut în reglementările tehnice în vigoare, pentru fiecare tip

de mixtură asfaltică.

Rolul agregatelor /1/, /7/

O buna mixtură asfaltică are capacitate bună de funcționare datorită proiectării, executării și așternerii într-un mod cât să ofere anumite proprietați dorite. Din moment ce o mixtură asfaltică (figura I.2.3) este alcatuită în proporție de 90-95% din agregate, se recomandă o atenție deosebită la calitatea acestora. Agregatele sunt principalele responsabile pentru capacitatea de încercare a unei mixturi asfaltice.

Figura I.2.3 Compoziția mixturii asfaltice

Conform studiilor efectuate atât la nivel internațional cât și național cu scopul studierii rolului agregatelor, au rezultat următoarele concluzii:

Caracteristicile agregatelor, respectiv forma și textura suprafețelor acestora influențează stabilitatea mixturilor asfaltice prin intermediul unghiului de frecare intern și al coeziunii agregatelor. Mișcarea mixturii asfaltice sub încărcările provenite din trecerea vehiculelor rutiere, este dependentă de gradul unghiului de frecari internă și coeziunea mixturii.

Comportarea bitumului dar și măcinarea agregatelor la solicitările dinamice rezultate din traficul rutier în perioada de exploatare a drumului, influențează durabilitatea mixturilor asfaltice prin rezistența manifestată la acțiunea factorilor externi (condițiile climatice) și a sarcinilor provenite din trafic.

De asemenea, un rol important în comportarea mixturilor pe durata normată de funcționare în cadrul stratului asfaltic, îl reprezintă volumul de goluri structural. Acesta intervine asupra calității mixturii asfaltice prin raportare la impermeabilitatea suprafeței de rulare, comportarea la cicluri de înghet dezgheț, comportarea la apariția deformațiilor permanente la temperaturi ridicate, dar și la apariția fenomenului de fisurare la oboseală structurală din timpul exploatării drumului.

Conținutul de agregate fine din structura materială a mixturii bituminoase din stratul rutier de uzură, influențează lucrabilitatea la așternere, respectiv ușurința cu care o mixtură asfaltică poate fi nivelată profilată și compactată.

I.2.2 Filerul

Filerul este o pulbere minerală obținută (Figura I.2.2.1) prin măcinarea fină a rocilor calcaroase cu o dimensiune maximă a granulelor de 0,63 mm și un procent minim de 80% granule sub 0,09 mm. Existența acestuia în cadrul mixturilor asfaltice influențează volumul de goluri din scheletul mineral, precum și procentul optim de bitum al mixturii, care pe ansamblu influențeaza și rigiditatea mixturii /1/.

Figura I.2.2.1 Filer

Filerul care se folosește la prepararea unei mixturi asfaltice poate fi de natura calcaroasă, de creta sau din var stins, funcție de materia primă utilizată la fabricare.El influențeaza caracteristicile unei mixturi asfaltice, prin suprafață specifică mare, de care depinde dozajul de liant. Totodată, suprafață specifică mare, combinata cu natura filerului este influențată de umiditate, de aceea se pun condiții speciale de depozitare până la utilizarea la fabricarea mixturii asfaltice.

Filerul prezintă calitatea de a nu reacționa chimic cu lianții și asigură o bună adezivitate a liantului pe granulele de filer iar granulele acestuia trebuie să fie poroase pentru a nu mări consumul de liant prin absorbție.

Filerul trebuie să fie uscat, să aibă finețea necesară și să nu absoarbă în mod selectiv anumiți componenți ai bitumului, care să conducă la modificarea în mod necorespunzător a caracteristicilor liantului /1/.

Rolul filerului /1/

Filerul mărește vâscozitatea lianților de consistența redusă (prea fluizi), chiar și a lianților încălziți la temperaturi ridicate. Astfel, în prezenta filerului dozat corespunzator, se poate întrebuința o cantitate mai mare de liant pentru a se mări coeziunea și impermeabilitatea fără să existe pericolul ca mixtura să devină instabilă sau să apară bitum la suprafața mixturii (fenomenul de exudatie).

Raportul dintre bitum și filer este reglementat tehnic, întrucât este un factor important în

ceea ce privește stabilitatea. Filerul modifică proprietățile liantului, oferindu-i vâscozitate mai bună. Acest fapt justifică teoria după care filerul acționează nu numai asupra reducerii volumului de goluri din scheletul mineral, dar cu ajutorul particulelor sale foarte fine modifică chiar și proprietățile bitumului.

Filerul contribuie la creșterea adezivității bitumului cu agregatele naturale și mărește

domeniul de plasticitate al bitumului.

Îmbunătățește comportarea mixturii asfaltice la solicitările statice și la rupere prin mărirea

frecării interne și coeziunii bitumului, precum și împiedicarea îmbătrânirii bitumului în vederea păstrării pentru un timp îndelungat a proprietăților de liant ale acestuia.

Dozat judicios în raport cu ceilalți componenți mărește compactitatea și suprafața specifică a agregatului natural, asigurând împreună cu bitumul rezistențe mecanice și stabilitatea mixturilor asfaltice când sunt supuse la temperaturi ridicate.

Rezistențele mecanice și stabilitatea mixturilor asfaltice este influențată negativ de excesul de filer datorită formării în cadrul acestora a unor bulgări care reduc lucrabilitatea, cunoscându-se necesitatea existenței unei pelicule de bitum cât mai subțire care să învelească toate granulele agregatelor.

I.2.3 Bitumul

Bitumul este o parte componentă a mixturii asfaltice, pe lângă agregate și filer și reprezintă un amestec complex de hidrocarburi solubile în sulfură de carbon (figura I.2.3.1).

Figura I.2.3.1 Bitum

Bitumurile pot fi naturale sau artificiale.

Bitumurile naturale pot fi de natură organică, ce s-au format datorită transformării (asfaltizării) țițeiului în contact cu aerul sau cu apele sulfuroase și se prezintă sub formă de impregnații în roci calcaroase, gresii, nisipuri și argile.

Bitumurile artificiale sunt obținute în rafinăriile de petrol prin distilare, oxidare sau cracare a acestuia;

Petrolul brut este un lichid vâscos, sub formă de zăcăminte, culoarea sa variind de la galben până la negru.

Bitumul este un material necesar realizării mixturilor asfaltice, datorită capacității sale de a aglomera materialele minerale între ele.Se prezintă ca un lichid vâscoelastic, de culoare neagră, care devine lichid în momentul creșterii temperaturii peste 80°C /5/.

Compoziția chimică a lianților bituminoși se prezintă în felul următor:

carbon: 82…85%;

hidrogen: 12…15%;

oxigen: 2…3%;

sulf, azot: în proporții mici.

Pentru realizarea unei lucrări de calitate, este necesară o adezivitate de minim 80% între agregatele naturale față de bitumul rutier neparafinos sau bitumul modificat cu polimeri. În caz contrar, trebuie utilizați agenți de adezivitate. /1/

În urma studiilor efectuate, Monismith, Pell, Adedimila și Kennedy, Barksdale și Miller au ajuns la concluzia că există un procent optim de bitum pentru a obține o durată de viață la oboseală crescută și un modul de rigiditate corespunzător al mixturilor asfaltice.

Durata de viață a mixturilor asfaltice poate fi modificată cu mai mult de 100 %. datorită unei variații mici a procentului de bitum din mixtură de 0,2% /4/.

Mixturile asfaltice cu o cantitate mai mare de bitum sunt mai flexibile și din această cauză sunt mai predispuse la deformațiile nerecuperabile (de exemplu făgășuirea). Pe de altă parte, dacă mixtura asfaltică este prea rigidă, se va rupe la temperaturi joase ducând în final la fisurare sub încărcări.

Perioada de încărcare influențează comportamentul reologic al bitumului, respectiv acest liant rutier trece din faza solida spre cea lichida, atunci când creste temperatură mediului, creste nivelul și viteza de încărcare. Deci, se poate spune ca bitumurile rutiere sunt produse vâscoelastice care manifestă sub efectul solicitărilor din trafic o rezistență la deformațiile din încărcări a structurii stratului asfaltic, care este dependentă de timpul de încărcare și temperatură /5/.

Monismith, în urma studiilor efectuate, a afirmat că în cazul temperaturilor ridicate, mixturile asfaltice la care s-a utilizat bitum dur prezintă o durată de viață mai mare la oboseală /10/.La aceeași concluzie au ajuns și Pell (prin efectuarea de încercări de încovoiere la efort constant)/8/.

O calitate importantă pe care trebuie să o îndeplinească bitumul, este aceea de a prezenta o rezistență crescută la acțiunea apei asupra contactului agregat-bitum din cadrul structurii materiale ale mixturii asfaltice /4/.

Principalele caracteristici ale bitumului sunt /1/, /5/:

Penetrația ce reprezintă consistența bitumului și se definește că adâncimea de pătrundere a unui ac de anumite dimensiuni într-o probă de bitum, în anumite condiții de temperatură, timp și încărcare;

Vâscozitatea definește rezistența pe care o opune un fluid la deplasarea particulelor când este supus la o solicitare de forfecare;

Adezivitatea ce reprezintă calitatea bitumului de a adera pe suprafața agregatelor minerale sau artificiale echivalente și de a le lipi între ele. Adezivitatea se mai poate defini și ca rezistența pe care o opune la dezlipire peliculă de bitum care anrobeaza două granule adiacente ale scheletului mineral din cadrul unei mixturi asfaltice.

Punctul de înmuiere: reprezintă temperatură la care bitumul trece din stare plastică în stare lichidă;

Plasticitatea definește proprietatea materialelor asfaltice când sunt supuse la anumite sarcini, de a căpăta deformații permanente, fără fisurare.

Punctul de picurare este temperatură la care bitumul devine atât de fluid, încât se deformează datorită propriei greutăți, trece printr-un orificiu îngust și începe să picure precum un lichid;

Punctul de rupere este definit de temperatură la care o peliculă de bitum foarte subțire ca și grosime, este întinsă pe o lamelă metalică și fisurează când este solicitată la încovoiere simultan cu descreșterea temperaturii;

Ductilitatea oferă informații despre plasticitatea și rezistența la uzură a bitumului, deoarece reprezintă aptitudinea de a fi „tras în fire” la o solicitare de întindere pura.

Rolul bitumului ca element constitutiv al mixturilor asfaltice /1/:

Este un component al mixturilor asfaltice, care asigura coeziunea structurala acestora și oferă o impermeabilitate crescută a stratului bituminos pe toată durata de serviciu.

Facilitează printr-o peliculă fină, anrobarea agregatului și oferă o adezivitate crescută la granulele agregatului în cadrul structural al stratului asfaltic, chiar și în prezența unor elemente de adaos, ce tind să substituie bitumul la suprafață agregatelor.

I.2.4 Aditivii /1/, /4/, /9/

Pentru creșterea performanțelor mixturilor asfaltice la solicitări din trafic și variații ale condițiilor de mediu (variații de temperaturi sezoniere sau ale umiditații din structura stratului bituminos), se utilizează aditivi care pot fi adăugați direct în bitum, cum sunt agenții de adezivitate sau aditivii de mărire a lucrabilitatii, fie în mixtura asfaltică cum sunt fibrele minerale sau organice, polimerii, etc.

Funcție de domeniul de utilizare, aditivii pot fi produse cu caracter de modificator al proprietăților bitumului de bază, cum sunt spre exemplu aditivi tensio-activi, care se încorporează în bitumul pur, pentru creșterea adezivității acestuia la agregate naturale.Sunt și aditivi care se întroduc în mixtura asfaltică cu scopul de a se îmbunătăți unele caracteristici fizico-mecanice ale acesteia, sau aditivi folosiți la emulsiile bituminoase cationice pentru mărirea timpului de rupere în cazul executării straturilor bituminoase foarte subțiri la rece.

Aditivi pot avea două tipuri de efecte:

1. Efect activ: cu ajutorul acestora se mărește unghiul de contact dintre bitum și agregate, deci, îmbunătățește adezivitatea bitumului la agregatul din scheletul mineral, chiar și în prezența apei;

Efect pasiv: prin întărirea legăturii între liant și agregate, întrucât aditivul nu participă la fenomenul de dezanrobare, asa cum se manifesta prin desprindea în timp a bitumului de pe agregate în cazul prezentei apei interfaciale.

Rolul aditivilor în componența mixturilor asfaltice:

Contribuie la anularea apariției fenomenului de dezgrădinare;

b. Previn apariția degradărilor de tip făgașe prin rigidizarea mixturilor asfaltice;

Combate apariția fenomenului de fisurare din îmbătrânirea mixturii asfaltice și a fenomenului de îmbătrânire a bitumului;

În cazul temperaturilor negative oferă împotriva fenomenului de fisurare o rezistență suplimentară.

I.2.5 Polimerii /4/

Polimerii pot fi de mai multe tipuri, în funcție de domeniul de aplicare:

elastomeri: sunt utilizați datorită faptului că asigură flexibilitate, rezistență la deformare, rigiditate și durabilitate și ameliorează comportarea la temperaturi scăzute cât și la temperaturi ridicate;

plastomeri: îmbunătățesc comportarea la temperaturile crescute;

combinațiile acestora .

Bitumul modificat cu polimeri este liantul obținut prin tratarea cu anumite tipuri de polimeri a bitumului neparafinos pentru drumuri (bitum pur), metodă care conduce la conferirea unor proprietăți specifice fizico-chimice. Prepararea acestuia se realizează la temperaturi de 160-180°C, în rafinării sau chiar la locul de preparare a mixturii asfaltice, în instalații speciale ce funcționează în flux continuu sau discontinuu.

A existat necesitatea creării unei grupe de lianți în vederea combaterii deficiențelor rutiere uzuale cum sunt fisurile apărute la temperaturi mici apărute pe structurile rutiere ce suportă un trafic greu și foarte greu, în vederea creșterii rezistenței la uzură a îmbrăcăminților rutiere, iar această grupă este aceea a bitumurilor modificate cu polimeri.

Mixturile asfaltice în structura cărora se utilizează bitumurile modificate cu polimeri prezintă proprietăți termoplastice ridicate față de bitumurile simple cu duritate similară.

Există o gamă largă de utilizare a bitumurilor modificate cu polimeri, pentru toate tipurile de mixturi asfaltice și categoriile de trafic la care sunt supuse structurile rutiere, singura limitare în acest moment fiind costurile și implicit rentabilitatea din punct de vedere economic a acestora.

La nivel mondial se identifică două metode de modificare a proprietăților bitumurilor cu polimeri: prima metodă este utilizată cu scopul reducerii reacției vâscoelastică prin rigidizarea bitumului iar prin cea de-a doua metodă se dorește îmbunătățirea rezistenței la oboseală cât și la deformații permanente prin reducerea componenței vâscoase și creșterea componenței elastice a bitumului

Rolul polimerilor ca element al mixturilor asfaltice /4/:

Creșterea proprietățile elastice;

Îmbunătățirea rezistențelor la deformații permanente;

Creșterea rezistențelor la fisurare termică și la fisurare din oboseală;

Sporirea rezistenței la îmbătrânire și rezistenței la uzură;

Mărirea durabilității îmbrăcăminților asfaltice;

Creșterea coeziunii și a adezivității față de agregatul natural.

CAPITOLUL II. CARACTERISTICI REOLOGICE ȘI PROPRIETĂȚILE MIXTURILOR ASFALTICE

II.1 Generalități

Atât compoziția chimică a bitumurilor cât și aranjarea moleculară a hidrocarbonului predominant în material influențează reologia acestora pentru o temperatură dată. Modificarea reologiei bitumului depinde de schimbarea compoziției chimice sau a structurii fizice, sau a ambelor. În vederea înțelegerii schimbărilor ce pot apărea în reologia bitumului este necesară cunoașterea modului în care interacționează structura moleculară cu constituția aferentă componenților moleculari /11/.

Compoziția bitumului este definită în general de două grupe de hidrocarburi și anume maltene și asfaltene, care sunt solubile în întregime în sulfura de carbon. Carboidele sunt fracțiuni însolubile în sulfură de carbon ale bitumului, ce au un conținut ridicat de carbon și nu depășesc 2%.

Maltenele consituie faza continuă, mediul uleios, sunt solubile în heptan și sunt alcătuite din petrolene (reprezintă fracțiunea fluidă, uleioasă) și din rășini (fracțiunea cu vâscozitate mai mare).

Petrolenele sunt de culoare galben-roșiatică, cu densitatea de 1.0 kg/dm3, cu masă moleculară între 250 și 500 iar acestea reprezintă 40…60% din cantitatea bitumului.

Rășinile au masa moleculară cuprinsă între 500 și 1200, sunt de culoare galbenă până la brună și au o densitate de la 1 la 1,1 kg/dm3. Conținutul de maltene influențează consistența și într-o oarecare măsură și ductilitatea bitumului.

Asfaltenele sunt compuse din substanțe solide cu rigiditate proprie și friabile cu densitatea, solubile în sulfură de carbon și insolubile în heptan. Se știe din literatura de specialitate ca masa moleculară variază între 103 și 104. Asfaltenele reprezintă circa 10…30% din masa structurala a bitumului și sunt alcătuite din hidrocarburi, care reprezintă 65-95% din masa constituienților. Procentul de asfaltene din structura bitumului are influențe asupra proprietații de adezivitate a bitumului /11/.

Pentru a reda mai sugestiv compoziția moleculara a bitumului, se prezintă în continuare o schemă reprezentată modular, în functie de componenți.

Figura II.1.1 Compoziția chimică a bitumului

Tipuri reologice de bitum /11/, /20/, /31/:

Tipurile de bitum agrementate prin reglementări tehnice și proprietățile mixturilor asfaltice solicitate în perioada normata de funcționare a stratului asfaltic bituminos, impun ca bitumurile se se verifice în laborator din punct de vedere calitativ, respectiv să se determine performanța la rezistență la uzură, durabilitate, pentru un interval de temperatură cerut în perioada de serviciu.

În funcție de conținutul de asfaltene, rășini și uleiuri se disting trei tipuri de structuri ale bitumului rutier:

Tipul sol;

Tipul sol-gel: vascoelastic

Tipul gel: elastic;

Bitumuri de tip sol :

Bitumul de tip sol are mai multe proprietăți, printre care cele rezultate din extracția

uleiului lubrificat din rafinărie sau obținute prin distilare directă din ulei de tip aromatic;

– Bitumul rutier are un conținut redus de asfaltene la temperatură mai ridicată când asfaltenele au o dispersie moleculara mai mare și când raportul Carbon/Hidrogen este relativ ridicat;

Totodata, bitumul prezintă curgere pur vâscoasă fără efecte elastic conform relatiei

care arată ca efectele de forfecare structural depinde exponențial de vascozitatea bitumului, prin intermediul unui coeficient de corelare dependent de nivelul temperaturii bitumului.

De asemenea, bitumul prezintă susceptibilitate la schimbări ale temperaturii respectiv

își schimbă ușor consistența când la temperaturi ridicate devin fluide și de vâscozitate joasă iar la temperaturi readuse, aproape de limita de îngheț se comporta ca si materiale fragile /11/.

Bitumuri de tip sol-gel (vascoelastic):

Aceste tipuri de bitum sunt denumite și "bitumuri normale" deoarece sunt obținute prin rafinarea petrolului în vid și/sau vapori, au ca și caracteristici specifice faptul că au un conținut de asfaltene este în general, în jur de 15…25%, și în aceste condiții manifestă atât efecte elastice cât și deformații permanente. Aceste tipuri de bitum folosite în mod uzual în lucrările de asfaltare, au o susceptibilitate la variații de temperatură ce se încadreaza între sol și gel, respectiv s-a constat în experiența specialiștilor în domeniu ca acest tip de bitum variază în exploatare de la o susceptibilitate mare la o susceptibilitate joasă /11/

S-a mai constat un fapt important în comportarea bitumurilor în timp și anume, la o raportare scăzuta Carbon/Hidrogen cu conținutul de asfaltene, cuprinse înte 0.6…0.9, prezintă și un grad ridicat de deformabilitate elastică.

Toate aceste informații sunt extrem de importante în interpretarea rezultatelor obținute în Programul Experimental al activitatii de cercetare, tocmai pentru a răspunde comențăriilor comportării fenomenologice ale mixturilor asfaltice în cazul creșterilor de temperatura a mediului ambient.

Bitumurile de tip gel sau asfaltice:

Bitumurile de tip gel au proprietăți legate de un procent ridicat de asfaltene, iar peste o

anumită limită de concentrație a asfaltenelor, bitumul realizează o structură de coagulare, respectiv prezintă efectul de tixotropie și comportare preponderent plastică, corespunzător fluidelor cu stare fizică de solid-gel.

În cazul în care apare o creștere a procentului de asfaltene, prin efecte colaterale creșterii temperaturii mediului ambient, atunci reapare o comportare predominant elastică (stare fizică de solid).

-Bitumurile de tip gel prezintă în anumite situații o deformabilitate întârziată, respectiv deformațiile permanente sunt considerabile dar nu apar și deformații vâscoase cu caracter permanent;

Față de comportarea bitumurilor vâscoase, cele de tip gel sunt mult mai puțin și au fost implementate ca și susceptibile la temperatură au un raport Carbon/Hidrogen mare plicabilitate în industrie /11/.

În figură II.1.2 este prezentată o structură de bitum tip sol cât și o structură de bitum tip gel, și o structură de tip sol-gel /11/, /20/

Figura II.1.2 Structură de bitum tip sol și tip gel /11/,/20/

În perioada de exploatare a unui drum cu imbracăminte asfaltică, comportarea lianților bituminoși manifestă atât elasticitate cât și curgere vâscoasă și deformare remanenta.

Comportarea reologică pune în evidență comportarea reală a corpurilor și se prezintă de obicei grafic punând în evidență deformarea în funcție de timp, la temperatură constantă, așa cum este detaliat în figura II.1.3 /37/.

Figura II.1.3 Comportarea bitumului /37/

Comportamentul reologic al bitumului este reflectat în structurile cu mixturi bituminoase, din moment ce acelea care se deformează și curg excesiv pot fi susceptibile la fagășuire în timp ce acelea care sunt prea rigide pot fi susceptibile la oboseală din cedare termică (figura III.1.4) /18/.

Figura III.1.4 Relația schematică dintre modelul coloidal al bitumului și efectele îmbătrânirii și ale temperaturii în structurile rutiere: saturatele sunt reprezentate cu galben, ceară cu albastru, aromaticele în roșu, rășinile în roz și asfaltenele în mov (punctele cu negru simbolizează starea oxidată) /18/

Prin consecința celor prezentate anterior, mixtura asfaltică este un material compozit, caracteristicile fiecărui component structural influențând comportarea amestecului bituminos la solicitări date de traficul rutier suprapus cu efecte ale variației condițiilor de mediu, respective la variații de temperatura sezoniere și chiar diurne, precum și în cazul variațiilor de umiditate din structura rutiera.

Mixturile asfaltice au mai multe stări comportamentale în cazul solicitărilor menționate, funcție de proprietăți elastice, vâscoase și plastice. Comportarea mixturilor este complexă din cauza existenței fenomenelor plastice și depinde foarte mult de viteză de deformare. Astfel, cu cât viteza de deformare la solicitări exterioare ciclice și dinamice este mai mare, cu atât comportarea elastică devine prioritară față de cea vâscoasă, și invers. Pe de altă parte, din cauza proprietăților generale ale lianților, proprietățile mixturilor asfaltice vor depinde foarte mult de temperatură, adică la temperaturi joase caracterul elastic este mai pronunțat decât cel vâscos și invers /11/.

Pentru studiul comportării mixturii asfaltice se recomandă în literatura de specialitate aplicarea teoriei vascoelasticitatii. În acest caz, problema vascoelastică se transformă într-o problemă elastică prin înlocuirea variabilei de timp cu o variabilă transformată, aplicând transformată Laplace.

Deformațiile mixturilor asfaltice în cazul solicitărilor predeterminate (figura II.1.5) sunt etapizate din faza inițiala de comportare elastica, când deformațiile aferente sunt complet reversibile și independente de timp, la o faza intermediară, cunoscută a fi faza de plasticitate, când deformațiile sunt permanente și tot independente de timp și ultima faza denumită de fluaj, când deformațiile sunt reversibile și ireversibile unele dependente altele independente de timp. Proprietatea de vâscozitate a bitumului, este considerata atunci când deformațiile acestuia la solicitări externe, sunt ireversibile și independente de timp /11/, /13/.

Figura II.1.5 Reprezentare schematică a diferitelor componente de deformare într-un material elastic-vâscos-plastic /11/, /13/

Încărcarea ciclica a autovehicolelor în perioada de exploatare a unui drum cu îmbracaminte asfaltică, solicită prin încarcare-descarcare succesivă secțiunea de analiză a straturilor bituminoase, unde apar fazele de deformatie expuse, care cumulate în timp pot conduce la apariția degradărilor, de diverse grade de severitate. După un număr mare de cicluri ale solicitărilor din trafic și variații ale condițiilor de mediu derulate în perioada de exploatare a drumului analizat , din cauza însumării efectelor, materialul din sistemul rutier își pierde rezistenta, se degradează și astfel apare fenomenul de oboseală structurala.

Eforturile de întindere ce apar la baza straturilor asfaltice în timpul solicitării din trafic acționează mai ales asupra masticului bituminos și sunt cele care conduc la apariția deformațiilor de întindere. Din cauza repetării încărcărilor din trafic se inițiază fisuri care se propagă în strat o dată cu intensificarea traficului, ajungând în cele din urmă la ruperea din oboseală a structurii rutiere /11/, /19/.

II.2 Comportarea mixturilor asfaltice sintetizată din literatura de specialitate

II.2.1 Comportament liniar elastic

Pentru a putea explicita comportarea elastica a bitumului și implicit a mixturii asfaltice, este necesară o prezentare teoretică, valabilă în cazul materialelor cu comportare elastica și anume metalul. Dacă o încărcare concetrata este amplasată pe o grindă metalică, grinda va suporta o deformată din întindere din încovoiere, în urma căreia pot apare efecte de alungire . În stadiul elastic de comportare când încărcarea va fi îndepărtată, grinda va reveni la poziția inițială. Dacă încărcarea este dublată, grinda se va îndoi de două ori mai mult, presupunând că încărcarea nu este suficient de mare cât să provoace ruperea, iar grinda va reveni la forma inițiala după retragerea încărcării aplicate.

Reacția materialului la încărcare este controlată de proprietăți inginerești. Metalul, de exemplu, poate fi descris utilizând proprietățile liniar elastice. Dacă modulul metalului este cunoscut, pot fi calculate eforturile aplicate precum și deformația obținută în stuctura metalică. La temperaturi reduse sau sub aplicări rapide de încărcare când mixtura asfaltică este foarte rigidă, aceasta va avea un comportament linear elastic. La temperaturi mai ridicate sau sub aplicări lente de încărcare, comportamentul nu poate fi descris de un simplu comportament liniar elastic. Conform cu cercetătorii programului științific American SHRP, mixturile asfaltice trebuiesc descrise utilizând comportament elastic non-liniar și vasco-elastic /21/.

II.2.2 Comportament elastic non-liniar

Mixturile asfaltice au un răspuns elastic non-liniar ca un component al comportării acestora. Dacă încărcarea statica este amplasată pe o grinda extrasa dintr-un strat de mixtura asfaltică, acesta va suporta inițial aceiasi deformată din întindere din încovoiere, se va alungi în mod continuu și va ceda prin rupere în cele din urmă.. Structura asfaltica este în totalitate un material non-liniar elastic deoarece mixtura revine la forma inițiala după îndepărtarea încărcării, dupa un timp relativ scurt. Dacă încărcarea este dublată, atât timp cât aceasta nu este suficient de mare cât să provoace ruperea, mixtura asfaltică se va alungi mai mult dar alungirea nu va fi dublă.

Rezultatele obtinute în urma unor cercetări structurale elaborate de Nationale Cooperative Highway Research Program în 1999, pentru evaluarea comportării non-liniare a mixturilor asfaltice s-a declarat ca sub încărcare, scheletul mineral este comprimat. Contactele dintre particulele scheletului mineral se înclesteaza și așa mixtura devine mai rezistentă la preluarea sarcinii din încărcare. Când o încărcare suplimentară este aplicată deformării rezultate ca urmării efectului de supracompactare, deformarea va fi mai redusa, datorită faptului că mixtura asfaltică este acum mai rigidă /11/, /21/, /41/.

II.2.3 Comportament vâscos

Comportamentul vâscos la mixturile asfaltice provine de la liantul bituminos. La o temperatură constantă, rigiditatea va depinde de rata de încărcare. Cu cât o încărcare este mai rapid aplicată, cu atât mixtura asfaltică va reacționa mai rigid-elastic. Cu cât este aplicată mai încet încărcarea, cu atât mixtura va avea un comportament mai ductil/maleabil/moale.

Materialele vâscoase își schimbă rigiditatea în timp, depinzând de cât de repede este aplicată încărcarea.

Astfel materialele vâscoase își schimbă rigiditatea cu o schimbare în modul de încărcare. Mai mult, există o întârziere de la timpul de încărcare până când deformația apare. Aceasta întarziere se numește unghi de fază.

Cu scopul de a analiza diferența dintre cmportamentul elastic și cel vâscos a unui material, se prezintă în figura II.2.3.1 modul în care la o încarcare ciclica predeterminata se obține deformația în cazul unui material cu comportare elastică. Într-un material pur elastic, încărcarea și deformația sunt în faza (în aceeași etapă), când se obține la o încărcare maximă și deformația elastic maximă în acelasi timp. Unghiul de fază dintre încărcare și deformație este zero /21/, /41/.

Figura II.2.3.1 Deformația și încărcare unui material liniar elastic /21/

Într-un material pur vâscos, la aplicarea unei încărcari sinusoidală, așa cum este prezentat în figura III.2.3.2, deformația se schimbă rapid când deplasarea este zero. Încărcarea este maximă când deformația este zero. Unghiul de fază dintre încărcare și deformație este de 90 de grade /11/, /21/.

Figura II.2.3.2 Deformația și încărcarea unui material vâsco-elastic /21/

Liantul bituminos este un material vasco elastic, nu este nici în totalitate vâscos, dar nici complet elastic. Comportamentul acestuia este o parte vâscoasă și o parte elastică.

Vectorul cel mai lung din figura II.2.3.3 reprezintă rigiditatea la forfecare a liantului bituminos, G*, cunoscut de asemenea că și modulul complex. Vectorul orizontală reprezintă componenta elastică a rigidității, iar vectorul vertical reprezintă componenta vâscoasă. Unghiul dintre rigiditatea elastică și modulul complex este cunoscută ca și unghi de fază.

Figura II.2.3.3 Rigiditatea complexă a liantului bituminos și a unghiului de fază /21/

Se precizează în literatura de specialitate ca la temperaturi ridicate (aproximativ150șC) liantul bituminos va fi aproape complet vâscos cu foarte puțin comportament elastic. La temperaturi scăzute (de aproximativ -40 șC) liantul bituminos va fi un solid fragil, sfărâmicios, aproape în întregime elastic. La temperaturi normale liantul bituminos este parțial vâscos și parțial elastic.

Figura II.2.3.4 Modificarea rigidității liantului bituminos cu schimbarea temperaturii /21/

De asemenea se mai precizează faptul ca la temperaturi scăzute, rigiditatea liantului bituminos este mai mare și unghiul de fază este mai mic, așa cum este prezentat de vectorii reprezentativi din figura II.2.3.4. La temperaturi ridicate, rigiditatea este mică și unghiul de fază este mare, așa cum este reprezentat prin vectorii cu linie punctate /21/.

II.2.4 Comportament combinat

În literatura de specialitate se precizează că mixturile asfaltice au comportament non-liniar elastic, liniar elastic și vâscos, funcție de intensitatea solicitării, timpul de solicitare, temperatura mediului ambiant si bineînțeles în funcție de caracteristicile liantului bituminos. Depinzând de temperatură mixturii și de tipul de încărcare, proporția relativă a fiecărui comportament se va schimba în timpul solicitării. Conceptual, tranziția proprietăților cu temperatură este prezentată în figura II.2.4.1. La temperaturi scăzute comportamentul mixturii este elastic și în mare parte liniar elastic. O dată cu creșterea temperaturii, comportamentul liniar elastic devine mai puțin pronunțat și cel elastic non-liniar se mărește. Cu cât temperatură crește mai mult, comportamentul elastic continuă să descrească și comportamentul vâscos începe să apară /11/, /21/.

Figura II.2.4.1 Schimbarea în comportamentul mixturii asfaltice cu modificarea temperaturii /21/

Iarna când temperaturile sunt scăzute, nu apare fenomenul de făgașuire datorită faptului că mixtura are comportament rigid-elastică, când toată energia intră în structura rutieră prin trafic și se reîntoarce ca legătură elastică. Cedarea din oboseală nu este o problemă la temperaturi reduse. La temperaturi medii, adică temperaturi normale primăvara sau toamna, mixtura rămâne mai mult cu un comportament elastic. Comportamentul vâscos apare dar rigiditatea rămâne destul de mare până la limita făgășuirii. Sub aceste condiții, cedarea prin oboseală poate să apară.

La temperaturi mari, vară, rigiditatea mixturii descrește și deformațiile sunt impuse prin creșterea traficului. O porțiune de deformație în componența vâscoasă nu este recuperată și apar deformațiile permanente. De obicei, magnitudinea deformațiilor nerecuparate este destul de mică încât făgășuirea nu este o problemă.

Trecerea de la un comportament la altul pentru un anumit tip de mixtura asfaltică este determinată de compoziția acesteia. Temperatura de tranziție poate fi modificată de proiectarea mixturii și de tehnologia utilizată la punerea în operă. Ideal, la temperaturi ridicate, comportamentul elastic ar trebui să fie suficient să prevină făgășuirea /21/.

Scheletul mineral contribuie la comportamentul elastic. Forma agregatelor și textura acestora vă influența proprietățile elastice. Modul de compactare în timpul construcției stratului asfaltic influențează comportamentul elastic. Dacă scheletul mineral este foarte bine compactat, proprietățile elastice vor fi sporite. Dacă compactarea nu este suficient efectuată, proprietățile elastice nu vor fi la fel de bine dezvoltate. Componenta elastică a rigidității liantului bituminos contribuie de asemnea la comportamentul elastic. Pietrisul concasat folosit la confecționarea mixturilor asfaltice, avand fețe netede rotunde va conduce la descreșterea comportamentul elastic și afecteaza structura asfaltică, care se va deforma sub încărcări și nu va reveni la forma inițiala.

Liantul bituminos influențează proprietățile vâscoase ale mixturii asfaltice. Cantități crescute ale liantului bituminos în mixtura va spori comportamentul vâscos.

Calitatea liantului bituminos influențează comportamentul elastic. Un liant bituminos mai rigid comparativ cu unul normal are un comportament mai elastic la o anumită temperatură dată. La un conținut de goluri de peste 3%, proprietățile elastice ale scheletului de agregate sunt menținute. La un conținut redus de goluri, proprietățile vâscoase ale liantului bituminos sunt mai predominante, așa cum comportamentul elastic al scheletului mineral descrește /21/.

II.3 Caracterizarea proprietăților mixturilor asfaltice

Datorită varietăților de liant bituminos, filere și agregate, proprietățile mixturii variază pe scară largă. Este dificil să se determine valori exacte ale acestor proprietăți. Una dintre cele mai importante direcții o reprezintă înțelegerea comportării mixturilor asfaltice care să prezică proprietățile mixturilor din proprietățile constituienților lor. Astfel, în continuare vor fi prezentate doar metodele de caracterizare ale proprietăților mixturilor asfaltice /22/.

Încercarea de stabilitate Marshall

Încercarea de stabilitate Marshall a fost dezvoltată începand cu anul 1940 și este utilizată pentru a măsura rezistența unei probe de mixtura asfaltică compactata la un efort de compactare stabilit în laborator. Stabilitatea reprezintă sarcina maximă la care probă poate rezista sau sarcina care trebuie să fie aplicată pentru a determina proba să cedeze. În acesta metodă de încercare, o solicitare de compresiune este aplicată pe o probă cu un diametru de 101,6 mm și o grosime de 63,5 mm prin capetele de testare semicirculare. Deplasarea este aplicată la o rată de 5 mm/min după ce probă este adusă la temperatură de 60°C /18/, /39/.

Încercarea cu stabilometrul Hveem

Testul Hveem sau testul cu stabilometrul este o măsură empirică a frecării interne în cadrul unei mixturi asfaltice utilizate în mod obișnuit în Statele Unite. În această încercare, o sarcină axială verticală este aplicată unei probe de mixtura asfaltică cu un diametru de circa 101,6 și înălțime de 63,5 mm și astfel se masora deplasarea. Temperatura probei trebuie să fie de 60 °C la momentul încercării cu scopul de a simula starea cea mai critică din teren a mixturii. Valorile stabilității pot varia între 0 (pentru un lichid) și 100 (solid incompresibil). Pentru cazul mixturilor asfaltice, valoarea stabilității poate varia între 30 și 40 /25/.

Încercarea de modul rezilient MR:

Modulul rezilient este parametrul cel mai frecvent de măsurare a rigidității pentru probele de mixtura asfaltică care sunt prelevate din teren sau preparate în laborator. Încercarea modulului rezilient este o metodă de încărcare indirectă repetată. Proba utilizată pentru încercarea modulului rezilient trebuie să fie de 62,5 mm înălțime și 101,6 mm diametru. Forța aplicată este calculată în același mod ca și rezistența la tracțiune, dar proba nu este încărcată pentru a ceda. Pentru această încercare, probă este încărcată la un nivel între 5-20% din rezistență la întindere indirectă. Sarcina este de obicei aplicată pentru 0,1 s împreună cu o perioadă de odihnă de 0,9 s. Această secvență de încărcare se repetă de 100 de ori și încărcarea rezilienta axială este măsurată de un traductor de deplasare liniar variabil (LVDT – Linear Variable Displacement Transducers). Următoarea ecuație este utilizată pentru a calcula modulul rezilient /22/, /26/:

[II.3.1]

Unde:

: încărcarea aplicată;

H: deformația orizontală; t : grosimea probei;

: coeficientul lui Poisson.

Încercarea modulului dinamic complex:

Modulul dinamic (complex) este determinat prin aplicarea încărcării verticale sinusoidale pe probe cilindrice în timp ce se măsoară deformația.

Raportul înaltime-diametru al probelor trebuie să fie de cel puțin 2 la 1 pentru a minimiza efectul de frecare la partea superioară și inferioara a probelor. De asemenea, diametrul probei trebuie să fie de cel puțin două ori dimensiunea maximă toatala a agregatului cel mai mare. Dimensiunile cele mai utilizate pentru probe sunt 101.6, 203.2 mm și 152.4, 304.8 mm. Încărcările aplicate sunt de aproximativ 35 psi (241,5 kPa) și este de obicei definit ca un procent din rezistență mixturii asfaltice. Probele sunt încercate la 5 diferite temperaturi – 10, 5, 21, 38 și 55°C și la 5 frecvente de aplicare a încărcării – 25, 10, 5, 1, 05, și 0,1 Hz. Modulul dinamic este calculat cu următoarea formulă /38/, /27/:

[II.3.2]

Unde:

: Amplitudinea încărcării sinusoidale aplicate;

: Amplitudinea deformației sinusoidale rezultate.

De asemenea, un unghi de fază, care este o măsură a proprietăților vâscoase ale materialului, este calculat folosind următoarea formula:

[II.3.3]

Unde:

: Decalajul (s)

: Perioada încărcării sinusoidale (s)

Încercarea de fluaj static:

În încercarea de fluaj static, o încărcare axială rapidă (0,05s) este aplicată pe o probă până când un efort axial, de obicei între 69 și 207 kPa, este obținut

Acest efort axial este apoi menținut până când deformația axială totală atinge aproximativ 2% (20 000 micro deformații) său apare curgerea (crește deformația) apare în proba încercată. În prima zonă deformația descrește în timp ce în zona secundară deformația rămâne constantă. Timpul de curgere este momentul când deformarea din forfecare apare sub volum constant. De obicei, valori mari ale timpului de curgere (Ft) sunt asociate cu o rezistență mai bună la făgășuire ale HMA /22/.

Încercarea de fluaj dinamic:

Încercarea de fluaj dinamic este realizată utilizând cicluri repetate de încărcare axială (de obicei 10000 de cicluri la 63 – 207 kPa) și deformația axială rezultat (deformația permanenta cumulată) este măsurat (Asphalt Institute, 2007). Încercarea durează aproximativ 3 ore sau până când deformarea excesivă se observă în probă. Efortul axial este aplicat probelor cilindrice cu diamentru de 101,6 mm și înălțime de 150 mm, conform U.S.A., iar în România se utilizează probe cilindrice cu diametrul 102 mm și înălțime de 63,5 mm, pentru 0,1 s (timp de aplicare a încărcării) urmată de o perioadă de repaus de 0,9 s. Punctul de început, sau numărul ciclu, la care fluxul terțar apare este menționat ca număr de curgere (Fn) /22/, /27/.

Încercarea de făgășuire:

Deformațiile permanente se produc din cauza încărcărilor repetate din trafic suprapuse cu temperatură ridicată. Adâncimea făgașului este cauzată de treceri repetate cu o roată încărcată în laborator. Ciclul de încărcare este reprezentat de două treceri (înainte și înapoi) ale roții încărcate.

Susceptibilitatea mixturilor asfaltice care sunt supuse deformării este evaluată prin măsurarea făgașului format prin treceri ale unei roți încărcate, la o temperatură fixată.

Probele încercate pot fi atât confecționate în laborator cât și prelevate din teren și pot varia ca și dimensiune (grosime) a stratului de mixtura încercată.

Se pune echipamentul de făgășuire în mișcare. Se oprește când se măsoară adâncimea făgașului în 15 amplasamente predeterminate, după ce epruveta de încercat a suportat numărul de cicluri de încărcare predeterminat la, 1000, 3000, 10000, 30000 cicluri de încărcare, excluzând ciclurile de condiționare. Se menține temperatură epruvetei la valoarea specificată ±2 °C în tot timpul încercării. O încercare a epruvetei se consideră completă după numărul cerut de cicluri de încercare sau dacă adâncimea medie a făgașului depășește 18 mm /22/, /16/.

Încercarea de încovoiere din oboseală:

Încercarea la încovoiere din oboseală se efectuează pentru a evalua durata vieții la oboseală a unei probe mici de tip grinda din HMA cu dimensiunile de 400 mm lungime x 30.5 mm grosime x 50 mm lățime în România (380 mm lungime x 50 mm grosime x 63 mm lățime, conform U.S.A.) prin supunerea aceasteia la încovoiere repetată datorată îndoirii până la eșec. Grinda poate să fie din teren sau pregătită în laborator. Încercarea se desfășoară ca încărcare haversine repetată (0,1 secunde de încărcare și 0,4 secunde de repaus) și sunt aplicate în trei puncte pe proba grindă. Deformarea este măsurată la centrul grinzii. Încercarea de încovoiere din oboseală poate fi realizată sub efort sau sub deformație constantă. Rigiditatea la încovoiere (S) poate fi calculată cu formula următoare /22/, /23/:

[II.3.4]

Unde:

: Tensiunea maximă de întindere (Pa)

: Deformația maximă de întindere. (Linbing Wang, 2010)

Încercarea modulului de forfecare:

Încercarea de forfecare, este utilizată pentru a descrie comportamentul vascoelastic a unei mixturi asfaltice. În această încercare, deformația de forfecare sinusoidală de 0,01% (vârf la vârf) este aplicat asupra unei probe compactate cu metodă Superpave la 10 frecvente (de la 0,031 până la 10 Hz). Probele utilizate au de obicei diametrul de 150 mm și înălțimea de 50 mm. Raportul diametru/înălțime de 3:1 sau mai mare ar trebui să fie utilizat pentru toate probele. Tensiunea și efortul de forfecare obținute sunt apoi utilizate pentru a calcula modulul complex de forfecare (G*) al mixturii asfaltice. Această încercare poate fi folosită pentru a determina efectul frecvenței de încărcare (viteza de circulație) precum și efectul temperaturii asupra mixturilor asfaltice. Rezultatele încercării sunt utilizate ca punct de plecare în ghidul de proiectare mecanic-empiric pentru a determina grosimea adecvată a stratului rutier /22/.

Încercarea de întindere indirectă (IDT):

Procedura încercării de întindere indirectă măsoară conformitatea fluajului și rezistenței mixturilor asfaltice utilizând tehnici de încărcare indirectă de la temperaturi intermediare la temperaturi joase (<20 °C). Aceasta analizează mixturile pentru fenomenul de rupere la temperaturi scăzute. În această încercare, o sarcină de compresiune este aplicată perpendicular pe axele diametrale ale unei probe cilindrice.

Datorită părții mecanice a încercării, o stare aprope uniforma de efort de întindere este plasată pe planul diametral. Echipamentul de încercare constă într-o buclă închisă servo-hidraulică, sau un sistem cu șurub mecanic capabil să aplice sarcini statice cât mai apropiate de valoarea de 5 N. O analiză completă a rezultatelor încercării impune respectarea normelor privind fenomenul de fluaj și rezistența la tracțiune și se va măsura la temperaturi variînd de la 10 °C la 20 °C /18/.

Echipamentul de încercare giratorie (GTM):

Acest echipament a fost descoperit de Corpul de Ingineri din SUA, ca un instrument eficient în evaluarea calității mixturii asfaltice (Roberts și Colab, 1996). Acesta poate fi de asemenea utilizat și pentru proiectarea mixturilor asfaltice și pentru măsurarea rezistenței la forfecare în timpul compactării mixturilor. Acest echipament poate compactă mixturi asfaltice folosind un proces de frământare care simuleaza acțiunea de role în tipul compactării din teren. Parametrii cum ar fi presiunea verticală, unghiul de girație și numărul de rotații pot fi ajustate pentru a simula condițiile de compactare din teren și condițiile date de trafic.

Presiunea verticală aplicată este de 600 KPa în România (828 KPa – U.S.A.), care este similar cu presiunile anvelopelor din trafic. Pentru măsurarea intensității, presiunea necesară pentru producerea unghiului de girație dorit este determinată și apoi convertita la rezistență de forfecare. De obicei, un grad este utilizat pentru unghiul de girație și 300 rotații pentru compactare.

De asemenea, indicele de rotație la forfecare (GSI – Gyratory Shear Index), care se determina prin împărțirea unghiului de girație intermediar la unghiul inițial, este o măsură a stabilității mixturii deoarece este legată de deformațiile permanente. Valorile GSI în jur de 1 indică o mixtură asfaltică stabilă, în timp ce valori de peste 1,1 indica mixturi instabile /22/, /24/.

CAPITOLUL III. COMPORTAREA MIXTURILOR ASFALTICE ÎN RAPORT CU CREȘTERI ALE TEMPERATURII MEDIULUI DE EXPLOATARE

III.1 Introducere

Diverse publicații din literatura de specialitate, demonstrează că proprietățile mecanice ale mixturilor asfaltice bituminoase sunt dependente de temperatură. Astfel, se arată ca distribuția temperaturii în mixturile asfaltice flexibile depinde de conductivitatea termică a mixturii asfaltice, de timp și de temperatură de la suprafața părtii carosabile. Temperatură suprafeței carosabile la nivelul unei îmbrăcăminți din mixturi asfaltice este dependentă de parametrii climatici precum temperatură aerului și energia solară /9/.

S-a ajuns la concluzia ca energia solară variază sezonier și țînând cont de condițiile atmosferice, acea energie primită de mixtura este o funcție a radiațiilor solare și a caracteristicilor de suprafață ale mixturii asfaltice precum culoare, textura, etc.

Nu există o evidență disponibilă a cantității lunare a radiațiilor solare. În aceste studii, se arata ca temperatură aerului este considerată a fi factorul principal care afectează temperatură de la suprafața carosabila cu îmbracăminte din mixtura bituminoasă .

Relații obișnuite între temperaturi maxime și adâncimea de propagare a căldurii pentru materialele componente ale mixturilor asfaltice, pentru diferite temperaturi ale aerului, au fost publicate de Morman și Metcalif și sunt prezentate în figura următoare /12/:

Figura III.1.1 Interdependenta între temperatură aerului – temperatură mixturii asfaltice – adâncimea îmbrăcăminții rutiere /12/

Se poate afirma că schimbările climatice ne obligă la acordarea unei atenții sporite atunci când proiectăm o structură rutieră. Calculul structurii rutiere se realizează cu valori ale rigidității determinate pentru o temperatură de referință de 15 °C (temperatură mixturii asfaltice), ceea ce echivalează cu o temperatură în aer de aproximativ 11 °C, dar în practică se ating valori mult diferite ale temperaturii /14/.

O temperatură de doar 30 °C (foarte frecventă în lunile de sfârșit de primăvară, vară și început de toamnă) în aer conduce la o temperatură în mijlocul stratului asfaltic cu grosimea de 15 cm de 45 °C.

Din cauza modificărilor climatice din ultimii ani (tendința de încălzire pronunțată mai ales în perioada călduroasă a anului, suprapusă peste iernile reci) în calculele de dimensionare trebuie să se țină cont de susceptibilitatea la temperatură a mixturilor asfaltice, prin luarea în considerare a valorilor modulilor de rigiditate diferit, în funcție de temperaturile întâlnite în drum /14/.

În calculele de dimensionare ale structurilor rutiere flexibile trebuie să se țină seamă de clasa tehnica a drumului, prin considerarea potrivită a frecvenței de încarcare date de autovehicole, pentru obținerea modulului de rigiditate, aceasta fiind în strânsă legătură cu viteza vehiculului: o frecvență de 10 Hz corespunde unei viteze de 72 km/h /14/.

Se știe că modulul de rigiditate crește cu creșterea frecvenței de încercare, la o temperatură dată.

III.2 Temperaturile înregistrate în România

Lucrarea de față tratează influența temperaturilor ridicate în România – țara în care a fost efectuată cercetarea precum și diferențele majore ale comportării mixturilor asfaltice.

Temperaturile și condițiile climatice în România sunt diferite pentru fiecare zona climaterica ceea ce conduce la existența unor comportări diferite ale mixturilor asfaltice și implicit a structurilor rutiere, fapt ce conduce la necesitatea existenței unor studii de cercetare amănunțite asupra consecințelor acestor diferențe.

Trebuie avut în vedere și faptul că temperaturile înregistrate sunt în continuă creștere datorită schimbărilor climatice din prezent, în special în perioada caldă, respectiv lunile iunie-iulie-august care are o influență deosebită în comportarea structurilor rutiere flexibile.

Figura III.2.1 ne prezintă o variație a temperaturilor medii maxime lunare pentru teritoriul românesc. Se poate observa clar o creștere semnificativă a temperaturilor în special în perioada caldă, respectiv lunile iunie-iulie-august care are o influență deosebită în comportarea structurilor rutiere flexibile.

Figura III.2.1 Temperaturi medii maxime lunare

III.3 Efectele temperaturii ambientale ridicate asupra caracteristicilor stratului asfaltic de uzură

Temperaturile structurilor rutiere cauzate de radiația solară și a emisiilor de evacuare auto sunt nocive asupra mediului ambiant, deci și asupra oamenilor. S-a demonstrat faptul că temperatură structurii rutiere în perioadele călduroase ale anului este mult mai mare decât cea a aerului ambiant și uneori, poate ajunge la 70 °C sau mai mult în funcție de conditile climatice. Mixtura asfaltică este un material care absoarbe căldura cu o rată de absorbție de 0,80-0,95, dar în același timp, mixtura asfaltică este un material izolant, respectiv protejează la creșteri de temperatură straturile inferioare ale structurii rutiere. Acest lucru presupune faptul că stratul asfaltic de uzură, absoarbe ușor căldura însă se răcește lent, ceea ce înseamna ca în acest strat apar acumulări de temperatură diurnal, funcție de perioada de insolație din timpul zilei.

Pe baza studiilor declarate cercetări de specialitate, temperatură la suprafața mixturii asfaltice este de aproximativ 24 °C mai mare comparativ cu temperatură aerului. În ultimii ani, cu încălzirea globală, temperatură aerului este în general în creștere, și în aceste condiții agresivitatea factorului gradient de temperatură modifică în timp caracteristicile fizico mecanice ale stratului asfaltic de uzură preconizate inițial la proiectarea rețetei în laborator /28/.

Studiile de specialitate efectuate în China unde s-au studiat impactul variațiilor de temperatură în perioade sezoniere, au pus în evidență variația gradientului de temperatură pe mai mulți ani cu impact major asupra durabilității stratului asfaltic de uzură, deci asupra scăderii duratei normate de funcționare (figura III.3.1).

Figura III.3.1 Variația temperaturii în timp (China) /28/

III.4. Efectul temperaturilor ridicate asupra durabilității structurilor rutiere

Temperatură este un factor important care influențează performanțele mixturilor asfaltice. Figura III.4.1 prezintă efectul temperaturii asupa modulului complex al mixturii asfaltic în care se poate observa că modulul complex al mixturilor asfaltice descrește cu creșterea temperaturii.

Figura III.4.1 Influența temperaturii asupra modulului complex al mixturii asfaltice /28/

Apare în acest fel o reducere semnificativă a stabilității și rezistenței mixturii asfaltice cu creșterea temperaturii. Cu cât temperatura este mai mare, cu atât modulul de rigiditate are valori mai mici și rezistența la făgășuire a mixturilor asfaltice scade.

Mixturile asfaltice din stratul de uzură supus creșterilor de temperatură ambientală, sunt supuse unor modificări structurale, datorită reducerii punctului de înmuiere și îmbătrânirea mixturii sub efectul continuu al temperaturilor ridicate.

Făgășuirea la temperaturi ridicate este mult mai importantă la mixturile asfaltice, care în principal se produce în timpul verii, în special în timpul zilelor cele mai călduroase. Pe baza cercetărilor efectuate, în literatura de specialitate se precizează faptul că atunci când temperatura aerului este mai mică de 30 °C și când temperatura la suprafață structurii rutiere din mixtura asfaltică este mai mică de 55 °C, făgășuirea nu va apărea sau poate fi limitată la doar câțiva milimetrii. Cu toate acestea, ea va crește rapid atunci când temperatură aerului este mai mare de 38 °C. Făgășuiri importante în mixtură vor apărea în câteva zile în cazul în care temperatura aerului este continuu mai mare de 40 °C /28/.

III.5. Efectul temperaturilor ridicate asupra siguranței rutiere

Făgășuirea cauzată de temperaturile ridicate la suprafața structurilor rutiere, afectează serios performanțele structurilor și durata de viață a acestora. Datorită acestui lucru scade și uniformitatea drumului, precum și reducerea substanțială a confortului de conducere. Deformațiile permanente sub forma făgașelor longitudinale, pot atrage mișcări necontrolate ale vehicului pe carosabil, atunci când face o depășire sau când schimbă banda de mers. În acestă situație, se afectează stabilitatea și manevrabilitatea autovehiculului. Apa și gheața în făgașe vor reduce performanța contactului pneu-carosabil, care afectează siguranța rutieră și în acest fel poate să conducă la accidente în trafic.

Mai mult, se spune că temperaturile ridicate asupra structurilor rutiere cu mixturi asfaltice reprezintă unul din motivele care cauzează explozia anvelopelor și autoaprinderea vehiculelor, mai ales atunci când temperatură ajunge la 40 °C.

În plus, temperaturile mari ale mixturilor asfaltice afectează starea fizică, mentală și spirituală a conducătorilor auto și crește numărul accidentelor rutiere din cauza iluziei date de căldură asupra situației drumului. De exemplu, expuse la lumină foarte puternică a soarelui, mixturile asfaltice devin foarte lucioase și par să dea o „lumină falsă”, datorită oxidării și fenomenelor de exudații ale liantului folosit în compoziția mixturii.

Prin urmare, serviciul meteorologic și departamentul de control al traficului, au ca sarcină suplimentară de a monitoriza și prognoza temperatură de la suprafața structurilor rutiere din mixturi asfaltice, în vederea menținerii condițiilor de siguranță a circulației și pe timp de vară la sporuri de temperatură ambientale /28/.

III.6. Parametrii de influență ai comportării stratului asfaltic de uzură la temperaturi ridicate

III.6.1 Modulul de rigiditate

III.6.1.1 Generalitatii

Modulul de rigiditate al mixturilor asfaltice este un parametru fundamental ce descrie proprietățile mecanice ale mixturilor asfaltice și este utilizat pentru a defini proprietățile vâscoelastice.

Când se aplică pe o mixtură asfaltică un efort de întindere va rezultă o deformație , iar raportul între efortul aplicat și deformația rezultată reprezintă modulul de rigiditate.

Rigiditatea mixturilor asfaltice este dependentă de timpul de încărcare și temperatură .

Shell a introdus termenul de modul de rigiditate iar acesta se află în strânsă legătură cu modulul dinamic. Van der Poel a introdus noțiunea de rigiditate datorită efectelor pronunțate ale timpului de încărcare și temperaturii asupra bitumului și comportamentului reologic al acestuia /11/.

În urma efectuării încercării de întindere indirectă pe probe cilindrice se poate determina modulul de rigiditate al mixturilor asfaltice care se determină după ce a fost supus la 5 cicluri de încărcare – descărcare, cu formula /11/, /26/, /29/:

[III.6.1.1.1]

unde:

E – modulul de rigiditate măsurat, exprimat în MPa;

F – valoarea maxima a încarcării verticale aplicate, exprimate în N;

z – amplitudinea deformației orizontale obținută în timpul ciclului de încărcare, exprimata în mm;

– coeficientul lui Poisson;

h – grosimea medie a epruvetei, exprimata în mm.

Daca coeficientul lui Poisson nu este determinat, se ia valoarea de 0.35 pentru toate temperaturile. Modulul de rigiditate măsurat trebuie adaptat la factorul de suprafață al încărcării cu 0.60, folosind urmatoarea ecuatie:

𝐸′=𝐸∙(1−0.322∙(log(𝐸)−1.82)∙(0.60−𝑘) [III.6.1.1.2]

unde:

E′- modulul de rigiditate măsurat, exprimat în MPa, adaptat la factorul de suprafață a

încărcării cu 0.60;

k – factorul de suprafață al încărcării măsurat;

E – modulul de rigiditate măsurat, exprimat în MPa

Deacon a dezvoltat o metodă ce presupune efectuarea de încercări de oboseală la încovoire în urma cărora se poate determina modulul de rigiditate dinamic al mixturilor asfaltice.

Valoarea modulului complex scade considerabil dacă temperatură crește și frecvența scade. La temperaturi scăzute valoarea modului complex este aproape egală cu cea a modulului rezilient.

Raportul efort/deformație definește modulul complex.

În literatura de specialitate se arata ca plecând de la o încărcare dinamică (figura III.6.1.1.1) se poate determina modulul complex care se obține din raportul dintre tensiunea impusă și deformația rezultantă. Din cauza caracterului vâscoelastic al materialului, apare cu o întârziere față de acțiunea tensiunii, întârziere denumită defazaj și care este exprimată de unghiul de defazaj /11/, /30/.

Figura III.6.1.1.1 Efortul și deformația în cazul încărcării dinamice /30/

Dacă efortul sinusoidal este:

𝜎= 𝜎0 sin𝜔 𝑡 [III.6.1.1.3]

Modulul complex se poate determina cu urmatoarea formula (reprezentare în figura

III.6.1.1.2):

= E1 + iE2 = |𝐸∗|ei𝛿 [III.6.1.1.5]

(𝐸1 partea reala sau elastica, 𝐸2 partea imaginara sau vâscoasa, i2 = -1)

|𝐸∗|= [III.6.1.1.6]

Figura IV.6.1.1.2 Reprezentare modul complex

Prin încercări de laborator se poate determina modulul complex (dupa figura IV.6.1.1) prin efectuarea de încercării la oboseală pe probe de mixtura asfaltică cu forme trapezoidale. Încercarea se efectuează sub deformație constantă în timp și sinusoidală. Relațiile de calcul ale componentelor modulului complex (componenta elastică și componenta vâscoasă) precum și a normei modulului complex sunt exprimate prin următoarele formule /11/, /30/:

𝐸1(𝜔) = ( cos𝛿 + 𝜇 𝑀 𝜔2) [III.6.1.1.7]

𝐸2(𝜔) = ( 𝑠𝑖𝑛𝛿 ) [III.6.1.1.8]

|𝐸∗(𝜔)| = [( cos𝛿+𝜇 𝑀 𝜔2)+ ( sin𝛿)2 ] [III.6.1.1.9]

Unde:

E* : Modulul complex E1 : Componenta reală sau elastic;

E2 : Componenta imaginară sau vâscoasă; 𝐹0 : Amplitudinea încărcării;

𝑓0 : Amplitudinea deformatiei aplicate 𝛿 : Defazajul între efort și deformatie;

: Masa epruvetei; : Pulsatia; 𝜇 – 0,1206 , factor de masa.

– 166,52 𝑐𝑚−1 , coeficient ce depinde de dimensiunile probei

Valoarea absolută a modulului complex |𝐸∗| și unghiul de faza 𝜑:

|𝐸∗|= [III.6.1.1.10]

𝜑=arctan () [III.6.1.1.11]

Pentru încercări de întindere/compresiune axiala, modulul complex se notează cu E*; în schimb, în cazul forfecarii modulul complex se notează cu G* și reprezintă modul complex de forfecare. Pentru materiale liniar e și omogene relația între G* și E* este /11/:

E*=G*(1+µ*) [III.6.1.1.12]

µ* – coeficientul lui Poisson complex.

Temperatură și frecvența solicitării influențează componentele modulului complex care pot fi prezentate sub diferite forme de reprezentări grafice și anume/11/, /20/, /31/:

Curbe izoterme – acestea reprezintă și modulul complex care este funcție de frecvență la diferite temperaturi, conform studiilor efectuate de Racanel C, Petcu C, și Filippo M

Figura III.6.1.1.3 Curbe izoterme ale mixturii asfaltice

În studiile mentionate anterior, autorii au arătat ca aceste curbe permit aprecierea proprietăților mecanice ale mixturilor asfaltice. De asemenea, modulul complex care este funcție de durata solicitării poate fi estimat prin panta unei izoterme/11/.

Astfel, se arata ca analiza datelor testelor modului complex implică frecvent generarea de curbe directoare. Curbele directoare ale mixturilor asfaltice permit efectuarea de comparări multiple funcție de o gamă largă de frecvențe și temperaturi. Utilizând principul superpoziției timp-temperatură se generează curbele directoare. Acest principiu permite ca pentru o varietate de date colectate în urma testelor efectuate la diferite temperaturi și frecvențe să fie efectuate translatări orizontale relative între acestea la o temperatură sau frecvență specifică în urma cărora diferitele curbe rezultate să formeze o curbă directoare. Figura III.6.1.1.4 arată un exemplu de curbă directoare a unei mixturi asfaltice/20/.

Factorul de translație (𝛼𝑡) definește o anumită translație efectuată pentru o anume temperatură.

log 𝛼𝑡(T,Ts) = [)] [III.6.1.1.13]

unde:

T : temperatură în °K,

TS : temperatură de referință în °K,

R : constantă universală a gazelor perfecte,

∆H : energia aparentă.

Frecvența actuală este divizată de factorul translație pentru a determina o frecvență redusă 𝑓𝑟 a curbei directoare:

𝑓𝑟= log( 𝑓𝑟) = log (f) – log (𝛼𝑡) [III.6.1.1.14]

Williams-Landels-Ferry prin studiul efectuat au demonstrat ca o curba directoare a unui material poate fi construită prin utilizarea unei temperaturi alese arbitrar TR pentru care toate celelalte date sunt modificate. La temperatură de referință, factorul de translație este egal cu 1. Au fost utilizate modele diferite pentru obținerea unui factor de translație a materialelor vâscoelastice dar cel mai comun este acela al ecuației Williams-Landels-Ferry /20/.

Figura III.6.1.1.4 Exemplu de curba directoare a modului complex /30/

Atunci când datele experimentale sunt disponibile, o curbă directoare poate fi construita pentru mixtura asfaltica cercetata în laborator. Curba directoare poate fi reprezentată printr-o funcție neliniară de forma următoare /30/:

log|𝐸∗| = 𝛿 + [III.6.1.1.15]

unde :

E*: Modulul complex;

: Notație aleasa de la echipa de cercetare a Universitătii din Arizona, pentru valoarea minimă a modulului ( nu e defazajul);

tr : timpul de încarcare la temperatură de referință;

: Factor de translație;

β, γ: Parametrii care descriu forma funcția sigmoidă.

În literatura de specialitate, sunt cunoscute diagramele Black, care prezintă reprezentarea unghiului de fază în funcție de normă modulului complex /11/, /20/, /31.

Figura III.6.1.1.5 Diagrame Black ale mixturii asfaltice

Această reprezentare are ca scop identificarea prin vizualizarea zonei cu modul scăzut, precum și diminuarea unghiului de fază odată cu creșterea temperaturii.

Prin intermediul diagramei urmatoare de tipul Cole-Cole este reprezentată partea imaginară E2 a modulului complex, pe ordonată și partea reală E1 a modulului complex, pe abcisă (dupa figura III.6.1.1.6) /11/, /20/, /31/.

Figura IV.6.1.1.6 Diagrame Cole-Cole ale mixturii asfaltice

Huet a fost cel care a observat că această reprezentare are alura unui arc de cerc indiferent de frecvență sau temperatură

III.6.1.2 Efectele temperaturii asupra rigidității mixturilor asfaltice

Figura III.6.1.2.1 prezintă rigiditatea elastică a mixturilor asfaltice la variație de temperatură. Rigiditatea descrește o dată cu creșterea temperaturii de încercare. În intervalul temperaturilor studiate, un încrement de 10 °C rezultat în mărimea rigidității a fost egal cu mărimea rigidității măsurate la temperatura standard multiplicat cu un factor de transfer de 0,40 /32/.

Se poate constata, din măsurători experimentale publicate în literatura de specialitate, faptul că, la o mixtură asfaltică cu rigiditate inițială mare, aceasta scade de la 20 GPa la 5 GPa la o creștere a temperaturii de la 15 la 35 °C. pe când la o mixtură asfaltică cu o structură materială mai elastică scăderea este mai redusă, respectiv de la 7 GPa la 2 GPa, la același interval de temperatură.

Figura III.6.1.2.1 Efectul temperaturii asupra rigidității mixturii /33/

Miroslav Simun și ceilatii au studiat modulul de rigiditate al mixturilor asfaltice și au afirmat că, în Croația, temperatură medie la care se ajunge vara este de 40 °C (și aici modulul de rigiditate descrește semnificant și există o mare posibilitate să apară fenomenul deformațiilor permanente), iar în timpul iernii temperaturile scad până la -10°C și combinația temperaturilor scăzute și a schimbărilor ciclice cu modul de rigiditate foarte mare poate cauza ruperea mixturilor asfaltice /34/.

În acest studiu a fost analizată comportarea pentru mai multe tipuri de mixtura asfaltică la diferite temperaturi de încercare, așa cum este prezentat în figură III.6.1.2.2:

Figura III.6.1.2.2 Reprezentarea grafică a modulului de rigiditate (MPa) pentru diferite tipuri de mixtura asfaltică la mai multe temperaturi de încercare /34/

III.6.1.3 Efectele constituienților mixturii asfaltice asupra rigidității

Baxter și Graham (2000) au prezentat o abordare pentru analiza microstructurii materialelor compozite unde proprietățile efective ale materialelor sunt evidențiate utilizând Generalized Method of Cells propusă de Paley și Aboudi (1992). Aici, s-a urmărit o abordare similară, oricum, proprietățile materialului sunt calculate utilizând o soluție micromecanizată care sintetizează influența conținutului de agregate în cadrul scheletului mineral, în funcție de modul în care se încadreaza în fusul granulometric reglementat de normele în vigoare, asupra proprietăților efective ale materialelor componente din rețeta mixturii asfaltice. Această abordare este motivată de cercetări din trecut care indică că utilizarea proprietăților asupra constituienților în analiza microstructurii mixturii asfaltice la cald subestimează proprietățile macroscopice datorită limitării experimentale de identificare a tuturor dimensiunilor de particule fine prezentate în microstructura /13/.

Figura III.6.1.3.1 Tipuri de mixturi asfaltice în funcție de granulozități /13/

Se poate constata că analiza unei comportării mecanice a unei mixturi asfaltice trebuie abordată din punct de vedere al proprietăților materialelor constituiente. Aportul scheletului mineral la definirea acestor proprietăți ale rețetei mixturii asfaltice proiectate în laborator, este extrem de important mai ales la comportarea reologică a acesteia.

Din studiu se remarcă cele patru scenarii analizate (figura III.6.1.3.1), respectiv un schelet mineral cu o curbă granulometrică etalată ponderal din punct de vedere al dimensiunilor granulelor componente (mixtura agregatului varianta A), față de celelalte trei variante, care diferă prin ponderea agregatului grosier mai mare (varianta B), ponderea mai mare a agregatului mare (varianta C) și ponderea mai mare a agregatului fin (varianta D) /13/.

În ceea ce privește comportarea mixturilor asfaltice la deformații permanenete (figura III.6.1.3.2), mai ales în cazul creșterilor de temperaturi ale mediului ambient cumulate cu existenta unui trafic intens și greu, când apare în general și fenomenul de fagasuire, scheletul mineral are un rol preponderent, așa cum se prezintă în studiul mai sus menționat.

Figura III.6.1.3.2 Prezența fenomenului de făgășuire

Sub încărcările date de vehiculele grele în condițiile menționate, acestea conduc sub efectele dinamice rezultate din circulație, la o reașezare a granulelor din scheletul mineral (figura III.6.1.3.3), mai ales a celor cu dimensiuni mari, așa cum se prezintă în studiul menționat /13/.

Figura III.6.1.3.3 Schița efortului vertical pentru microstructura utilizând proprietăți individuale pentru proprietățile materialelor eficiente și constitutive /33/

Fenomenul de făgășuire (figura III.6.1.3.4) se dezvoltă prin apariția de refulări ale stratului asfaltic din îmbrăcămintea rutieră la marginea urmei roților autovehicolelor, mai ales atunci când există trafic canalizat la circulația în coloană.

Figura III.6.1.3.4 Schema fenomenului de făgășuire

Conform figura III.6.1.3.4, sub roțile autovehicolelor se observă că apare un efect de supracompactare al stratului asfaltic, formându-se acea “pană rigidă”, care duce la apariția curbelor de cedare la refularea laterală a materialului bituminos. Teoria existenta în acest domeniu, arată faptul că se formează un plan rezultant curbiliniu de cedare la întindere din încovoiere în stratul asfaltic, care în momentul în care se depășește rezistenta la întindere prin material, apare efectul de cedare la făgășuire.

Metodologia pentru analiza microstructurală a mixturii asfaltice la cald este bazată pe utilizarea proprietăților materialului care influențează procentul de particule asupra răspunsului local analizat structural din punct de vedere microscopic. Elasticitatea structurală a mixturii asfaltice la tendința apariției cedarii prin făgășuire, este implicată în analiza microstructurala cu scopul de a identifica Influența scării lungimii suprafeței de cedare la refularea materialului asfaltic, utilizând tehnica ferestrei care se mișcă (the moving window) în secțiunea analizată. Rezultatele obținute au stabilit că metodologia dezvoltată este de succes în depășirea limitelor de observație imagistică, prin utilizarea proprietăților individuale ale constituienților în analiza microstructurala a mixturii asfaltice la cald /13/.

Figura III.6.1.3.5 Efectele variabilelor experimentale asupra rigidității mixturii asfaltice în funcție de creșterea dimensiunii granulelor din scheletul mineral

Experimentele au demonstrat că optimizarea variabilelor prin cercetarea microstructurală, au permis stabilirea unor procedure de ameliorare a rigidității mixturii în perioada normată de funcționare. Pentru un conținut de bitum de 4%, figura III.6.1.3.5 arată ca pentru o creștere a vâscozității bitumului, rezulta o creștere corespunzatoare a rigiditatii mixturii asfaltice /32/. Aceasta remarcă am folosit-o în cadrul Programului Experimental al Lucrarii de cercetare, atunci când am analizat posibilitatea ameliorarii condițiilor de făgășuire la mixturile asfaltice din îmbracamintea rutiera, prin utilizarea unui bitum dur în rețeta proiectata în laborator.

Dimensiunea agregatelor precum și dimensiunea maximă a agregatelor folosite sporesc modulul de rigiditate la probele încercate. În figura (III.6.1.3.5), Grad 1 reprezintă agregatele cu dimensiunea maximă de până la 25 mm, grad 2 reprezintă agregatele cu dimensiune între diametrul 25 mm și 37,5 mm, iar grad 3 reprezintă agregatele cu dimensiuni mai mici de 37,5 mm.

La creșteri de temperatură vâscozitatea bitumului scade, deci indirect se poate anticipa o reducere a rigidității mixturii asfaltice, chiar și în cazul unei granulații mai grosiere, consemnare din literatura de specialitate pe care am inclus-o în lucrarea de disertație.

Probele care au în compoziție bitum cu calitate superioară prezintă relativ mici deformații sub aplicarea unui efort repetat în încercarea de rigiditate. Acest lucru a indicat o creștere a mărimii rigidității mixturii asfaltice.

Un fenomen similar apare și în cazul dimensiunilor agregatelor. Forța de frecare internă foarte mare, provocată de conlucrarea agregatelor din stratul de bază conduce la o valoare mare a rigidității mixturii comparativ cu cea existentă pentru o mixtură care conținea agregate cu dimensiunea mai mici.

Ținând cont de aspectele specificate mai sus reies interacțiunile dintre tipul bitumului și gradul adecvat de performanță corespunzătoare în ceea ce privește rigiditatea mixturii asfaltice. În continuare vor fi studiate efectele care influențează acest proces, și anume:

Efectul dimensiunilor agregatelor asupra rigidității mixturii asfaltice

Modulul de rigiditate pentru mixtura asfaltică cu dimensiunea maximă de 25 mm cât și pentru agregate de grad II sunt cu 21-23% mai reduse decât modulul de rigiditate pentru dimensiunea maximă a agregatelor grosiere. O creștere a dimensiunii maxime a agregatelor grosiere cauzează o creștere moderată a valorilor rigidității a ambelor tipuri de dimensiuni II și III ale agregatelor.

Figura III.6.1.3.6 Efectele dimensiunii agregatelor asupra rigidității mixturii asfaltice

Optimizarea variabilelor mixturii pot îmbunătății proprietățile mecanice ale mixturilor

asfaltice ce conțin agregate mari. Mai mult de atât, a fost bine cunoscut ca materialele granulare sunt mai puțin sensibile la schimbări de temperatură. Din acest motiv, modificări ale rigidității probelor din mixtura asfaltică cu o variație a temperaturilor de încercare au fost considerate a fi afectate predominant de caracteristicile tipului de liant /32/.

Ca și concluzie parțiala extrasă din studii publicate în literatura de specialitate, se poate afirma că rigiditatea mixturilor asfaltice cu agregate mări a scăzut cu creșterea temperaturii. De asemenea, compoziția mixurii asfaltice ce conține agregate mari și un conținut de bitum de 4% a indicat că obține performanțele cele mai reușite ale proprietăților mecanice, care include și rigiditatea și rezistența mixturilor la acumularea de deformați permanente. O creștere în dimensiunea maximă a agregatelor grosiere până la 37,5 mm a determinat o creștere moderată în rigiditatea mixturii.

Efectele conținutului de bitum asupra rigidității mixturii asfaltice

Păna la acest moment, s-a putut remarca faptul ca valoarea modulului complex este influențată de procentul de bitum. Dacă procentul de bitum crește, efectul temperaturii devine semnificativ și valoarea modulului complex și devine din ce în ce mai puțin înfluențată de frecvența solicitării.

Unii specialiști au declarant în publicațiile lor ca atât rigiditatea mixturii, S (în GPa) cât și conținutul de bitum Bc (în %), au între ele o relație liniara.

Literatura de specialitate a arătat si că exista o relație între rigiditate și conținutul de bitum ce poate fi descrisă printr-o curbă de distribuție normală /35/.

Prin urmare, teoretic, atunci când s-a ajuns la un conținut optim de bitum, nici o scădere și nici o creștere a conținutului de bitum nu ar crește modulul de rigiditate al unei mixturi asfaltice. Cu toate acestea, în intervalul cuprins de exemplu de la 3,5% până la 5,5% de conținut de bitum în studiul mai sus mentionat, nu s-a reusit sa se obțină un conținut optim de bitum pentru rețeta proiectată în laborator. În plus, s-a observat că rigiditatea mixturii a avut tendința să descrească odată cu creșterea conținutului de bitum până la 5,5% din totalul greutății mixturii asfaltice, așa cum este prezentat în figura III.6.1.3.7 /32/.

Figura III.6.1.3.7 Efectul conținutului de bitum asupra rigidității mixturii asfaltice (dimensiunea agregatelor tip III, multigrad, 15°C)

Concluzia pe care o putem susține în acest paragraf, este că tendința rigidității mixturii asfaltice S este să descrească cu creșterea conținutului de bitum. Conținutul de bitum dezvolta o relație liniara cu rigiditatea mixturii. În asociație cu variațiile de temperatură, efectele dimensiunilor agregatelor asupra rigidității mixturii asfaltice au fost mai reduse decat influența bitumului.

Efectul tipului de bitum asupra rigidității mixturii asfaltice

Modulul de rigiditate al mixturilor asfaltice este dependent de caracteristicile bitumului (de exemplu de vâscozitatea bitumului) precum și de temperatură de încercare. Mărimea rigidității mixturii asfaltice este ridicată la temperaturi și scăzută prin comparație cu valorile rigidității la temperaturi ridicate /32/.

Pe baza temperaturii standard de 25°C și utilizând agregate cu granulozitatea I (din studiul mai sus detaliat), modificări ale calității bitumului au determinat îmbunătățirea rigiditatatii cu 5% și respectiv 52% la valoarea inițială de 4.1 GPa.

Când agregatele cu granulația de tip III au fost utilizate, s-a descoperit de asemenea că măresc rigiditatea mixturii asfaltice cu aproximativ 32% și respectiv 66% și s-a demonstrat că a plecat de la o mărime inițială de 6.1 GPa, așa cum este prezentat în figura III.6.1.3.8.

Figura III.6.1.3.8 Efectul tipului de bitum asupra rigidității mixturii asfaltice /32/

Figură de mai sus arată că prin optimizarea granulatiei agregatelor (de exemplu agregatele cu dimensiunea de tip III) performanța rigidității a unei mixturi asfaltice cu clasificare I pe baza vascozitații bitumului a fost îmbunătățită cu 67% la temperatură de 35°C, cu 62% la 25°C și cu 28% la 15°C. În plus, o relație liniar a părea să se dezvolte între rigiditatea S și vâscozitatea bitumului Vvisc, care este legată cu următoarea relație /32/:

S = I + m. Vvisc [III.6.1.3]

unde: I: Rigiditatea inițiala a mixturii asfaltice;

m: Panta regresiei rigidității.

Efectele tipului de bitum au avut tendința să descrească la temperaturi mai ridicate de încercare. Acest lucru a fost demonstrat în mod clar de scăderi ale valorilor pantei m cu creșterea temperaturilor.

Creșterea temperaturilor de la 15°C la 25°C și 35°C a dus la scăderea pantei m cu factorii 0.42 și 0.57 pentru agregate cu granulozitatea tip I și respectiv cu factorii 0.57 și 0.62 pentru agregate cu granulozitatea tip III.

Rezultatele cercetării descriese în acest paragraf al lucrari de disertație arată că o scădere a pantei m indică că apare o reorientare a particulelor agregatelor provocata de eforturi permanente acumulate la creșteri de temperatură, care a avut loc sub aplicări ale încărcărilor repetate. Următoarea observație a fost la forma curbelor rigidității, care devin plate din cauză că nu a mai avut loc reorientarea particulelor de agregate, sau curbele s-au deplasat mai jos în diagramele de variație, întrucat probele au cedat la solicitarea aplicată. Ambele tipuri de probleme au indicat că nu au existat efecte datorate calității bitumului asupra rigidității când temperatură a fost ridicată.

În concluzie se poate aprecia că modulul de rigiditate al mixturilor asfaltice crește odată cu creșterea vâscozității bitumului. Similar conținutului de bitum, o relație liniara se dezvoltă între rigiditate și vâscozitatea bitumului. Se poate aprecia că efectul conținutului de bitum tinde să descrească la temperaturi ridicate. S-a demonstrat că creșterea temperaturilor de încercare descrește panta regresiei rigidității.

III.6.1.4 Efectele încărcării aplicate și a timpului de încărcare asupra rigidității mixturilor asfaltice

Încărcarea aplicată

Mărimile încărcării aplicate au arătat influențe ușoare asupra rigidității mixturilor asfaltice. Curba de variație a rigiditatii capabile ale unei mixture asfaltice, arata ca vârfurile de maxim ale valorilor rigidității au tendința să scadă cu creșterea temperaturii de încercare.

Diverse observații publicate în literatura de specialitate, au demonstrat faptul ca /32/:

O abatere mare a valorilor rigidității a apărut la temperaturi joase, în timp ce la temperaturi ridicate aceasta deviație a valorilor a dispărut. În general, o curbă plată este caracterizata de vârfuri reduse ale valorilor rigidității, datorită valorilor reduse ale încărcării asupra epruvetei mixturii asfaltice.

Datorită duratei scurte și numărului mic de încărcări de tip haversine, probele au răspuns

instantaneu cu valoarea deformației reziduale care este foarte mică comparativ cu deformația recuperabilă. Nu a apărut deformație plastică sub o încărcare singură și deformația nu a mai apărut când încărcarea aplicată nu a avut un caracter ciclic.

Deoarece mărimea rigidității a fost relativ constantă, se poate afirma că creșterea

deformației este proporțional cu creșterea încărcării aplicate. S-a demonstrat că rigiditatea a variat cu schimbările de temperatură.

În concluzie se poate preciza că eforturile aplicate au dovedit o influență mică asupra rigidității mixturilor asfaltice, care tinde să scadă cu creșterea temperaturii.

Figura III.6.1.4.1 Efectele încărcărilor aplicate asupra rigidității mixturilor asfaltice (granulozitate tip III=37.5 mm max, multigrad, 4%)

Timpul de încărcare

În mod experimental s-a observant ca la o rigiditate inițială a mixturii asfaltice de 9 GPa a fost măsurată utilizând un timp de încărcare de 100 microsecunde. Reducerile de aproximativ 22% și 39% din care a fost obținută rigiditatea ca rezultat al creșterii timpului de încărcare până la 150 ms și 180 ms a fost bazat pe temperatura standard de încercare la 25 °C /32/.

Așa cum s-a menționat și anterior, bitumul este un material dependent de temperatură, în timp ce materialul granular este independent de temperatură. Deși mixturile asfaltice conțin doar o mică parte de bitum, experimental s-a demonstrat că proprietățile bitumului au dominat în principal caracteristicile mixturilor asfaltice, în particular la temperaturi joase până la moderate. În aceste condiții de temperatură, bitumul acționează ca un material solid, care leagă ferm fracțiunile de agregate și conferă un răspuns puternic al mixturii asfaltice la aplicarea eforturilor externe. Figura IV.6.1.4.1 prezintă un exemplu al acestui fenomen în care mărimea rigidității a fost relativ mare la 15°C și 25°C și la timpul standard de încărcare de 100 ms (microsecunde).

Dimpotrivă, la temperaturi ridicate (≥35°C), efectele bitumului au părut să se diminueze. Astfel, răspunsul mixturilor pentru orice factor perturbator extern (de exemplu încărcări date de trafic) au fost pur și simplu dependente de frecarea internă între particulele agregatelor. În acest caz, atât o proiectare corecta a rețetei mixturii asfaltice, cât și o tehnică de compactare adecvată i-a permis să dețină o rezistenta corespunzatoare în cadrul stratului component al unei structure rutiere care, în timp, a avut performante bune sub încărcări externe, indiferent de caracteristicile fizico-mecanice ale bitumului.

Figura III.6.1.4.1 arată ca la temperatură de 35 °C, rigiditatea mixturii părea să fie relativ constantă la 3,8 GPa, în ciuda faptului că în momentul încărcării a manifestat tendințe de creștere. Acest lucru indică faptul că un nou echilibru a fost atins, și nu va mai apărea o nouă reorientare a particulelor agregatelor, respective nu mai apar deformații permanente sub forma de fagașe la creșteri de temperature a mediului ambiant.

La creșteri de temperatură bitumul actionează ca un material lichid și începe să curgă la aplicarea efortului extern. Aceste condiții conduc la situația ca deformațiile rezultate să nu fie proporționale cu încărcările aplicate /11/. În acest caz, când imbracamintea asfaltică este expusa la temperaturi ridicate ale mediului ambient și la încărcări comerciale foarte grele, structura rutieră a întâmpinat problema deformației plastice. Pe termen lung, aceasta acumulare a deformației plastice ar fi declanșat fenomenul deformațiilor permanente (făgășuire).

Se poate concluziona că o creștere a duratei de încărcare a fost găsită pentru reducerea rigidității mixturii asfaltice.

III.6.1.5. Efectul coeficientului lui Poisson asupra rigidității mixturii asfaltice

Diverse publicatii din literatură de specialitate, au aratat ca din cauza modului arbitrar de efectuare a încercării modulului de rigiditate al unei mixturi asfaltice, presupunerea actuală în ceea ce privește coeficientul lui Poisson, că este egal cu 0,40 poate induce în eroare de interpretare a rezultatelor optime ale rigidității mixturii asfaltice.

În comparație cu încercarea triaxiala convențională, s-a demonstrat că încercarea diametrală de determinare a rigidității oferă valori mai mari ale modulului de rigiditate ca cele măsurate cu încercarea triaxiala. Valori excesive ale rigidității între 60% la temperaturi joase și 30% la temperaturi ridicate au fost observate în acest studiu.

Concluzia finală poate aprecia că o abatere mare a rigidității a fost obținută la temperaturi ridicate de încercare. Rigiditatea mixturilor obținută prin încercarea diametrală are tendința să prezinte valori mai mare ale rigidității mixturii asfaltice comparativ cu valorile obținute în urma încercării triaxiale, astfel încât o presupunere a raportului Poisson ar trebui evidențiată datorită interpretării incorecte a rigidității mixturilor /32/.

III.6.1.6. Tipuri de încercări complexe de laborator pentru determinare modulului de rigiditate

Determiarea modulului de rigiditate al mixturilor asfaltice implica o mare varietate de încercări, echipamente, moduri de încărcare, condiții de testare (precum frecventa încărcării, temperatură utilizată, etc.) /26/.

Încercările utilizate pentru a determina rigiditatea sunt următoarele:

Încercarea la întindere indirectă pe probe cilindrice;

Încercarea la încovoiere în două puncte pe probe trapezoidale;

Încercarea la încovoiere în trei puncte pe probe prismatice;

Încercarea la încovoiere în patru puncte pe probe prismatice

Figura III.6.1.6.1 Încercari pentru determinarea rigiditatii mixturilor asfaltice

Deoarece în cele expuse anterior s-au prezentat diverse concluzii ale unor publicatii de specialitate privind reducerea rigiditatii mixturii asfaltice la temperaturi ridicate, acest parametru devine practic incomensurabil la analize specifice de determinare a performanțelor cu procedurile expuse mai sus. Acestea sunt consacrate determinărilor performanțelor mixturilor asfaltice la efecte din oboseală, deci pentru determinarea rezistenței la fisurare, sau de comportare a mixturilor asfaltice la temperaturi reduse, atunci când crește rigiditatea liantului bituminos.

Întrucât subiectul lucrarii este acela de a determina performanța mixturilor asfaltice la temperaturi ridicate ale mediului ambiental, când straturile asfaltice suporta deformații cu preponderență de natura plastică, datorita scăderii rigidității liantului bituminos, se va analiza performanța la acest efect indus de creșterile de temperatură și colateral se va determina rezerva de rigiditate pe care o are stratul asfaltic în acesta situatie, prin încercari și studii de laborator, capabile de a prezenta rezultate în condiții de temperatură ridicata predeterminată.

III.6.2 Deformații permanente ale mixturilor asfaltice

III.6.2.1. Deformații permanente în structurile rutiere flexibile

Deformațiile permanente în structurile rutiere cu mixturi asfaltice flexibile, denumite în mod obișnuit făgășuiri sunt de obicei formate din deformații longitudinale ale partii carosabile, pe direcția de mers a pneurilor autovehiculelor și reprezintă o acumulare de cantități mici de deformări irecuperabile cauzate de fiecare aplicare a sarcinii /36/.

Dacă o mixtură asfaltică cedează și formează urme adânci ale făgașelor, se datorează în mod normal datorită faptului că mixtura asfaltică are o rezistență la forfecare insuficientă pentru a susține solicitările la care este supusă /37/.

Există trei mecanisme care ar putea fi implicate în dezvoltarea unui făgaș, respectiv mișcare structurala plastică ale componentelor mixturii asfaltice în cadrul stratului bituminos, deformație mecanică a suprafeței carosabile și consolidare prin supracompactarea îmbrăcăminții asfaltice pe urma rotilor autovehicolelor /38/, /37/, /39/, /40/.

Figura III.6.2.1.1 Refularea asfaltului la marginea urmei pneului la temperaturi ridicate /40/

Mișcarea plastică poate să apară fie în stratul de fundație prin cedarea structurii rutiere pe care sunt plasate straturile bituminoase ale sistemului rutier, sau chiar în structura straturilor mixturii asfaltice. Mișcarea plastică este identificată în mod normal, printr-o refulare laterala pe urma longitudinala a pneului, care se determină prin măsurare directă a adancimii făgașului, ca diferența de cota între partea superioara și partea inferioara a deformatei făgașului format la suprafață carosabila.

Deformația mecanică poate apărea atunci când straturile asfaltice ale structurii rutiere suporta deformații sub forma de refulări laterale urmei pneului, urmare cedarii straturilor suport, respectiv ale fundației sau a complexului format din fundația drumului și terenului de fundație a acestuia. În acest caz, deformația sub forma de fagaș a straturilor asfaltice, poate fi însoțită și de apariția de fisuri și crăpături ca urmare a depașirii rezistențelor capabile la rupere din efecte de forfecare a straturilor bituminoase, datorate solicitărilor din traficul rutier.

Figura III.6.2.1.2 Schema cedării stratului asfaltic prin refularea laterala urmei pneului în cazul creșterilor de temperatură ambientale /40/

Un fagaș cauzat din efecte de consolidare, va fi identificat în mod normal de o depresiune în direcția aplicării încărcării fără a fi însoțit de refularea laterala a materialului din stratul bituminos. Acesta apare prin supracompactarea structurala stratului bituminos, deoarece în stratul în care se identifică consolidarea nu s-a compactat suficient în timpul construcției și prin consecință suferă o densificare în continuare din încărcările repetate din trafic. Poate avea loc fie în stratul de fundație, în stratul de bază sau în structura rutieră în sine. Împingerea este definită ca o deplasare orizontală a unei mixturi asfaltice /38/, /37/, /39/ .

Deformațiile permanente în straturile asfaltice pot apărea în două moduri. Primul se datorează instabilității structurale a mixturii asfaltice, ceea ce conduce la efecte de curgerea plastică a mixturii sub o stare de efort de împingere orizontală. Instabilitatea structurala a stratului bituminos și rezultatul împingerii pe o suprafață orizontală ca urmare a refulării laterale sub încărcare, sunt cel mai frecvent cauzate de o cantitate în exces de liant bituminos (volum de goluri de aer redus) care acționează ca un lubrifiant în mixtura mai degrabă decât ca un liant /39/, /37/.

Figura III.6.2.1.3 Formarea penei rigide sub pneu, ca urmare a supracompactării stratului asfaltic pe urma pneurilor, la circulația canalizata a vehicolelor în cazul temperaturilor ridicate ale mediului ambient /40/

Al doilea mod care se poate provoca apariția făgășuirii straturilor asfaltice din îmbracamintea rutiera o reprezintă conlucrarea între straturile sistemului rutier. În acest caz, adeziunea de conlucrare de interfață între două straturi de mixtură este insuficientă pentru asigurarea rezistenței de conlucrare adecvate la forfecare de-a lungul planului între cele două straturi.

Locațiile la care are loc refularea orizontală severă sunt reprezentate de zonele de frânare (traficul care vine la semnul „stop”) și bretelele autostrăzilor, în special cele cu volum mare de trafic de camioane.

Principalul factor care contribuie la instabilitatea structural a mixturilor asfaltice, este constituit de excesul de liant bituminos. Cea mai frecventă cauză a unei mixturi cu rezistență la forfecare insuficientă este o mixtură care conține prea multă parte fină, cu conținut de filer insuficient și cu o slabă vâscozitate a liantului bituminos. Structurile rutiere din mixturi asfaltice au o rezistență mai mare la încărcări aplicate rapid comparativ cu încărcările aplicate încet /39/, /37/.

III.6.2.2 Deformațiile permanente în structurile rutiere flexibile – studii

Fenomenul de făgășuire în structura rutieră se dezvoltă gradual cu creșterea numărului de aplicări ale încărcării, de obicei apare ca deformații longitudinale pe căile roților însoțite de refulari laterale. Acest lucru este cauzat de combinația de densificare (descreșterea volumului și prin urmare, creșterea în densitate) și deformarea din forfecare pe grosimea îmbrăcăminții asfaltice și poate apărea în unul sau mai multe straturi rutiere, la fel de bine ca și în stratul de fundație. Studiile efectuate la AASHTO Road Test (Highway Research Board, 1962) și studiile efectuate pe pista de încercare reportate de Hofstra și Klomp (1972) au indicat că deformația din forfecare mai degrabă decât densificarea structurală pe grosimea îmbrăcăminții asfaltice, a fost primul mecanism de făgășuire. S-a pus în evidenta faptul ca prin dispunerea de materiale la densități ridicate cu scopul de a minimiza deformația de forfecare conduc la diminuarea dezvoltării fenomenului de făgășuire /43/.

Studii recente ale cercetătorilor Eisenmann și Hilmar /39/ au concluzionat de asemenea că făgășuirea a fost în principal cauzată de deformația de curgere fără schimbarea de volum. Figura III.6.2.2.1, reprodusă din lucrarea Eisenmann și Hilmer, ilustrează efectul numărului de treceri ale roților autovehiculelor pe profilul de suprafață, asupra unui test de făgășuire efectuat cu echipamentul de laborator. Aceste date permit măsurătorilor asupra adâncimii medie a făgașelor la fel ca și volumul de material dislocat de sub roți și zonele în care straturile au suportat refulari laterate. Din aceste informații au fost trase două concluzii importante, precum:

în stadiul inițial de trafic, sporirea deformației ireversibile sub roți este distinct mai mare comparativ cu creșterea zonelor în care au fost ridicate straturile rutiere;

după stadiul inițial, diminuarea valorii măsurate a volumului de sub roți este aproximativ egală cu incrementul volumului în zonele în care apare efectul de refulare laterala. Aceasta este o indicație că, compactarea sub trafic este completă pe urma roților autovehicolelor, iar refularea laterala este caracterizată de deplasarea cu volum constant. Această fază este considerată a fi reprezentativă pentru comportarea deformației din făgășuire dezvoltată pe durata de viață ale unei structuri rutiere /44/.

Figura III.6.2.2.1 Efectul numărului de treceri asupra profilului transversal al suprafeței /39/

Deformațiile permanente sub forma făgășuirilor reprezintă una dintre cele mai importante mecanisme de cedare a structurilor de mixturi asfaltice. Odată cu creșterea presiunilor anvelopelor autovehiculelor rutiere în ultimii ani, fenomenul de făgășuire a devenit modul dominant de cedare a structurilor flexibile. Făgășuirea structurilor rutiere, care rezultă într-o suprafață distorsionată, este cauzată în principal de acumularea de deformări permanente în toate sau doar o parte a straturilor rutiere ce alcătuiesc o structură rutieră. Făgășuirea poate fi cauzată și datorită uzurii suprafeței rutiere rezultată din utilizarea anvelopelor cu nituri (nu este cazul în țara noastră, această situație se întâlnește doar în țările nordice).

Apa poate fi prinsă în suprafață carosabila deformată de făgășuire, ceea ce va conduce la o reducere a rezistenței la derapaj, potențial crescut de hidroplanare și împrăștierea apei care reduce vizibilitatea. Progresul fenomenului de făgășuire poate duce la crăparea suprafetei carosabile și în cele din urmă la dezintegrare completă sau cedare. Făgășuirea se ia în evidență pentru o întreținere semnificativă și costuri conexe în ambele tipuri de drumuri precum autostrăzile sau drumurile secundare /24/.

Apariția timpurie a făgășuirii sub formă de flux de forfecare în mixtura asfaltică, are ca și consecințe, afectarea directă a duratei de viață a structurii rutiere, calitatea și respectiv costul ciclurilor de viață. La temperaturi ridicate, de exemplu 40°C și mai mult, susceptibilitatea mixturilor asfaltice la apariția fenomenelor de făgășuire trebuie să fie studiată în laborator înca din faza de cercetare a rețetei optime, înainte de a implementa straturile rutiere în șantier la executia structurii rutiere. Este nevoie de o cercetare cuprinzătoare de laborator pentru a studia influența proprietăților fizice și mecanice ale agregatelor privind rezistența sau comportamentul de deformare permanentă a mixturilor asfaltice /37/, /42/.

Economia transporturilor prin utilizarea frecventă a camioanelor de mare tonaj, a provocat creșterea presiunilor din pneuri și implicit creșterea presiunilor de calcul la interfață cu îmbrăcămințile asfaltice. În țările în care punerea în aplicare a limitelor legale a tonajului existent pe transportul rutier este redusă sau inexistentă (în curs de dezvoltare), camioanele care transporta mărfuri grele depășesc cu mult limita sarcinii pe osie legală. Cum sarcinile pe osie au crescut, utilizarea de anvelope mai mari cu presiuni mai ridicate a devenit frecventa în industria transportului de mărfuri cu camioane. Presiunile mai mari în anvelope reduc zona de contact dintre pneu și structura rutieră prin aparitia efectului de rigiditate a pneului la urma de contact cu partea carosabila, din care rezultă un spor de efort la contactul pneu-carosabil, din care rezulta deformații mai mari în structurile rutiere flexibile. Ca și consecință, a crescut presiunea încărcării pe osie, stratul de îmbrăcăminte rutieră este supus unor solicitări crescute, ceea ce duce la deformări permanente (nerecuperabile) /41/.

Dacă o mixtură asfaltică cedează și formează făgașe, acestea se datorează în mod normal faptului că mixtura asfaltică are o rezistență la forfecare structurală insuficientă pentru a susține solicitările la care este supusă.

Făgășuirea este prezentată sub forma unor neregularități în profil longitudinal, dar și în profil transversal.

Odeon în anul 1995 a studiat acest fenomen și au ajuns la concluzia că în cazul mixturilor asfaltice deformațiile permanente apar în principal datorită fluajului bitumului din alcătuire.

O rezistență slabă la deformații permanente apare la o mixtură asfaltică cu un volum de goluri mic și un conținut de liant mare, dar în schimb, are o rezistență bună la oboseală. O mixtură asfaltică cu un conținut de agregate bogat, un volum de goluri mare și un conținut de liant mic are o bună rezistență la făgășuire, dar o rezistență slabă la oboseală.

Fenomenul de făgășuire al mixturilor asfaltice (figura III.6.2.2.2) se produce atât datorită bitumului, deoarece așa cum se știe deja acesta este influențat de temperatură ridicată (are un comportament de fluid vâscos și curge) cât și datorita încărcărilor de lungă durată.

Figura III.6.2.2.2 Efectul comportamentului vâscoelastic al mixturilor asfaltice

Este foarte importantă determinarea rezistenței mixturilor asfaltice la deformații permanente deoarece influențează limita domeniului elastic și ajută la realizarea unor mixturi bituminoase de calitate.

Cercetările din literatura de specialitate au arătat că făgășuirea în straturile HMA (mixture asfaltice preparate la cald), va avea loc în general în primii 7 până la 13 cm. Dacă se utilizează o mixtură HMA cu calitate slabă, creșterea grosimii a acestui strat nu va descrește făgășuirea din stratul de mixtură. De fapt, îmbunătățirea proprietăților materialelor și a caracteristicilor mixturii vor fi semnificative în reducerea adâncimii șanțului format de făgășuire/45/.

Pentru valori normale ale pantei transversale, o adâncime a deformatiei plastic de 1,25 mm este, de obicei, acceptată ca adâncimea maximă admisibilă a fagasului format /37/, /45/.

Fenomenul de făgășuire (deformații permanente) este un fenomen important în cazul mixturilor asfaltice. Deformațiile permanente apar datorită încărcărilor repetate din trafic suprapuse cu temperatură ridicată, conform figurii III.6.2.2.3. /46/, /39/, /47/, /48/.

Figura III.6.2.2.3 Stadii de solicitare și deformații într-o structură rutieră flexibilă /46/

III.6.2.3 Cauzele apariției făgășuirilor în structurile rutiere flexibile

În general există trei cauze de apariție a fenomenului de făgășuire în mixturile asfaltice:

acumularea de deformații permanente în îmbrăcămintea rutieră;

deformații permanente în fundația structurii rutiere;

uzură mixturii asfaltice cauzată de pneurile cu crampoane.

În trecut, deformațiile provenite din stratul de fundație erau considerate a fi cele mai periculoase pentru apariția fenomenului de făgășuire și numeroase metode de proiectare aplicau un criteriu care limită încărcarea verticală la nivelul fundației. Cu toate acestea cercetările recente au indicat că de cele mai multe ori făgașele apar în partea superioară a structurilor rutiere în stratul de îmbrăcăminte. Aceste trei cauze pot fi suma care cauzează deformațiile permanente în toate straturile rutiere combinată cu uzură dată de pneurile cu crampoane /41/.

III.6.2.3.1. Făgășuirea cauzată de o mixtură asfaltică slab calitativă

Făgășuirea apărută din acumularea deformațiilor permanente în mixtura asfaltică este considerată a fi principalul component în apariția acestui efect al solicitărilor grele si intense în perioada caduroasă a anului în structurile rutiere flexibile. Deci, acest lucru apare în principal din cauza creșterii încărcărilor date de sarcină pe osie a vehiculelor grele care pun asupra mixturilor asfaltice presiuni foarte mari la contactul pneu-carosabil.

Brown și Cross au efectuat un studiu extins la nivel național asupra făgășuirilor în mixturile asfaltice la cald în America. Studiul a fost inițiat în anul 1987 pentru a evalua structurile rutiere din toate zonele statelor americane care cuprind diverse regiuni climatice, care conțin straturi asfaltice cu agregate de diferite origini și forme, care conțin diferite moduri de proiectare și punere în practică și au fost luate numeroase probe pentru a realiza studiul la nivel național.

Studiul a presupus colectarea probelor de mixtura asfaltică cu scopul de a caracteriza compoziția acestora, de a măsura adâncimea deformației permanente formate de făgășuire și grosimea stratului de mixtura asfaltică, precum și de a investiga prin măsurători din teren în vederea determinării locației de unde a pornit fenomenul de făgășuire. Concluzia acestui studiu privind locația în care apare făgășuirea a fost ca majoritatea au avut loc la suprafață, în primii 75-100 mm ai stratului structurii rutiere. Au aflat că făgășuirea în stratul de fundație este în general foarte mică /41/.

În Europa, a fost realizat un sondaj, în cadrul programului COST 333, pentru a determina cele mai frecvente tipuri de deteriorări. În consecință, țările care au fost rugate să evalueze cele mai comune forme de deteriorare observate pe drumurile lor folosind o scară pe care crește importantă de la 0 la 5 unde 0 indică faptul că nu s-a observat nimic și 5 este un factor major care indică performanța mixturii. Figura III.6.2.3.1.1 indica rezultatele sondajului. Această figură prezintă clar că cel mai comun făgășuirea își are originile în straturile bituminoase și aceasta este situația cea mai întâlnită pe drumurile Europene /41/.

Figura III.6.2.3.1.1 Evaluarea deteriorărilor observate

Astfel este foarte clar că făgășuirea cauzată de acumularea deformațiilor permanente în straturile mixturilor asfaltice este principala deteriorare a structurilor rutiere flexibile. Cu scopul de a reduce acest tip de deteriorare este necesar să se acorde mai multă atenție la alegerea materialelor componente și la proiectarea rețetei mixturilor asfaltice. Pentru a fi capabili să proiectăm rețete de mixturi asfaltice care să aibă o rezistență adecvată la făgășuire, efectul compoziției volumetrice ale mixturilor și proprietățile materialelor componente asupra răspunsului la deformații permanente trebuie să fie clar înțeles. Mai mult, ar trebui să existe o simplă măsură a rezistenței la făgășuire a mixturilor care poate fi utilizată la etapă de proiectare a acestora pentru a permite evaluarea și selecția rezistenței la făgășuire a mixturilor /41/.

Făgășuirea în straturile de mixtura asfaltică este cauzată de o mixtură asfaltică care are o rezistență la forfecare și rezistența la încărcări repetate din trafic foarte slabe. Făgășuirea mixturilor asfaltice dată de mixturi asfaltice slab calitative este un fenomen aflat în strânsă legătură cu temperaturile ridicate (de exemplu: cel mai des apare în perioada de vară când temperaturile ridicate sunt frecvente).

Figura III.6.2.3.1.2 Făgășuiri cauzate de mixturi asfaltice slab calitative

Așa cum am menționat mai sus, deformațiile permanente în mixturile asfaltice reprezintă densificare și deformare din forfecare. Deformarea din forfecare are loc fără schimbarea volumului, adică este distorsionată. Mixtura asfaltică sub sarcină, se poate de asemenea dilata sau crește în volum. Deformarea care implică dilatanță se mai numește și curgere (deformare) din forfecare sau curgere (deformare) plastică, în literatura de specialitate. O astfel de deformare poate duce la desprinderea dintre agregate și bitum și deteriorarea mixturii asfaltice. Figura III.6.2.3.1.2 prezintă mecanismul făgășuirii în straturile de mixturi asfaltice. Astfel, în evaluarea mixturilor asfaltice la rezistență la făgășuire este necesar să se acorde mai multă atenție pentru comportarea la forfecare și la dilatare. În mod normal, evaluarea rezistenței la făgășuire a mixturilor asfaltice este bazată pe deformații permanente axiale. Această abordare nu obține răspunsul materialului la forfecare, care se poate manifesta sub formă de deformare relativ mare laterală /41/.

III.6.2.3.2. Făgășuirea cauzată de fundație slabă

Făgășuirea (figura III.6.2.3.2.1) poate fi cauzată de multe încărcări repetate la nivelul fundației, stratului de bază și stratului inferior mixturii asfaltice. În multe cazuri, acest lucru poate fi datorat grosimii insuficiente de acoperire a fundației rezultată de la etapă de proiectare, când s-a ales straturi asfaltice subdimensionate, incapabile de a reduce efortul din încărcările aplicate la suprafață fundației rutiere. Acest tip de făgășuire este considerat a fi mai mult o problemă structurală decât o problemă de material componente ale straturilor asfaltice din structura rutiera analizată și este adesea menționată ca făgășuire structurală. Excesul de umiditate poate fi de asemenea, cauza pentru degradarea stratului de fundație. În acest tip de făgășuire, deformațiile permanente acumulate apar în fundație. Figura III.6.2.3.2.2 arată făgășuirea dată de stratul de fundație foarte slab /41/.

Figura III.6.2.3.2.1 Ilustrarea mecanismului de făgășuire

Figura III.6.2.3.2.2 Făgășuirea dată de un strat de fundație slab

III.6.2.3.3. Făgășuirea cauzată de uzură

Pneurile cu crampoane, utilizate în țările nordice duc la uzură semnificativă a structurii rutiere manifestată prin degradari longitudinale formate pe direcția de mers a vehiculelor (Figura III.6.2.3.3.1).

Figura III.6.2.3.3.1 Efectul agresivitatii texturii pneului la contactul pneu-carosabil în cazul temperaturilor ridicate ale mediului ambient

Uzură datorată anvelopelor cu nituri crampoane este estimat să coste Administrația Drumurilor Norvegiene aproximativ 500 de milioane NOK în fiecare an. Din cauza acestui fapt, rezistenta mixturilor asfaltice la uzură, care sunt de obicei cu un conținut ridicat de liant și un nivel scăzut de goluri sunt specifice pentru drumuri cu un volum mare de vehicule. Făgășuirea (figura III.6.2.3.3.2) observată în teren poate fi cel mai probabil efectul combinat al deformațiilor permanente și de uzură /41/.

Figura III.6.2.3.3.2 Făgășuirea cauzată de uzură pneurilor măsurată pe un drum Norvegian /30/

De asemenea, rezistența la rulare este influențată de temperatură mediului ambiant, care modifică rigiditatea îmbrăcăminții asfaltice de la vară la iarnă /40/.

Figura III.6.2.3.3.3 Variația coeficientului de rulare pneu-carosabil funcție de tipul de pneu

Figura III.6.2.3.3.4 Influența presiunii din pneu la actiunea de franare-accelerare vehicul /40/

S-a mai constat, prin observații și experimentare că rezistența la rulare variază cu modificările bruște ale regimului de mers, care face să crească suprafață de lunecare din urma pneului, cu efecte complementare la cuplul motor al autovehiculului. În figura III.6.2.3.3.5, se arată cum la un cuplu motor de 7,4 KN se pierde contactul cu suprafață carosabilă și la accelerare și la frânare.

Figura III.6.2.3.3.5 Variatia rezistenței la rulare pneu-carosabil la creșteri de temperatură /40/

Acest lucru conduce la o creștere a temperaturii din pneu, ceea ce presupune creșterea rigidității acestuia cu repercursiuni asupra creșterii rezistenței la rulaj, deci, a creșterii uzurii la suprafață carosabilă. S-a constat prin măsurători experimentale că această încălzire a pneului se face progresiv pănă la atingerea unei temperaturi de echilibru cu cea a mediului ambiant. Timpul în care se produce acest echilibru de temperaturi este de circa 30 minute la un autoturism, iar pentru autovehicule mai grele acest timp crește de 3~4 ori funcție de dimensiunile pneului.

Caracteristicile mixturilor asfaltice și condițiile din teren sau din laborator care afectează fenomenul de făgășuire al mixturii asfaltice sunt prezentate în tabelul următor /44/:

Tabelul III.6.2.3.1 Factorii care contribuie la producerea deformațiilor permanente ale mixturilor asfaltice flexibile

Următoarele considerații în proiectarea mixturilor asfaltice ar putea minimiza în general deformațiile permanente /13/:

Conținut mai mic de liant: un conținut mai mare de bitum este necesar pentru a îmbunătăți durata de viață la oboseală și durabilitatea mixturilor asfaltice, dar tinde să sporească problemele deformațiilor permanente. Mixtura trebuie să fie maximizată pentru oboseală și deformații permanente printr-un compromis.

Agregate brute: agregatele de dimeniuni mai fine sau mixturi cu exces de nisip sunt mult mai susceptibile la deformații permanente;

Agregate cu textură unghiulară și dură: aceasta se aplică în special fracției de agregate fine. S-a demonstrat de Kalcheff, Tunicliff, Brown și Cross ca mixturile care utilizează la preparare nisip unghiular sunt mai rezistente la deformații permanente decât mixturile care au în compoziție nisip natural rotunjit /28/.

Creșterea conținutului volumului de goluri: mixturi cu conținut redus de goluri în agregatele minerale (VMA) și conținut mai mare de liant au tendința de a avea un conținut foarte scăzut de volum de goluri de aer după compactarea din trafic. Astfel de mixturi își pierd stabilitatea după ce ating un nivel de compactare critic și încep să facă șanțuri și să se deformeze.

Vâscozitate îmbunătățită a liantului bituminos: un liant bituminos cu o vâscozitate ridicată la 60°C va fi mult mai rezistent la împingere orizontală în ceea ce privește fluxul plastic în mixturile asfaltice comparativ cu un liant cu o vâscozitate scăzută.

Conținut mare de parte fină: creșterea în fracțiunea -75 microni în mixtura tinde să se întărească (crește vâscozitatea) în liant.

Agregate cu dimensiuni mari: la un conținut adecvat de agregate mari în mixtura (precum 19,5 mm), mixtura în stratul de uzură tinde să fie mai rezistentă la deformații permanente.

Reducerea grosimii stratului de acoperire: dacă structura rutieră existentă este solidă structural (de exemplu cu beton de ciment Portland), straturi subțiri de îmbrăcăminte de mixtura asfaltică nu sunt necesare în zone critice precum intersecțiile. Suprapuneri mai subțiri (de exemplu stratul de legătură poate fi eliminat) în aceste zone și va minimiza problema.

III.6.2.4 Efectul temperaturii ridicate asupra deformațiilor permanente

În condițiile din zonele tropicale supuse la temperaturi ridicate, se produc frecvent degradări ale suprafetei carosabile, datorită solicitărilor provenite din traficul rutier și care se manifestă sub formă de făgășuiri pe urma roților vehiculelor dar și scăderi ale rugozității suprafețelor rutiere care conduc implicit și la scăderea gradului de siguranță rutieră /49/.

Figura III.6.2.4.1 Apariția fenomenului de făgășuire în structurile rutiere

Cercetătorii au recunoscut nevoia de a conduce încercările de laborator la un nivel de temperaturi mult mai ridicate decât cele întâlnite în teren.

Bonnot a selectat o temperatură de încercare de 60°C pentru stratul de îmbrăcăminte din mixtura asfaltică și o temperatură de 50°C pentru stratul de bază. Aceste temperaturi au fost alese pentru a reproduce cele mai aspre condiții de mediu din Franța /50/.

În același timp, trebuie subliniat că, condițiile de încărcare și deformațiile date din încărcările din trafic reprezintă o influență semnificativă în fenomenul de făgășuire al mixturilor asfaltice.

Cercetătorul Di Benedetto și alții, în anul 2005 au făcut o clasificare din punct de vedere al comportării mixturilor asfaltice țînând cont de amplitudinea deformației și de numărul de cicluri, așa cum este prezentat în figură III.6.2.4.2. /46/, /31/, /51/

Figura III.6.2.4.2 Comportamentul mixturilor asfaltice

În această figură se poate observa că fenomenul de fagasuire apare pentru un număr mare de cicluri, acesta fiind însă mai mic decât în cazul fenomenului de oboseală, iar deformația poate fi mult mai mare decât în cazul fenomenului de oboseală.

Bouldin, Rowe, Sousa și Sharrock au efectuat un studiu în care au precizat că reologia mixturilor asfaltice reprezintă o procedura esențială în prezicerea performanțelor la temperaturi ridicate ale mixturilor asfaltice HMA (mixturi asfaltice preparate la cald) și concluzionează că fenomenul de făgășuire reprezintă o problemă care poate fi previzibilă. O soluție adecvată pentru a cerceta această problemă este indicată în efectuarea unei examinări atente a istoriei comportamentale a respectivei mixturi asfaltice. Se precizează că un efort mai mare de compactare este necesar în special pentru mixturile asfaltice care au în compoziție agregate de dimensiuni mai mari /52/.

Atât fenomenul de oboseală cât și cel de făgășuire al mixturilor asfaltice sunt foarte bine cunoscute a fi cele mai agresive efecte ce apar în structurile rutiere. Aceste fenomene se întâlnesc în special datorită creșterii în număr foarte mare al numărului de vehicule (în particular al vehiculelor grele), datorită schimbărilor variate ale condițiilor climatice, datorită permanenței acțiuni a mediului înconjurător cât și datorită erorilor de proiectare și/sau execuție.

Având în vedere studiile internaționale efectuate în domeniul înfluenței temperaturii asupra structurilor rutiere și în China, Cao Liping, Sun Lijun, Dong Zejiao (2009) au efectuat un studiu de laborator asupra mixturilor asfaltice pentru a determina deformațiile permanente prin supunerea epruvetelor la încercarea de fluaj dinamic la temperaturi diferite (200C, 300C, 400C, 500C, 600C ) /53/.

Figura III.6.2.4.3 Variatia deformațiilor permanente supuse la încercarea de fluaj dinamic la temperaturi diferite /53/

Rezultatele încercării prezintă clar ca temperatură este cauza principală care produce cele mai nefavorabile condiții de rezistență ale structurilor rutiere, deformațiile permanente cresc cu aproximativ 170% pentru o creștere a temperaturii de 400C.

IV.6.2.5 Modurile de producere a deformațiilor permanente

Degradarea structurilor rutiere se efectuează prin diferite moduri care țin cont de condițiile climatice, de condițiile de trafic și de interacțiunea dintre straturile componente structurii rutiere. Astfel, se disting trei moduri de producere a deformațiilor permanente /38/, /31/:

Deformațiile permanente de structură (cu profil "V") se datorează de obicei:

– tipul și calitatea materialelor utilizate;

– sisteme de scurgere/preluare a apei pluviale dimensionate insuficient;

– condițiile de trafic neluate în calcul în momentul efectuării calculelor de dimensionare ale structurilor rutiere;

– calcule de dimensionare greșite din punct de vedere al ciclurilor de îngheț-dezgheț luate în considerare.

Deformațiile permanente din fluaj se datorează deformațiilor permanente individuale din fluaj apărute în straturile asfaltice (numite și profile de tip "W").

Deformațiile permanente de uzură se datorează pneurilor cu lanțuri sau crampoane utilizate iarna în țările foarte reci, care conduc la uzură îmbrăcămintei de rulare.

În cazul deformațiilor permanente care cresc liniar repede în momentul aplicării încărcărilor, discutăm de fluaj. Acesta se manifestă prin continuarea creșterii lente în timp a deformației chiar și după încetarea măririi încărcării astfel încât aceasta contribuie la deformația totală.

Fenomenul de fluaj poate fi atât static cât și fluaj ciclic. Cercetatorii au observat că fluajul static are tendința de a genera blocaje efecte de împănare intergranulare în scheletul mixturii asfaltice față de fluajul ciclic care nu permite apariția acestor efecte.

Datorită caracterului ciclic al acțiunii traficului rutiere este necesară analizarea comportamentului mixturilor asfaltice sub efectul acestora. După trecerea unui vehicul respectiv a unei încărcări, se menține o deformație permanentă minoră deși toată deformația permanentă pe plan vertical al trebui să se recupereze. Ca urmare a creșterii numărului încărcărilor se dezvoltă o mărire a deformațiilor permanente care conduc la apariția făgașelor.

În figură IV.6.2.5.1, este prezentat fenomenul de fluaj în mai multe stadii, studiu efectuat de Mitchell în anul 1976 :

Figura IV.6.2.5.1 Stadiile fluajului

I – fluaj nestabilizat – viteza de deformație este mărită rapid;

– fluajul stabilizat – viteza de deformație rămâne constantă;

Are cea mai mare perioadă de existență;

În cazul temperaturilor și încărcărilor ridicate aceasta poate să lipsească.

– cedarea – Se produce ruperea datorită creșterii rapide a vitezei de deformație /38/, /31/

III.6.2.6 Tipuri de încercări de laborator pentru determinarea deformațiilor permanente din fluaj

Principale tipuri de încercări prin teste specifice de laborator, efectuate pentru determinarea deformațiilor permanente, ca si informații privind anticiparea performantei mixturilor asfaltice înca din faza de cercetare a rețetei optime propuse la executie, sunt:

Încercarea Marshall

Fluajul dinamic

Fluajul static

Încercarea de ornieraj

În cadrul temei lucrării mele de disertație aleasă, trebuie sa raspundă problematicii de testare și interpretare a comportării unei mixturi asfaltice la creșteri de temperatură a mediului ambiental și pentru aceasta analiza fenomenologică, mi-am propus un concept prin care trebuie sa pun în valoare contribuția prin aportul fiacărui constituient structural.

Alegerea unei variante optime din punct de vedere al creșterii performantei mixturii asfaltice raportată la reducerea deformațiilor permanenete la creșteri de temperatură, poate sa se facă în detrimentul comportării la fenomenul de oboseală în perioada normată de funcționare a stratului asfaltic.

De aceea, interpretarea parametrica a aparitiei si dezvoltării deformațiilor permanente ale îmbrăcăminții asfaltice la creșteri de temperatură prin comparație cu evolutia defectelor din oboseală, este extrem de importantă și de aceea, am considerat că este cazul ca în continuarea acestui capitol încadrat în Prima parte a lucrarii, respectiv sinteză documentară, sa continui prin a prezenta metode și proceduri de investigații în laborator prin teste complexe, care să creeze platforma de justificare a comportării straturilor asfaltice la creșterile de temperatură ale mediului ambiental.

Încercarea Marshall (în conformitate cu prevederile SR EN 12697-34, 2008)

Prin utilizarea acestei încercări de tip empiric cu încărcare constantă aplicată pe generatoarea epruvetei cilindrice, se poate determina stabilitatea mixturii bituminoase și fluajul.

Această încercare constă în supunerea unei probe cilindrice, cu anumite dimensiuni, la forfecare diametrala. Metodă consta în pregatirea inițiala, când probele se temperează într-o baie de apă la temperatură de 60°C, timp de 30 de minute. Acestea sunt parțial fretate prin comprimare diametrală a echipamentului de testare în laborator.

Probele trebuie să aibă următoarele dimensiuni: diametrul de 101,6 mm și înălțimea de 63,5 mm.

Sarcina se aplică cu o viteză de 50 mm ± 3 mm pe minut /54/.

Stabilitatea Marshall reprezintă valoarea maximă a încărcării pentru care s-a produs ruperea epruvetei, iar indicele de fluaj Marshall sau curgere reprezintă deformația corespunzătoare. Această încercare oferă informații privind influența coeziunii /22/.

Încercarea de fluaj dinamic: se determină prin intermediul următoarelor încercări de laborator /27/:

La compresiune ciclică monoaxiala cu o anumită presiune laterală

În acest caz, probele sunt supuse la efort axial ciclic. Funcție de numărul de aplicări ale încărcării n, se determină deformația axială cumulată, respectiv deformația permanentă, astfel:

[III.6.2.6.1]

unde:

: deformația cumulată a probei de încercat după aplicarea încărcării de n ori, în %;

ℎ0: valoarea medie a înălțimii a traductorilor de deplasare măsurată după preîncărcarea epruvetei, în mm;

ℎn : valoarea medie a înălțimii a traductorilor de deplasare măsurată după aplicarea de n ori a încărcării, în mm;

Prin această încercare se pot determina următorii parametrii: viteza și modulul de fluaj, astfel:

[III.6.2.6.2]

unde:

: Viteza de fluaj exprimată în microdeformații/cicluri de încărcare

: Deformația permanentă a probei după un număr n1 respectiv n2 de aplicări ale încărcării.

Modulul de deformații se determină astfel:

En= 𝜎/𝜀n x 1000 [III.6.2.6.3]

unde:

En: Modulul de deformații aplicarea de n ori a încărcării, în MPa;

𝜎: Efortul care a fost aplicat, în KPa;

𝜀n: Deformația permanentă a probei după aplicarea de n ori a încărcării, în %;

Încercarea la compresiune ciclică triaxială

Proba este supusă la un efort limitat și la un efort axial ciclic. Presiunea ciclică axiala poate fi:

Presiune sinusoidală inițială (𝑡), cu amplitudinea 𝜎𝑣 , presiunea axială toată rezultantă 𝜎𝑎(𝑡) are relația:

𝜎c+𝜎a(𝑡)=𝜎c+𝜎v ∗(1+sin (2𝜋∗𝑓∗𝑡) [III.6.2.6.4]

unde: f : Frecvența; t : Timpul; 𝜎c : Presiunea laterală, în KPa;

(𝑡): Presiunea ciclică axiala funcție de timp, în KPa

𝜎v: Amplitudinea presiunii sinusoidale inițiale, în KPa;

Acest test pune în evidenta comportarea la deformații permanente ale unei mixturi asfaltice prin evidențierea altor parametrii de interpretare a solicitărilor asimilate traficului rutier, respect frecvența încărcării și timpul de solicitare

Figura III.3.5.1 Încercarea la compresiune ciclică triaxiala cu presiune sinusoidală

Presiune alternative (𝑡) cu înălțimea 𝜎B, presiunea totală 𝜎𝑎(𝑡) având relația:

(𝑡)= 𝜎c+𝜎a(𝑡) [III.6.2.6.5]

unde:

𝜎c: Presiunea laterală, KPa;

(𝑡) = 𝜎B în timpul perioadei T1 a încărcării alternative;

(𝑡) = 0 în timpul perioadei de repaus T0;

𝜎B: Înălțimea încărcării alternative.

Figura III.3.5.2 Încercarea la compresiune ciclică triaxiala cu presiune alternative

Comportarea la stabilitate structural, se determina prin aceasta metodă, prin care se controleaza nu numai încarcarea ciclica sinusoidala asimilată traficului rutier, dar și rezistenta structural a stratului asfaltic, prin controlul stării de tensiune la fretarea pe generatoarea epruvetei cilindrice. Presiunea laterală poate fi realizată cu ajutorul a trei sisteme de încercare triaxiale:

Sistem de încercare la compresiune ciclică triaxiala cu celula de presiune;

Sistem de încercare la compresiune ciclică triaxiala cu inel de presiune;

Sistem de încercare la compresiune ciclică triaxiala folosind vacuum parțial ca presiune laterală.

Studiul de laborator, poate pune în valoare caracteristicile structurale ale mixturii asfaltice, funcție de caracteristicile calitative ale materialelor componente, prin cercetarea variantei optime de rețeta cu altele considerate ca ar avea caracteristici mai reduse decat cererea reglementata tehnic.

Prin încercarea de fluaj dinamic, procedural se pun în evidenta urmatoarele caracteristici structurale ale mixturii asfaltice analizate:

Deformația permanentă

Reprezintă deformația axială a probei cumulată n după aplicarea de n ori a încărcării și se determină astfel:

[III.6.2.6.6]

unde:

: deformația cumulată a probei de încercat după aplicarea încărcării de n ori, în %;

ℎ0: valoarea medie a înălțimii a traductorilor de deplasare măsurată după preîncărcarea epruvetei, în mm;

ℎn : valoarea medie a înălțimii a traductorilor de deplasare măsurată după aplicarea de n ori a încărcării, în mm;

Viteza de fluaj

Aceasta se determină prin două metode, atribuite procedurii de testare în laborator, a comportării mixturii asfaltice la încercarea de fluaj dinamic, asimilată apariției deformației permanente:

Metodă 1: Se determina panta B1 plecând de la ajustarea lineară prin metodă celor mai mici pătrate a părții cvasiliniar e a diagramei de fluaj

𝜀𝑛= 𝐴1+𝐵1∗𝑛 [III.6.2.6.7]

unde 𝜀𝑛 este deformația axială cumulata a epruvetei după n aplicări ale încărcării, în %.

𝑓𝑐=𝐵1∗104 [III.6.2.6.8]

Metodă 2: Se determina prin metodă celor mai mici pătrate ajustarea polinomială a părții cvasiliniar e a diagramei de fluaj

𝜀 n=𝐴∗𝑛B sau 𝑙𝑜𝑔𝜀n=𝑙𝑜𝑔𝐴+𝐵∗log𝑛 [III.6.2.6.9]

unde: 𝜀𝑛 deformația axială cumulata a epruvetei după n aplicări ale încărcării, în %; și B este puterea ajustării polinomiale prin metodă celor mai mici pătrate sau panta ajustării liniar e prin metodă celui mai mic pătrat al valorilor log n în funcție de log n.

Deformația permanentă calculată după 1000 cicluri.

Aceasta deformație se calculează cu relația:

𝜀1000, cala=𝐴∗1000B [III.6.2.6.10]

Prelucrarea rezultatelor la fluaj ținând cont de cele două metode folosite, se poate afirma că prima metodă este mai simplă, dar are dezavantajul unei slabe reprezentări ale curbei de fluaj, deoarece nu există nici o porțiune de curba cu pantă constantă. A doua metodă are avantaj datorită reprezentării în care se poate observa o porțiune liniară a curbei.

Încercarea de ornieraj (conform SR EN 12697-22 +A1, 2008)

Se compune din trecerea repetată la o anumită temperatură, a unei roți încărcate în vederea identificării adâncimii făgașului care se formează.

Această încercare se realizează cu ajutorul următoarelor echipamente /16/:

– dispozitive mici;

– dispozitive mari;

– dispozitive foarte mari.

Pentru încercările de ornieraj efectuate în lucrarea de cerecetare, cu scopul analizării modului de producere a fenomenului de făgășuire am utilizat următoarele echipamente din cadrul Laboratorului de Drumuri ale Facultății de Constructii din cadrul Universități Tehnice din Cluj-Napoca:

dispozitive mici

Procedeul B în aer

Panta de făgășuire în aer (WTSAIR) – în milimetrii pe 103 cicluri de încărcare

[III.6.2.6.11]

Unde: WTSAIR – reprezintă panta de făgășuire, exprimată în mm pentru un număr de 103 cicluri de încarcare;

d5000, d 10000: adâncimea făgașului după 5000 cicluri de încărcare și 10000 de cicluri de încărcare, în mm.

Adâncimea medie a făgașului exprimată în procente, PRDAIR, în aer – reprezintă media

proporțională a făgașului pentru două (sau mai multe) probe.

Pentru dispozitivele mici mai există două proceduri de realizare a încercării, respectiv în Procedeul B apă și Procedeul A, dar care nu le-am utilizat în cadrul tezei mele de doctorat.

III.6.3 Rezistența la oboseală

III.6.3.1 Generalitatii

Rigiditatea mixturii asfaltice, reprezintă balanța comportamentală între comportarea la deformații permanente și comportarea la oboseală a unui strat bituminos în cazul creșterilor de temperatură ambientala. Se pune întrebarea, daca se iau masuri de creștere a performantei mixturii asfaltice la creșteri de temperatură, care ar fi efectul asupra comportării la oboseală.

Întrucât încercările de oboseală sunt consacrate comportării mixturii asfaltice la temperature scazute, este dificil ca echipamentele de studiu complex la efectul de oboseală sa prezinte rezultate interpretabile și la temperaturi ridicate. De aceea, singurul parametru analitic de evaluare la fenomenul de oboseală este evaluarea nivelului rigidității la creșteri de temperatură, cu stabilirea indirecta a reducerii rezistenței la oboseală.

Încercarile reglementate pentru testarea la oboseală, se pot utiliza în situatia colaterala, în care epruveta este supusa la teste de deformații permanente la creșteri de temperatură și ulterior, dupa răcirea la temperaturile indicate pentru utilizarea testelor de oboseală, sa fie supuse și acestui tip de încercare.

Reducerea performantei la oboseală prin aplicarea soluțiilor de optimizare a comportării mixturii asfaltice la creșteri de temperatură, se poate face prin indici calitativi de performanță, rezultați din raportarea valorii obtinute la testul de oboseală a epruvetei solicitate la cicluri de deformație permanentă, la valoarea obținută pentru aceiasi rețeta, dar supusă numai la ciclul de oboseală, conform metodei uzuale de încercare de laborator.

Atât rezistenta la oboseală cât și fenomenul de făgășuire au influență mare asupra comporamentului mixturilor asfaltice, o diferență între cele două fenomene descrise putem să observăm în figură III.6.3.1.1, în care /55/:

reprezintă tensiunea din solicitări de întindere;

reprezintă compresiunea:

Figura III.6.3.1.1 Diferența dintre rezistenta la oboseală și deformațiile permanente (fagasuiri) /55/

În timpul repetării încărcărilor dinamice, o cantitate de energie este acumulată în material.

Parte din energia acumulată este păstrată în material și disipată în momentul îndepărtării încărcării.

A fost general acceptat faptul că oboseală este un proces manifestat prin cumularea de degradări iar una dintre cauzele principale care contribuie la apariția acesteia este fisurarea structurilor rutiere.

Abordarea tradițională privind oboseală presupune că degradarea intervine într-o anumită structură rutieră tot datorită încărcărilor dinamice repetate care conduc la cedarea structurii prin oboseală.

Numărul cedărilor din oboseală este egal cu durata de viață la oboseală și poate fi determinat bazându-se pe valoarea încărcărilor, întinderilor concentrate la fibra întinsa a straturilor asfaltice, precum și datorita energiei înmagazinate în perioada normată de funcționare a stratului asfaltic /56/.

Ghuzlan K.A. (2001) a enunțat că abordarea privind energia poate fi utilizată pentru a fi prezis comportamentul mixturilor asfaltice privind cedarea la oboseală.

Cedarea prin oboseală este strâns legată cu cantitatea de energie disipată în timpul testării. Mai mulți cercetători au utilizat modele dependente de energie pentru a prezice cedarea prin oboseală a mixturilor asfaltice. Aceste modele sunt considerate cele mai corecte pentru mixturile asfaltice deoarece energia disipată poate fi utilizată pentru explicarea diminuării proprietăților mecanice cum ar fi rigiditatea la încovoiere /57/.

Și cercetătorul Cheng (2002) a explicat că cedarea prin oboseală a materialelor vâscoelastice se poate datora energiei acumulate sau energiei disipate.

Echilibrul între energia acumulată și cea disipată este influențată de proprietățile reologice ale mixturii, binderului, precum și de temperatură, frecvență și încărcare. Dezvoltarea și acumularea degradărilor pot fi evaluate în termenii de energie disipată și număr de încercări /58/.

Durata de viață a mixturii asfaltice supuse la oboseală reprezintă numărul ciclurilor de încărcare pentru care modulul inițial scade cu 50% (durata de serviciu) și numărul repetărilor încărcărilor ce au condus la ruperea completă a mixturii asfaltice (durata de rupere). Astfel există două stadii în care poate fi împărțită durata de viață la oboseală respectiv, durata de viață până la prima apariție a unei fisuri și durata de viață de la momentul apariției primei fisuri până la ruperea completă a mixturii asfaltice /38/.

Figura III.6.3.1.2 Durata de viață la oboseală /38/

Cedarea prin oboseală datorată fisurării necesită ruperea mecanică a mixturii asfaltice încercate. Doi parametrii importanți au fost obținuți în urma testelor de încercare la cedare prin oboseală datorită fisurării, respectiv energia de rupere, respectiv rezistența la fisurare. În mecanica ruperii discutăm de 3 faze principale /56/:

Faza de fisurări inițiale;

Faza de creștere stabilizată a fisurării;

Faza de propagare instabilă a fisurărilor.

Figura III.6.3.1.3 Inițializarea fisurii

Figura III.6.3.1.4 Propagarea fisurii /56/

Daca privim figurile de mai sus care expliciteaza mecanica fisurării din oboseală si le comparăm cu cele prezentate anterior în acest capitol, pentru explicitarea dezvoltării deformațiilor permanente la temperaturi ridicate, putem constata zone cu concentratori de eforturi în sectiunea transversal a drumului la marginea urmei rotilor

Straturile asfaltice ale structurii rutiere suportă deformații sub forma de refulari laterale urmei pneului în cazul în care traficul intens si greu se suprapune peste o temperature ridicată a mediului înconjurator. În acest caz, deformația sub forma de făgaș a straturilor asfaltice, poate fi însotita și de apariția de fisuri și crăpături ca urmare a depașirii rezistențelor capabile la rupere din efecte de forfecare a straturilor bituminoase, datorate solicitărilor din traficul rutier, parte dintre ele fiind atribuite fenomenului de oboseală

IV.6.3.2 Factorii care afectează performanțele rezistenței la oboseală:

Factorii care afectează comportamentul la oboseală al mixturilor asfaltice se referă atât la caracteristicile care afectează rigiditatea la încovoiere (volum de goluri, tip de liant, grosimea și proprietățile reologice ale terenului, tipul de agregate și dimensiunile acestora), precum și metodă de încercare, modul de încărcare și condițiile acestora (magnitudinea și frecvența de încărcare sau solicitarea parametrilor în timpul testului, perioada de repaos dintre încărcări succesive, temperatură, etc.) /59/, /60/.

Cedarea din oboseală poate fi de mai multe tipuri, în funcție de cauzele care au determinat acest fenomen să apară, după cum urmează în tabelul III.6.3.2.1

Tabel III.6.3.2.1 Cauze și factori de atenuare a fenomenului de oboseală în mixturile asfaltice flexibile /33/

Pe plan internațional pentru a caracteriza performanțele la oboseală ale mixturilor asfaltice se folosesc metode de încercare în laborator diferite de la o țară la alta, însă acestea se pot grupa în trei mari categori: încercări la încovoiere (în 2, 3 sau 4 puncte), încercări la întindere (directă sau indirectă) și încercări de forfecare /61/, /26/.

Efectul temperaturii ridicate asupra oboselii mixturilor asfaltice

Fenomenul de oboseală este influențat atât de temperaturile scăzute cât și de temperaturile ridicate, asa cum se va prezenta în continuare.

Pell (1963) a efectuat studii pentru determinarea oboselii mixturilor asfaltice care sunt ilustrate în figura următoare ce au cuprins teste efectuate între temperaturile de –9.5°C și 40°C a rezultat faptul ca rezistența la oboseală pentru un nivel dat de deformație crește odata cu temperatură /62/.

Figura IV.6.3.2.1 Diagrama oboselii manifestată sub deformație constantă /63/

Deacon a definit temperatură critica ca fiind temperatură din teren pentru care apar cele mai multe probleme. A descoperit ca mai mult de 40% din fenomenul de oboseală apare la circa 5°C în jurul temperaturii critice. Deacon recomanda o gamă adecvată de temperaturi în jurul a15°…30°C pentru încercarea de oboseală în laborator, în timp ce temperatură pentru încercarea deformațiilor permanente în laborator este recomandata a fi între 30°C și 45°C. /64/

Cercetatorii Hofstra și Valkering în urma studiului efectuat în anul 1972 au concluzionat că „Teoria elasticității poate fi utilizată pentru descrierea comportării structurilor rutiere flexibile ce suportă solicitări din deplasarea roților chiar și la temperaturi ridicate care sunt posibil a fi produse și pe teren în structurile rutiere”. Au măsurat eforturile și deformațiile datorate încărcării

produse de o roată în mișcare utilizată într-un teste de laborator și compararea rezultatelor obținute cu rezultatele teoretice ale programului sofware BISTRO. Temperaturile structurilor rutiere au variat între 200C și 600C /65/.

În Portugalia s-a studiat performanta duratei de viață la oboseală a mixturilor asfaltice la diferite temperaturi (figura III.6.3.2.2). Încercările au fost făcute conform AASHTO TP 8-94, toate încercările efectuate au fost la 10 Hz și patru temperaturi diferite, precum -5°C, 5°C, 15°C respectiv 25°C /66/.

Figura III.6.3.2.2 Durata de viață la oboseală a unei mixturi convenționale /66/

Această lucrare prezintă răspunsul la fenomenul de oboseală al mixturii asfaltice, la temperaturi diferite, a unei mixturi asfaltice convenționale, intens utilizată în Portugalia. Aceste evaluări au demonstrat că până la o valoare sigură, durata de viață la oboseală descrește când temperatură scade și după acea valoare, durata de viață la oboseală crește când temperatura de încercare descrește.

În anul 1972 Raithby si Sterling au efectuat încercare la oboseală prin aplicarea de cicluri de întindere directă cu efort constant pe probe cilindrice prin încărcări sinusoidale și utlizarea a unor temperaturi de 10°C, 25°C la 45°C.

În urma studiului efectuat, au ajuns la concluzia că durata de viață este influențată considerabil de temperaturile înregistrate în structura rutieră, aceasta putând varia de 5-6 ori, între temperatură de 10°C, 25°C față de cea de 45°C /67/.

Câteva din concluziile rezultate în urma utilizării programului SHRP precum și a metodei de proiectare Shell, au indicat un fenomen identic. Pentru explicarea fenomenului identificat, a fost efectuat o lucrare de cercetare de către Minhoto (2009) ce a prezentat încercările preliminare ce sunt efectuate pentru determinarea temperaturii în proba în momentul efectuării încercării cu scopul verificării consistenței încercării. După efectuarea acestor încercări, s-a ajuns la concluzia că există diferențe majore între temperatură din interiorul probei și temperatura echipamentului de încercare.

Aceste diferențe au evidențiat necesitatea investigării amănunțite a câtorva aspecte, cum ar fi modul în care difențele de temperaturi observate în probă poate afecta rezultatele duratei de viață la oboseală și poate influența caracterizarea evoluției stării termice ale probelor în timpul încercărilor /68/.

CAPITOLUL IV. STUDIUL EXPERIMENTAL

IV.1 Programarea studiilor de laborator privind comportarea mixturilor asfaltice la creșteri de temperatură asimilată sezonului cald

Principalele etape ale cercetării au fost programate astfel:

ETAPĂ 1: Analiza influenței caracteristicilor fizico-mecanice, prin încercari statice, ale constituienților materiali aferenți stratului asfaltic de uzură, prin raportare la creșteri de temperatură:

Aceasta etapă prezintă urmatoarele încercari clasice de laborator efectuate în cadrul Laboratorului de Drumuri CFDP-UTCN cât și în Laboratorul SC DIFERIT SRL CLUJ NAPOCA asupra mai multor tipuri de mixtura asfaltica:

– urmărind caracteristicile mixturilor (BA12.5, BA16, BAD 20) funcție de scheletul mineral al acestora la temperaturi ridicate (400C, 600C, 700C);

– analizând caracteristicile mixturii asfaltice (BA12.5) când sunt utilizate diferite tipuri de bitum (35/50, 50/70) la temperaturi ridicate (400C, 600C, 700C);

– analizând caracteristicile mixturii asfaltice (BA 16) pentru doua tipuri diferite de filer (calcar și creta) la temperaturi ridicate (400C, 600C, 700C);

– comparând caracteristicele fizico-mecanice a doua tipuri de mixturi asfaltice, una clasica (BA16) și una imbunătățită prin adaos de fibre (MASF16) la temperaturi ridicate (400C, 600C, 700C);

Aceasta comportare a mixturii asfaltice în raport cu creșterea temperaturii, face obiectul cercetări de laborator, care se detaliază în cadrul acestei lucrari, dupa cum urmeaza:

Analiza compozitiei granulometrice ca și schelet mineral, asupra comportării unei mixturi asfaltice la temperaturi ridicate (700C):

În acesta etapă de studiu, s-a cercetat influența compozitiei scheletului mineral și în aceasta situație s-au luat spre analiza comparativa o mixtura asfaltica tip BA 12,5, deci cu o granulație mai fina și implicit un volum de goluri mai redus, o mixtura asfaltica tip BA 16 cu o granulație mare și volum de goluri mare, precum si o mixtura BAD 25 cu o granulație mai mare și cu volum de goluri mai mare, care temporar poate fi utilizata ca îmbracăminte la drumuri cu trafic redus pentru a pune în evidență scheletul mineral în compozitia mixturii asfaltice, raportabil la creșterile de temperatură.

Comportarea unei mixturi asfaltice la creșteri de temperatură în functie de caracteristicile liantului bituminos:

Cercetările efectuate în cadrul acestei lucrari au condus la obținerea de informații prin determinari efectuate pe acelasi tip de mixtura asfaltica (BA 12,5), dar cu doua tipuri diferite de bitum: bitum de consistenta plastica 50/70 respectiv bitum dur 35/50, înglobate separat în componența mixturii asfaltice.

Comportarea mixturii asfaltice la temperaturi ridicate în functie de tipul de filer

Studiul experimental privind acest parametru a fost efectuat asupra aceleiași rețete de mixtura asfaltică tip BA 16,dar cu doua tipuri diferite de filer (filer de calcar, respectiv filer de creta) însa cu acelasi procent utilizat în compozitia mixturii asfaltice.

Comportarea mixturi asfaltice la temperaturi ridicate în funcție de adaosul de fibre

Comparația dintre mixturile asfaltice BA 16 și MASF 16 s-a realizat datorită faptului ca amandoua au dimensiunea maxima a agregatului de 16 mm și astfel s-a putut determina influența fibrelor în comportarea mixturilor asfaltice la temperaturi ridicate, urmărind posibilitatea imbunatațirii performanței mixturii asfaltice la creșteri de temperatură, în cazul utilizării de adaosuri de tip fibre.

ETAPĂ 2: Studii de performanța ale imbrăcăminților rutiere asfaltice efectuate în laborator prin teste complexe de evaluare

În aceasta etapă când s-a urmarit analiza comportamentala a mixturilor asfaltice la creșteri de temperatură, utilizând echipamente capabile de a înregistra variatia caracteristicilor fizico-mecanice la nivel structural, în vederea stabilirii parametrilor de performanță care influențează nivelul de serviciu al imbrăcăminților asfaltice în perioada normată de funcționare, în cazul creșterilor de temperatură asimilate mediului ambiental, respectiv variațiilor sezoniere de temperatură. Acest concept, presupune testarea rezistenței la făgășuire vara la temperaturi ridicate.

Prin studiul experimental efectuat, s-a descoperit că în urma proiectării în laborator a mai multor tipuri de mixtura asfaltică, soluția optimă care îndeplinește toate condițiile structural posibile de comportare la temperaturi ridicate la mixturi bituminoase (din punct de vedere al scheletului mineral, al tipului de bitum, filer și adaos de fibre pentru armarea structural a mixturii, precum și al caracteristicilor și proprietaților obtinute în urma încercărilor de laborator), a fost o mixtura de tipul MAS 16 cu bitum dur.

Cu scopul de a identifica o rețeta de mixtura asfaltică optimă din punct de vedere al creșterilor de temperatură predeterminată, în aceasta etapă s-au proiectat în laborator 5 rețete diferite pentru tipul de mixtura MAS16 cu bitum uzual, apoi, în funcție de rezultatele obținute în urma încercarilor fizico-mecanice efectuate în laborator asupra acestora, s-a obținut rețeta care îndeplinește condițiile din normativele în vigoare și are și performanța la scopul propus de lucrarea de disertatie.

Față de rețeta optimă de referința unde a fost utilizat bitum 50/70, a fost schimbat tipul de bitumul în tipul 35/50, respective un bitum dur, iar pentru evaluarea performanțelor la rigiditate ale acestora, au fost efectuate încercari de întindere indirectă pe probe cilindrice și ale rezistenței la deformații permanente prin efectuarea încercărilor de fluaj dinamic pe probe confecționate cu ajutorul echipamentului giratoriu precum și încercări de ornieraj cu ajutorul compactorului cu role. La toate tipurile de încercări efectuate, temperaturile de încercare au fost diferite variind de la 00C la 700C.

Etapă 1

IV.2 Analiza influenței caracteristicilor fizico-mecanice ale constituienților materialelor aferente stratului asfaltic de uzură, prin raportarea la creșteri de temperatură

Am efectuat un studiu comparativ de rețetă la nivelul analizei clasice prin testul Marshall (Figura IV.2.1), pentru a evalua a stabilitatea structurală și indicele de fluaj (Figura IV.2.2), în vederea identificării nivelelor de performantă la diverse tipuri de mixturi asfaltice în raport cu variația temperaturii de exploatare asimilate condițiilor de mediu și pentru trasarea direcțiilor viitoare de cercetare necesare continuării programului experimental.

Figura V.2.1 Aparatul Marshall

Figura V.2.2 Stabilitatea Marshall și fluajul /54/

Pentru identificarea în laborator a rețetei optime a mixturii asfaltice din punctul de vedere al stabilității structurale la creșteri de temperatură predeterminate, am inițiat studii de cercetare prin Metodă Marshall, analizând urmatoarele etape:

IV.2.1. Influența scheletului mineral asupra comportării mixturii asfaltice la creșteri de temperatură

Pornind de la considerentele declarate în tema lucrari de disertatie, am început programul experimental prin a cerceta similitudini de rețeta a scheletului mineral, existent în reglementri tehnice in vigoare.

În cadrul lucrari de disertatie, s-au utilizat urmatoarele materiale pentru confecționarea mixturilor asfaltice studiate în laborator pentru analiza comportării la creștere de temperaturi: criblura și nisip de concasaj de la cariera Revarsarea, nisip natural de la cariera Revarsarea și filer de calcar de la Holcim, iar bitumul este bitum D50/70 NIS Serbia. Astfel, am stabilit curba de granulozitate în functie de granulozitatea agregatelor, a nisipului natural și a filerului, ținând cont de prevederile din SR 174/1:2009 privind rețeta mixturii asfaltice BA 12,5.

Zona granulometrica a mixturilor asfaltice pentru BA 12,5. Analizată prin similitudine între prevederile tehnice din România și cele din Siria, sunt înregistrate în tabelul urmator /75/, /83/:

Tabelul IV.2.1.1 Zona granulometrica a mixturilor asfaltice pentru BA 12,5

Figura IV.2.1.1 Proiectarea curbei granulometrica pentru mixtura asfaltica BA12,5

Pentru zona granulometrica aferenta scheletului mineral, s-a luat în considerare o curba mai apropiată de limita inferioară, tocmai pentru a pune în valoare un procent de 60% agregat mai grosier în cadrul unei curbe etalate, posibil a avea o comportare mai bună la creșteri de temperatură, ținând cont de recomandari din literatura de specialitate, studiată în prima parte a lucrari de disertatie.

În continuare prezint rețetele de agregate minerale evaluate în studiu pentru scheletul mineral proiectat pentru varianta BA12,5 și varianta BA 16, folosita în mod uzual la îmbrăcăminți asfaltice.

Tabelul IV.2.1.2 Rețeta mixtura BA 12,5

Pentru aceiași pondere a agregatului grosier, considerat cu dimensiunea granule de peste 2

(sub 2 mm este nisip), s-a analizat și cazul unui beton asfaltic la care dimensiunea maxima a granule este de 16 mm.

Tabelul IV.2.1.3 Rețeta mixtura BA 16

Se poate constata faptul ca la cele doua rețete, criblura de împănare 4/8 este identica ca și dozaj, criblura mare a scheletului mineral fiind proporțional cu dimensiunea maxima a granule.

Figura IV.2.1.2 Curba granulometrica mixtura asfaltica BA16

Diferentele majore de circa 10%, apar la nisipul de concasaj, ceea ce presupune că la BA 12,5 s-a obținut o structură cu un volum de goluri mai mic în cazul acestei mixturi față de cea a mixturii BA16. Aceasta observație conduce la presupunerea ca în cazul BA12,5, s-a obținut o stuctură a scheletului mineral mai compactă decât la BA16, ceea ce poate conduce la previziunea ca mixtura BA12,5, va oferi o structură asfaltică mai stabilă structural, decât cea a rețetei cu BA16, dar la deformații permanente rețeta BA16 este mai stabilă decât rețeta BA12,5.

Pentru a avea o imagine asupra influenței scheletului mineral cu granulație grosiera, s-a analizat în cadrul programului experimental al lucrari de disertatie și un BAD25

Tabelul IV.2.1.4 Rețeta mixturii asfaltice BAD 25

Figura IV.2.1.4 Curba granulometrică BAD 25

La aceasta curbă granulometrică (figura IV.2.1.4) aleasă pentru analiza, se poate constata un procent de agregate grosiere cu limita superioară de 25 mm, în conținut de 70%.

În urmatoarea faza, s-a programat realizarea de studii experimentale comparative prin teste de laborator, pentru a vedea daca aceste observații obținute prin analiza scheletului mineral, influențează comportarea mixturilor asfaltice la creșteri de temperatură asimilate mediului Ambiental.

Astfel, s-au realizat probe Marshall, la care s-au evaluat caracteristicile fizico-mecanice, asa cum este prezentat în tabelul V.2.1.5

Tabelul V.2.1.5 Caracteristici fizico-mecanice BA 12,5, BA 16 și BAD 25

S-au făcut încercări Marshall la temperatură de 400C, 600C, respectiv 700C și s-a urmărit evoluția stabilității în funcție de temperatura de încercare a probelor a fiecărui tip de mixtură asfaltică studiată, iar reprezentarea grafică se poate observă în figura IV.2.1.5.

Figura IV.2.1.5 Stabilitatea în funcție de temperatură și schelet mineral

Se poate observa că la 400C, stabilitatea Marshall scade cu câte 4 kN pe măsură ce granulatia scheletului mineral crește, iar dozajul de bitum scade, deoarece suprafață specifică a agregatelor scade. La 700C, stabilitatea structurala Marshall, scade cu 2kN de la BA 12,5 la BA 16, iar de la BA16 la BAD25 cu 2,5kN, ceea ce poate conduce la concluzia că deși creșterea temperaturii nu influențează agregatul, structura mai deschisă, deci cu volum de goluri mare (BAD25), conduce la reducerea stabilității structurale, deci la deformații permanente importante.

Asa cum s-a prezentat în prima parte a lucrari de disertatie, am constat că variația granulară a scheletului mineral nu este influențată de creșterea temperaturii mixturii asfaltice, respectiv legea de evoluție a caracteristicilor de stabilitate structural evaluate cu metodă calitativă Marshall, nu pune în evidență tendințe comportamentale diferite, pe măsura creșterii ponderii agregatului mare. Totuși, se poate remarca o creștere a pantei diagramei de fluaj între temperaturile de 60 și 700C, pentru BAD25, față de BA16, care se poate datora lunecărilor intergranulare în cazul agregatului grosier. Facând o comparatie și între BA12,5 și BA16, se poate constata aceiasi creștere de panta a curbei de fluaj la BA12,5, aici efectul datorandu-se dozajului de liant mai mare, corespunzator unei granulații mai fine, datorita suprafeței specifice mai mari la o compoziție mai fină de agregate.

Mai mult, dupa ce am evaluat stabilitatea mixturilor asfaltice, s-a studiat și comportarea indicelui de curgere, iar reprezentarea grafică a acestuia în funcție de temperatură și de tipul de mixtura utilizat se poate observa în figura IV.2.1.5.

Figura IV.2.1.5 Indicele de curgere în funcție de temperatură și schelet mineral

De remarcat este faptul ca o mixtura asfaltică cu granulația mai fină, cum este BA12,5, are o comportare mai buna la stabilitate, față de BA16, în timp ce indicele de fluaj ca imagine a deformațiilor permanente, se inversează ca performanță, respectiv este mai mic în cazul BA16 față de BA12,5.

În acest caz, la creșteri de temperatură, se poate aprecia ca BA12,5, deși are o structură materială mai compactă cu o absorbție de apa de 1,1%, are o comportare la deformații permanente mai redusa decat BA16, care are o absorbție de apa de 1,9% care este aferent unui volum de goluri mai mare.

IV.2.2. Influența filerului asupra comportării mixturii asfaltice la creșteri de temperatură

S-au efectuat încercări ce constau în determinarea densitații, a absorbtiei de apa, a indicelui de curgere și a stabilității mixturii asfaltice BA16 ținând cont de tipul de filer respectiv de calcar și de cretă, iar rezultatele obținute se pot observa în tabelul IV.2.2.1.

Tabelul IV.2.2.1 Caracteristici fizice BA16 cu filer calcar și filer cretă

Dupa aceasta etapă, mixtura asfaltica BA16 cu filer de calcar și cu filer de cretă a fost supusa încercării Marshall la 400C, 600C și 700C.

În funcție de aceste determinări s-a putut evalua evoluția stabilității și a indicelui de curgere în funcție de temperatură la care s-a efectuat încercarea și în funcție de tipul de filer, iar reprezentarea grafică a acestor rezultate se poate observa în figurile IV.2.2.1, IV.2.2.2.

Figura IV.2.2.1 Evoluția stabilității în funcție de temperatură și tipul de filer

Se poate constata faptul ca în cazul filerului de cretă, care are o caracteristică de absorbtie mai mica de 1,65 față de cel de calcar care are 1,9, stabilitatea Marshall este mai buna la filerul de calcar.

Însă, absorbția mai redusa a filerului de cretă, conduce la deformații permanente mai mari anlizand indicele de fluaj. Aceasta comportare, poate fi explicate prin faptul ca bitumul absorbit la suprafață granule de filer de cretă, conduce la efecte suplimentare de lunecare pe suprafață granulelor din structura materială a mixturii asfaltice.

Figura IV.2.2.2 Evoluția indicelui de curgere în funcție de temperatură și tipul de filer

Aceste diagrame pun în evidentă importanta naturii filerului, unde în cazul filerului de calcar se obține o stabilitate structurala mai mare a mixturii asfaltice decat la cea cu filer de cretă, precum și o comportare mai bună la deformația de fluaj, printr-un indice mai mic obținut la mixtura cu filer de calcar, datorită afinitații mai intense a liantului bituminous la acest tip de filer față de cel de cretă.

IV.2.3 Influența tipului de bitum asupra comportării mixturii asfaltice la creșteri de temperatură

Proiectarea rețetelor mixturilor asfaltice, precum și încercările efectuate asupra acestora s-au împărțit în două parți și anume: pentru bitumul 50/70 au fost efectuate în cadrul Laboratorului de Drumuri CFDP al Universitatii Tehnice din Cluj Napoca, iar pentru bitumul 35/50 au fost efectuate în cadrul laboratorului SC Diferit SRL Cluj Napoca.

Bitumurile utilizate în acest studiu sunt cele prezentate în tabelul IV.2.3.1, dupa cum urmeaza:

Tabelul IV.2.3.1 Caracteristici bitumuri 35/50 respectiv 50/70

Epruvetele au fost compactate prin aplicarea celor 50 de lovituri pe fiecare față.

Figura IV.2.3.1 Malaxor și aparat Marshall

Pe probele confecționate s-au facut determinări pentru evaluarea caracteristicilor fizice ale mixturii asfaltice și s-au obținut următoarele rezultate, prezentate în tabelul IV.2.3.2 de mai jos:

Tabelul IV.2.3.2 Caracteristici fizice BA 12,5 /69/,//70/

Dupa aceste evaluări s-au studiat caracteristicile mecanice ale acelorași rețete de mixtura asfaltică la variație de temperatură (începând cu temperatură de 400C, continuând cu 600C și cu 700C) rezultatele obținute sunt reprezentate în figurile IV.2.3.2 și IV.2.3.3.

Figura IV.2.3.2 Evoluția stabilității BA12,5 în funcție de temperatură și tip bitum

Se poate constata că în cazul creșterii consistenței bitumului (bitumuri dure), crește stabilitatea Marshall și scade și indicele de Fluaj, ceea ce înseamnă o comportare mai bună în cazul creșterilor de temperatură.

Figura IV.2.3.3 Evoluția indicelui de curgere în funcție de temperatură si tip de bitum

În acest paragraf, s-a pus în evidență importanta consistenței bitumului asupra creșterii de temperatură a mixturii asfaltice și s-au obținut, așa cum era de așteptat, o comportare mai buna la fluaj și stabilitate structurală evaluate cu metodă Marshall, în cazul mixturii asfaltice cu bitum dur.

IV.2.4. Influența utilizării fibrelor asupra comportării mixturii asfaltice la creșteri de temperatură

Pentru a studia influența fibrelor în comportarea mixturilor asfaltice s-au studiat doua tipuri de mixtura asfaltica MAS16 precum și BA16.

Rețeta MAS16 precum și curba granulometrică aferentă pot fi observate în tabelul IV.2.4.1 și diagrama IV.2.4.1, dupa cum urmează:

Tabelul IV.2.4.1 Rețeta MAS16

Figura IV.2.4.1 Curba granulometrică MAS16

Dupa determinarea rețetei s-au efectuat încercări ce constau în determinarea densității, a absorbției de apă, a indicelui de curgere și a stabilității mixturii asfaltice pentru BA16 și MAS16 ținând cont de compozitia fibrelor în mixtura asfaltică, iar rezultatele obținute se pot observa în tabelul IV.2.4.2.

Tabelul IV.2.4.2 Rezultate obținute pentru BA 16 și MAS 16

Figura IV.2.4.2 Evoluția stabilității Marshall în funcție de temperatură și tip mixtură

Figura IV.2.4.3 Evoluția indicelui de curgere în funcție de temperatură și tip mixtură

Din analiza acestor diagrame, se poate constata faptul că dacă se utilizează și armarea structurala a mixturii asfaltice cu fibre, se obține un spor de stabilitate structurală și o comportare mai bună la deformații din fluaj în cazul creșterilor de temperatură la mixtura care folosește același tip de bitum.

Concluzii parțiale ale Etapei 1 de cercetare prin studii de stabilitate structural prin metodă Marshall

Analizând ca și concluzii preliminarii la această fază de cercetare rezultatele obținute prin studii de stabilitate structurală prin Metodă Marshall, în faza de analiză în laborator a rețetei optime în laborator, se pot face interpretări de performanță în funcție de parametrii luați în cercetarea experimentală, respectiv:

Influența granulației scheletului mineral;

Influența tipului de filer;

Influența utilizării fibrelor;

Influența tipului de bitum din punct de vedere al consistenței, după cum urmează:

Tabelul IV.2.5.1 Evoluția stabilității și indicelui de curgere pentru mixtura BAD25 la diferite temperaturi

În cazul unui schelet mineral grosier se vede ca la o scădere a temperaturii de la 600C la 40°C, crește stabilitatea Marshall cu un coeficient CPS = 81% datorită practic rigidificării bitumului. Diferente semnificative apar la variația indicelui de fluaj ca și imagine a deformabilității mixturii asfaltice, care prin creșterea temperaturii de la 600C la 700C, indicele de fluaj crește, deci crește deformația plastică practic cu un coeficient CPF = [7.75-5.85]/5.85=0.32, respectiv cu circa 32%, în timp ce stabilitatea structurala scade cu CPS = 12%. Fenomenul se poate explicita prin faptul ca pe măsură ce crește temperatura în structura asfaltică, apar alunecări la interfață granulelor mari, producându-se creșteri de deformații permanente.

Tabelul IV.2.5.2 Evoluția stabilității și indicelui de curgere pentru mixtură BA 16 la diferite temperaturi

Pentru un schelet mineral cu granulația sub 16 mm, cu filer tot de calcar, apar diferențe nesemnificative față de BAD25. Diferențe apar la variația indicelui de fluaj ca și imagine a deformabiltății mixturii asfaltice, care prin creșterea temperaturii de la 600C la 700C, indicele de fluaj crește practic cu un coeficient = [3.9-2.9]/2.9 = 0.34 cu circa 34%, care pentru stabilitatea structurală scade cu CPS = 8%.

În cazul unui schelet mineral mai fin, cu granula max.12.5 mm, se vede ca la o scădere a temperaturii de la 600C la 400C, crește stabilitatea Marshall cu CPS = 96% datorită practic rigidificării bitumului, conform tabelul IV.2.5.3.

Tabelul IV.2.5.3 Evoluția stabilității și indicelui de curgere pentru mixtura BA12.5 la diferite temperaturi

Din tabelul de mai sus, se poate observa faptul ca performanta comportamentală a îmbrăcăminții asfaltice la 700C, determinată prin Testul Marshall, scade la parametrul stabilitate cu CPS = 6%, iar la indicele de fluaj apare o scădere de CPF = 16%, față de temperatură de încercare standard de 600C.

Se poate concluziona ca scheletul mineral influențează foarte mult performantele mixturilor asfaltice studiate în funcție de temperatură, atat din punct de vedere al stabilității obținându-se rezultatele optime pentru mixtura BA 12,5 deoarece aceasta mixtura a prezentat un schelet mineral mai rezistent datorită volumului de goluri mai mic, dar și din punct de vedere al indicelui de curgere se obțin rezultate optime pentru mixtura asfaltica BA16 deoarece a prezentat cel mai rezistent schelet mineral la deformare și acest lucru se explica prin faptul ca scheletul mineral a avut un volum de goluri potrivit.

În cazul în care se trece și la modificarea consistenței bitumului de la un bitum tip 50/70 la unul de tip 35/50, apar rezultatele din tabelul IV.2.5.4:

Tabelul IV.2.5.4 Evoluția stabilității și indicelui de curgere pentru mixtura BA12.5 cu bitum dur la diferite temperaturi

*Bitum dur 35/50

Din tabelul de mai sus, în cazul BA12.5 cu bitum 35/50, se poate observa ca la o scadere temperaturii de la 600C la 400C, creste stabilitatea Marshall cu un coeficient CPS= 71% datorita practic rigidificarii bitumului. Dar la creșterea temperaturii de la 600C la 700C, îndicele de fluaj creste practic cu un coeficient CPF = 20%, care pentru stabilitatea structurala scade cu CPS = 11%.

În urma rezultatelor obținute s-a demonstrat ca mixtura BA 12.5 cu bitum dur are o comportare mai bună atât la stabilitate (la temperatură de 700C este îmbunătațită cu 18%) cât și la indicele de curgere (la temperatură de 700C este imbunătățită cu 10%) și se poate explica prin faptul ca bitumul dur are o susceptibilitate scazută la temperaturi ridicate cu scopul de a nu se înmuia (tabelul IV.2.5.4).

Tabelul IV.2.5.5 Evoluția stabilității și indicelui de curgere pentru mixtura BA 16 cu filer de creta la diferite temperaturi

**Filer de creta

Pentru un schelet mineral cu granulatia sub 16 mm (tabelul V.2.5.5), cu filer de cretă, performanta stabilității la temperatură 700C scade cu un coeficient CPS = 6%, iar performanța indicelui de fluaj scade cu un coeficient CPF = 38%.

Ca și comparație în funcție de tipul de filer utilizat se poate observa ca mixtura BA16 cu filer de calcar are o comportare mai buna atat la stabilitate (la temperatură de 700C este îmbunatățită cu 15,7%) cât și la indicele de curgere (la temperatură de 700C este îmbunătățită cu 9.3%) și se poate explica prin faptul ca urmare absorbției mai mari la filerul de calcar comparativ cu absorbția a filerului de creta datorita faptul ca liantul bituminos cu filer de calcar are un acroșaj mai bun datorită proporției favorabile între bitumul absorbit și cel adsorbit mai bună comparativ cu liantul bituminos cu filer de cretă, la care cantitatea de bitum absorbit este mai mica ca cel adsorbit. În aceste condiții, liantul rămâne în cantitate mai mare pe suprafață particulei de filer, favorizând creșterea indicelui de fluaj

În situatia în care se utilizează mixtura asfaltică cu fibre, se obțin rezultatele din tabelul care urmează, înregistrate pentru MAS16.

Din tabelul IV.2.5.6, se poate observa faptul ca performanța comportamentală a îmbrăcăminții asfaltice la 70 0C, determinată prin Testul Marshall, scade la parametrul stabilitate cu CPS= 7%, iar la indicele de fluaj apare o scădere de CPF = 30%, față de temperatură de încercare standard de 60 0C.

Tabelul IV.2.5.6 Evoluția stabilității și indicelui de curgere pentru mixtura MAS16 la diferite temperaturi

Etapă 2

V.3. Studii de performanță a imbrăcăminților rutiere asfaltice efectuate în laborator prin teste complexe de evaluare

Ținând cont de prima etapă în care s-a demonstrat ca o mixtura MAS16 cu bitum dur reprezintă cea mai bună soluție la temperaturi ridicate și încărcări din trafic, în aceasta etapă s-a studiat proiectarea 3 rețete de mixtura asfaltică MAS16 cu bitum uzual, rolul acestora fiind de a conduce la un rezultat cât mai precis al mixturii afaltice alese în continuarea studiului. Astfel, în urma încercărilor fizico-mecanice de laborator s-au determinat rezultatele obținute și s-a urmărit tipul de mixtura care îndeplinește toate condițiile prevăzute de normative.

Dupa această etapă s-a urmărit evaluarea performanțelor prin încercări dinamice pentru mixtura de tip MAS16 cu bitum uzual (rețeta optimă), apoi s-a studiat aceeași mixtură dar la care s-a utilizat bitum dur, în vederea comparării rezultatelor obținute.

IV.3.1 Proiectarea unei rețete de MAS 16

Materialele componente în compoziția acestor mixturi asfaltice sunt dupa cum urmează: criblura sort 8-16 provine din cariera Tăul Rosu, din Baia Mare, filerul de calcar utilizat este un filer Holcim, de la fabrica Aleșd, bitumul utilizat este un bitum rutier de tip D50/70 Italia, un aditiv pentru sporirea adizivității INTERLENE IN 400-S, precum și fibra Viatop 66 de la Ichi Impex SRL.

Rețetele au fost proiectate atât cu echipamentul Marshall (pentru toate încercările clasice) cât și cu metodă giratorie (pentru toate încercările dinamice efectuate), echipamente prezentate în figura IV.3.1.1, iar în urma evaluărilor efectuate asupra acestora s-a luat în considerare doar rețeta optima /23/, /54/.

Figura IV.3.1.1 Echipament Marshall și Girocompactor

Rețeta amestecului de agregate este prezentata în figura de încadrare a curbei amestecului de agregate în domeniul granulometric (figura V.3.1.2).

Figura IV.3.1.2 Încadrarea curbei amestecului de agregate în domeniul granumometric

Trebuie remarcat fusul granulometric extrem de redus pentru mixtura asfaltică cu fibre ceea ce presupune acordarea unei atenții deosebite la proiectarea rețetei în laborator.

Curba granulometrica a mixturii asfaltice MAS 6 este prezentată și sub forma tabelară, asa cum se poate observa în tabelul IV.3.1.1.

Tabelul V.3.1.1 Curba granulometrică pentru mixtura asfaltica MAS 16

Așa cum s-a precizat și mai sus, în urmă studiului de elaborare a unei rețete optime a mixturii asfaltice MASF16 prin studii de performanță cu încercări complexe de laborator, s-a urmărit comportarea a 3 rețete individuale ale mixturii, diferind procentul de bitum și astfel modificându-se toate proprietățile studiate ale mixturilor asfaltice, dupa cum urmează sa fie prezentat în tabelul IV.3.1.2:

Tabelul IV.3.1.2 Rezultatele încercări fizico-mecanice efectuate pe mai multe variante de rețeta

Tabelul IV.3.1.3 Rețeta nr. 1: bitumul conține 0,3 % aditiv INTERLENE ÎN 400-S

IV.3.2 Teste complexe de laborator pentru evaluarea modului de rigiditate al mixturilor asfaltice

Unul dintre obiectivele avute în vedere la încercările efectuate asupra mixturilor asfaltice a fost acela al determinării modulului de rigiditate, pentru a constata variația acestui parametru în laborator, definitoriu în stabilirea unei rețete optime la o mixtura asfaltică.

Determinarea modulului de rigiditate al mixturilor asfaltice s-a efectuat prin încercare de încovoiere la întindere indirecta (figura IV.3.2.1) pe probe cilindrice, cu ajutorul echipamentului giratoriu, conform SR EN 12697-26, anexa C. Încercarea a fost realizată pe mixtura asfaltica MASF16 cu doua tipuri diferite de bitum 50/70, respective 35/50 la mai multe temperaturi 00C, 100C, 200C, 300C, 400C, pentru a pune în evidență variația rigidității cu variația temperaturii asimilate mediului ambiant, posibil a fi studiata pe acest tip de echipament de laborator.

1. Dispozitiv pneumatic de acționare a încărcării

2. Cadru de oțel pentru încărcare

3. Capsulă dinamometrică

4. Placă superioară de încărcare

5. Epruveta de încercat

6. Reglator traductor

7. Cadru de montare traductor

8. Placă inferioara de încărcare

9. Aliniament traductor pentru dispozitive de strângere

Figura IV.3.2.1 Schemă generală a echipamentului IT-CY /26/

Pe cadrul metalic ce susține traductorii se montează proba de încercat iar întreg ansamblul este montat pe un cadru suport. Presa prin traversa superioară trebuie sa fie pozitionată astfel încat sa ofere un factor de suprafață cuprins între 0,5 și 0,7 pentru încărcare. În cazul în care condițiile de pozitionare nu au fost îndeplinite atât epruveta cât și toate informațiile rezultate din încercare trebuiesc refuzate. Factorul de suprafață are și o valoare recomandata a fi utilizata, respectiv 0,6.

Figura IV.3.2.2 Dispunerea probei în echipamentul IT-CY

Asupra epruvetei sunt aplicate impulsuri de încarcare în numar de cinci cu o durată de 124 ms iar pentru fiecare dintre acestea sunt măsurate și înregistrate conform figurii nr IV.3.2.3, variațiile încărcării aplicate precum și a deformației diametral orizontale cu timpul și este determinat și factorul de suprafață al încărcării. După aplicarea impulsurilor, proba este scoasa din aparat, este rotita cu 900 și se repetă încercarea pentru celalalt diametru.

Figura IV.3.2.3 Înregistrarea celor 5 impulsuri aplicate probei IT-CY

Rezultatele obținute în urma determinărilor de rigiditate efectuate asupra mixturii asfaltice cu cele doua tipuri de bitum, sunt reprezentate în tabelele următoare, dupa cum urmează:

Table IV.3.2.1 Valorile modului de rigiditate în funcție de temperatură pentru MAS16 cu bitum 50/70

În cazul interpretării datelor obținute pe MAS16 cu bitum 50/70, se poate constata ca la o creștere a temperaturii la 400C, modulul de rigiditate al mixturii asfaltice scade cu (16852-1119)/16852×100=93,4%, iar în intervalul de la 30-400C cu (2743-1119)/2743×100= 10%. Prin consecință, scăderea rigiditătii cu creșterea temperaturii fiind dupa o lege exponentiala, conform diagramei din figura IV.3.2.4, se poate constata scăderea rigidității cu gradientul de temperatură la interval predeterminate de 100C, dupa cum urmează:

(16852-9761)/16852×100=42%–––––-de la 0 la 100C

(9761-6089)/9761×100=37,6%––––––de la 10 la 200C

(6089-2743)/6089×100=56%–––––––de la 20 la 300C, deci se poate considera o

medie de circa 49% la fiecare 100C creștere de temperatură.

Daca considerăm panta curbei de scădere a rigidității cu creșterea temperaturii mixturii asfaltice, ca la 400C este spre 0%, apreciind o scădere de 95% a rigidității aferente intervalului de 400C calculate mai sus, se poate anticipa valoarea rigiditatii la creșterea temperaturii mixturii la 700C, care se poate evalua prin extrapolare matematică astfel: 16352×5%=818 MPa.

Table V.3.2.2 Valorile modului de rigiditate în funcție de temperatură pentru MAS16 cu bitum 35/50

Daca luăm în considerație utilizarea bitumului dur 35/50, observăm încă de la început, la temperatura de 00C, o creștere a rigidității de la 16852 MPa obținută pentru bitumul 50/70 la 19694 MPa pentru bitumul 35/50, deci cu:

(19694-16852)/19694×100=14,4%, dar și a rigidității la 400C de la 1119 MPa pentru mixtura cu bitum 50/70 la 1981 MPa, la mixtura asfaltică cu bitum 35/50, ceea ce înseamnă:

(1981-1119)/1981×100=43,5%

Utilizând același algoritm de calcul folosit anterior la MAS16 cu bitum 50/70, la evaluarea rigidității la temperatura de 70oC unde s-a apreciat o rezervă procentuală de numai 5% iar la MAS16 cu bitum 35/50 se poate constata un plus la aceasta rezerva de 5% din diferența de consistența între cele doua tipuri de bitum rezultata la valoarea de 43,5 respectiv 2,18%, dupa cum urmează:

19694x(0,05+0.0218)=1414 MPa

Deci, se poate observa din acest mod de interpretare, rezultat printr-un algoritm de calcul matematic, că se poate conta pe o creștere a rigidității la 70 0C, prin schimbarea tipului de bitum în mixtura asfaltică de la consistența 50/70 la 35/50 (deci mai dur) cu:

(1414-818)/1414×100 =42%, ceea ce nu este de neglijat

Valorile obținute în laborator pentru modulul de rigiditate sunt reprezentate grafic în figurile de mai jos cu nr. IV.3.2.4, IV.3.2.5 respectiv IV.3.2.6:

Figura IV.3.2.4 Variația modului de rigiditate în funcție de temperatură pentru MAS16 cu bitm 50/70

Figura IV.3.2.5 Variația modului de rigiditate în funcție de temperatură pentru MAS16 cu bitum 35/50

Analizând figurile de mai sus (figura IV.3.2.4, figura IV.3.2.5) se poate observa că modulul de rigiditate scade o dată cu creșterea temperaturii, atât pentru mixtura asfaltică MASF 16 cu bitum 50/70 cât și pentru mixtura asfaltică MAS16 CU BITUM 35/50.

Figura IV.3.2.6 Variația modului de rigiditate în funcție de temperatură si tipului de bitum pentru MAS 16

Ca și comparație între performanțele mixturii asfaltice MAS16 cu bitum 35/50 față de mixtura asfaltică MAS16 cu bitum 50/70 se poate afirma ca folosirea bitum 35/50.

Din acest studiu se poate efectua o comparație a rigidității mixturii asfaltice MAS16 cu bitum 35/50 la temperaturi diferite 00C / 100C / 20°C /300C /400C /700C față de mixtura asfaltica MAS16 cu bitum 50/70, de unde rezulta o creștere a modulului de rigiditate obținut pentru utilizarea mixturii asfaltice cu bitum dur de 17%/ 25%/ 31%/ 71%/42%.

IV.3.3. Teste complexe de evaluare a rezistenței la deformații permanente a imbrăcaminților rutiere asfaltice prin încercarea de fluaj dinamic

IV.3.3.1 Evaluarea fluajului dinamic

Determinarea variației fenomenului de fluaj dinamic s-a facut ținând cont de urmatoarele condiții:

temperatură de încercare: 500C, 600C, 700C;

tensiunea verticala aplicată: 250kpa, 300 kPa;

numărul de pulsuri aplicate: 10 000;

presiunea de fretare: 0.8 bar

perioada de condiționare: 120 sec;

frecventa încarcării aplicate: 1 sec. încărcare, 1 sec. descărcare.

Aceste încercări s-au efectuat la temperaturi diferite, pentru fluajul dinamic, plecând de la 500C, 600C și ajungând la 700C (figura IV.3.3.1.1). Aceleași condiții au fost urmărite și pentru evaluarea modulului de fluaj, apoi s-au determinat parametrii la fluaj și astfel s-a stabilit variația deformației permanente în funcție de temperatură.

Figura IV.3.3.1.1 Înregistrarea deformației axiale în funcție de numarul de pulsații

Încercarea de fluaj (figurile IV.3.3.1.2, IV.3.3.1.3) s-a realizat conform normelor românești în vigoare (SR 12697-25/2008) pentru determinarea caracteristicilor fizico-mecanice ale mixturilor asfaltice /27/.

Figura IV.3.3.1.2 Echipament de încercare fluaj dinamic

Figura IV.3.3.1.3 Schema aparatului pentru determinarea fluajului dinamic /27/

1. Piston de încărcare, 2. Proba asfaltică, 3. Inel de cauciuc, 4. Membrana, 5. Pompa de vid

Determinarea rezistenței la deformații permanente (fluaj dinamic) în funcție de variația consistenței bitumului, pentru cele doua tipuri de bitum studiate respectiv 35/50 și 50/70 s-a efectuat ținând cont de condițiile enumerate mai sus, iar raspunsurile obținute aferente diferitelor temperaturi studiate sunt reprezentat în figurile IV.3.3.1.4, IV.3.3.1.5, IV.3.3.1.6, IV.3.3.1.7, IV.3.3.1.8, IV.3.3.1.9, IV.3.3.1.10.

Figura IV.3.3.1.4 Deformatia specifică axială pentru MAS16 cu bitum 50/70, supusa la 250 kpa și la diferite temperaturi

Prin efectuarea unei analize asupra deformațiilor specifice axiale se observă ca o creștere de 10 grade Celsius poate să conducă la depașirea valorilor maxime (20000 microdeformații) admise de normativul în vigoare (AND 605), respectiv de 600C la 700C grade, mixtura MAS16 cu bitum 50/70 nu mai îndeplinește cerințele de calitate necesare punerii în opera. De aceea se justifică aplicarea unor măsuri suplimentare la analiza structurii materiale a mixturii asfaltice pe lângă adaosul de fibre necesar ranforsării, una dintre ele fiind utilizarea unui bitum mai dur, în condițiile în care se poate avea un control și asupra rigidității mixturii asfaltice, care se știe că este strâns legată de comportarea aceleiași mixturi la efecte din oboseală.

Figura IV.3.3.1.5 Deformația specifică axială pentru MAS16 cu bitum 50/70, supusa la 300 kpa și la diferite temperaturi

Figura IV.3.3.1.6 Deformația specifică axială pentru MAS16 cu bitum 35/50, supusă la 250 kpa și la diferite temperaturi

Figura V.3.3.1.7 Deformația specifică axială pentru MAS 16 cu bitum 35/50, supusă la 300 kpa și la diferite temperaturi

Daca analizăm spre interpretarea rezultatelor obținute în urma cercetării comportării MAS16 la creșteri de temperatură de pana la 700C ale mediului ambiental, pentru diverse cicluri de încărcare asimilate agresivitații traficului rutier, se pot observa urmatoarele:

ca deformația permanentă crește o dată cu mărirea temperaturii precum și a solicitărilor, atât pentru mixtura asfaltica MASF16 cu bitum 50/70 cât și pentru mixtura asfaltică MASF16 cu bitum 35/50.

Figura IV.3.3.1.8 Curba de fluaj dinamic a mixturii bituminoase MAS 16 în funcție de tipul bitumului și încărcare, la temperatură 500C

Din diagrama din figura IV.3.3.1.8, se poate observa ca la temperatura de 500C, curbele de variație ale fluajului dinamic testat în laborator pentru MAS16 cu bitum 50/70 solicitat la 250 kpa și pentru MAS16 cu bitum 35/50 solicitat la 300 kpa sunt aproape identice, fapt care poate consemna ca utilizând aceiasi rețeta MAS16, daca se folosește bitum dur crește performanța îmbrăcăminții bituminoase la solicitări asimilate traficului rutier

că se pot compara performanțele mixturii asfaltice MAS 16 cu bitum 35/50 față de

mixtura asfaltica MASF 16 cu bitum 50/70, solicitate la 250 kpa si temperatură 500C și

se poate observa o reducere a deformațiilor permanente obținute pentru utilizarea mixturii asfaltice cu bitum dur de RDP,250 = (8741-4821)/8741 = 45%. Mixtura asfaltica MAS 16 cu bitum 35/50 și mixtura asfaltica MAS 16 cu bitum 50/70, au fost încărcate

și la 300 kpa, pastrându-se temperatura de 500C iar în urma încercării a rezultat pentru MASF 16 cu bitum 35/50, o scădere a deformației permanente: RDP,300 = (13922-7850)/13922 = 44%.

Deci, se poate constata că la temperatură de 500C se poate obține o creștere a rigidității cu până la 45% chiar și în condiții de creștere a nivelului de solicitarea în laborator, nivel asimilat creșterii traficului rutier.

Figura IV.3.3.1.9 Curba de fluaj dinamic a mixturii bituminoase MAS 16 în funcție de tipul bitumului și încărcare, la temperatură 600C

În cazul creșterii temperaturii mediului ambiental cu 100C, se observă ca suprapunerea mai sus prezentată la figura IV.3.3.1.8, se produce la un numar de cicluri mai redus, ceea ce poate însemna o reducere a performantei MAS 16 la creșterea tempraturii mixturii asfaltice, mai ales în cazul utilizării bitumului 50/70:

ca din încercarea mixturii asfaltice MAS16 cu bitum 35/50 față de mixtura asfaltica MAS 16 cu bitum 50/70, la 250 kpa și temperatură 600C, se poate observa o reducere a

deformațiilor permanente obținute pentru utilizarea mixturii asfaltice cu bitum dur de RDP,250 = (12390-6807)/12390 = 44%. Pastrandu-se temperatură de 600C, mixtura asfaltica MAS 16 cu bitum 35/50 și mixtura asfaltica MAS16 cu bitum 50/70, au fost încărcate și la 300 kpa, iar în urma încercării a rezultat pentru MAS16 cu bitum 35/50, o scădere a deformației permanente: RDP,300 = (17055-9518)/17055 = 45%.

Se observă că și la 600C, plusul de rigiditate obținut prin utilizarea bitumului dur în MAS 16, se încadrează la 45%, față de mixtura MAS16 cu bitum 50/70.

De remarcat este faptul ca apar suprapuneri între curbele de fluaj la 700C, menționate și în cazul variației din figura iV.3.3.1.8 (la 500C), bineînteles că la un alt nivel mai superior, respectiv la 18000 microdeformații față de 8000 microdeformații (la 500C), ceea ce însemna ca la creșterea de 200C, apare o scădere a performantei MAS16, indiferent de tipul bitumului utilizat de:

RDP,300 = (18000-8000)/18000×100= 55%, situație care trebuie subliniată.

Figura IV.3.3.1.10 Curba de fluaj dinamic a mixturii bituminoase MAS16 în funcție de tipul bitumului și încărcare, la temperatură 700C

Încercându-se mixturile asfaltice MAS 16 cu bitum 35/50 și MAS 16 cu bitum 50/70, la 250 kpa și la temperatură 700C, se poate observa o reducere a deformațiilor permanente obținute pentru utilizarea mixturii asfaltice cu bitum dur de RDP,250= (17583-11300)/17583 = 36%. Crescând încărcarea la 300 kpa și păstrându-se temperatură de 700C, mixtura asfaltica MAS 16 cu bitum 35/50 și mixtura asfaltică MAS 16 cu bitum 50/70, în urma încercării a rezultat pentru MAS 16 cu bitum 35/50, o scadere a deformației permanente: RDP,300 = (22277-16498)/22277 = 26%.

În concluzie la acest paragraf, în cazul creșterii de temperatură a mediului la 700C, în condițiile creșterii nivelului de solicitare prestabilit de la 250 kpa la 300 kpa la testul de laborator asimilat creșterii de trafic rutier, se constată o scădere a deformației permanente, de la 36% (250 kpa) la 26% (300 kpa), atunci când se trece de la bitum normal 50/70 la utilizarea de bitum dur 35/50. Acesta observație arată ca la creșterea de temperatură la 700C este dificil de a stabiliza deformația permanentă, dar ca totuși în cazul bitumului dur 35/50 apare o rezerva de 10%.

IV.3.3.2 Evaluarea modulului de fluaj

Modulul de fluaj pentru mixtura asfaltica MAS16 determinat la temperaturile de încercare menționate și în funcție de tipul de bitum utilizat în compozitia mixturii este prezentat în figurile IV.3.3.2.1, IV.3.3.2.2, IV.3.3.2.3, IV.3.3.2.4, IV.3.3.2.5, IV.3.3.2.6, IV.3.3.2.7.

Figura IV.3.3.2.1 Modul de fluaj a mixturii bituminoase MAS16 cu bitum 50/70 și sub încărcare de 250 kpa la diferite temperaturi

Figura IV.3.3.2.2 Modul de fluaj a mixturii bituminoase MAS16 cu bitum 50/70 și sub încărcare de 300 kpa la diferite temperaturi

Figura IV.3.3.2.3 Modul de fluaj a mixturii bituminoase MAS16 cu bitum 35/50 și sub încărcare de 250 kpa la diferite temperaturi

Figura IV.3.3.2.4 Modul de fluaj a mixturii bituminoase MAS16 cu bitum 35/50 și sub încărcare de 300 kpa la diferite temperaturi

Din analiza figurilor nr. IV.3.3.2.1, IV.3.3.2.2, IV.3.3.2.3 și IV.3.3.2.4, se poate afirma că atât pentru mixtura bituminoasa MASF16 cu bitum 35/50 cât și 50/70, valoarea modulului de fluaj crește odată cu scăderea consistenței liantului bituminos și scade odată cu creșterea numarului de aplicări ale încărcării și creșterea intensității solicitării.

Figura IV.3.3.2.5 Modulul de fluaj a mixturii bituminoase MAS16 în funcție de tipul bitumului și încărcare la temperatură 500C

Concluziile parțiale sunt:

Din analiza comparativă a comportării mixturii bituminoase MAS16 la temperatură de

500C și încărcarea de 250 kpa cu bitum 35/50, raportat la MAS16 cu bitum 50/70, se poate constata un coeficient de performanță la modulul de fluaj CPmf ,250 =519 /286 = 1.81, ceea ce semnifică o creștere a rezistenței la deformații permanente crd ,250 = 81%.

– Prin păstrarea temperaturii de 500C și creșterea încărcării la 300 kpa, se poate efectua analiza comparativă a comportării mixturii bituminoase MASF16 cu bitum 35/50 față de MAS 16 cu bitum 50/70, de unde rezultă un coeficient de performanță la modulul de fluaj CFmf,300 =382/215 = 1.78 și implicit o creștere a rezistenței la deformații permanente crd,300 = 78%.

Figura IV.3.3.2.6 Modulul de fluaj a mixturii bituminoase MAS 16 în funcție de tipul bitumului și încărcare la temperatură 600C

Din încercarea mixturii bituminoase MAS 16 la temperatură de 600C și o solicitare de

250 kpa cu bitum 35/50, raportat la MAS 16 cu bitum 50/70, se poate constata un coeficient de performanță la modulul de fluaj CPmf ,250 =367 /202 = 1.82, ceea ce semnifică o creștere a rezistenței la deformații permanente crd,250 = 82%.

Prin creșterea încărcării la 300 kpa și păstrarea temperaturii de 600C, se poate efectua analizacomparativa a comportării mixturii bituminoase MAS 16 cu bitum 35/50 față de MAS 16

cu bitum 50/70, de unde rezultă un coeficient de performanță la modulul de fluaj CPmf,300 =315/176 = 1.79 și implicit o creștere a rezistenței la deformații permanente crd,300 = 79%.

Deci, se poate constata la acest moment ca la o creștere de temperatură de la 500C la 600C nu exista modificări importante ale modulului de fluaj, care de fapt este o imagine a rezistenței la stabilitate structural (S), din care se anticipează și o creștere a rezistenței la deformații permanente, care reprezintă indicele de fluaj Marshall (I).

Figura IV.3.3.2.7 Modulul de fluaj a mixturii bituminoase MAS16 în funcție de tipul bitumului și încărcare la temperatură 700C

De remarcat suprapunerea diagramelor de modul de fluaj la MAS16 cu bitum 50/70, începand cu 600C (figura IV.3.3.2.6), care se păstrează și la creșterea temperaturii la 700C, ceea ce înseamnă ca trebuie luat în considerare utilizarea bitumului dur în cazul analizei rețetei pentru mixturi asfaltice utilizate în medii cu temperaturi calde.

Din încercarea la 250 kpa și temperatură de 700C atât a mixturii bituminoase MAS16 cu

bitum 35/50, raportat la MAS 16 cu bitum 50/70, se poate constată un coeficient de performanță la modulul de fluaj CPmf,250 =221 /142 = 1.56, ceea ce semnifică o creștere a rezistenței la deformații permanente crd,250 = 56%.

Prin creșterea încărcării la 300 kpa și păstrarea temperaturii de 700C, se poate efectua

analiza comparativă a comportării mixturii bituminoase MAS 16 cu bitum 35/50 față de MAS16 cu bitum 50/70, de unde rezultă un coeficient de performanță la modulul de fluaj CPmf,300 =182/135 = 1.35 și implicit o creștere a rezistenței la deformații permanente crd,300 = 35%.

În concluzie, la o creștere a temperaturii la 700C, performanță la evaluarea modulului de fluaj scade semnificativ, ajungându-se ca prin utilizarea de bitum dur, să se obțină o performanță suplimentara între 35% și 56% în funcție de încărcarea aplicată față de mixtura cu bitum 50/70, ceea ce se poate considera ca satisfacator.

IV.3.3.3 Evaluarea vitezei de deformație și a modulului de deformație

Evaluarea performanțelor de fluaj pentru MAS16, s-a făcut prin stabilirea unor legi de evoluție a acestora, cu ajutorul unor ecuații matematice care presupun verificarea cercetării experimentale prin modelare matematică.

Metodă I ɛn =A1+B1 n:

S-a pornit de la expresia unei ecuații liniare pentru Stadiul II (comportarea elasto-plastica la efectul de fluaj), care pentru Metodă I este de tipul ɛn =A1+B1 n, unde:

ɛn: deformatia elasto-plastică;

A1: coeficient care depinde de tipul de bitum;

B1: coficient care depinde de viteza de deformție a mixturii asfaltice;

n: numar de cicluri de solicitare.

Table IV.3.3.3.1 Calculul parametrilor de fluaj ai MAS16 în funcție de tipul bitumului și temperatură la o încărcare de 250 kpa (Metodă I)

Se poate observa că viteza de deformație crește odată cu temperatură și cu marirea încărcării atât pentru MAS16 cu bitum uzual, respectiv bitum 50/70 cât și pentru MAS16 cu bitum dur, respectiv bitum 35/50, ceea ce reprezintă o regula verificata cu prevederile cercetărilor din domeniu, care au fost publicate în literatura de specialitate.

La încărcarea de 250 kpa, pentru MAS16 cu bitum dur se observă o creștere mai mica a vitezei de deformație față de cea MAS16 cu bitum uzual, cu 75% (pentru 500C), 63% (pentru 600C), 70% (pentru 700C), ceea ce întărește recomandarea făcută prin lucrarea de disertatie, în sensul utilizării bitumului cu consistența ridicată, atunci când apar creșteri de temperatură ale mediului ambiental.

Table IV.3.3.3.2 Calculul parametrilor de fluaj ai MAS16 în funcție de tipul bitumului și temperatură la o încărcare de 300 kpa (Metodă I)

Deci, parametrii luați în considerație în Metodă I , la analiza procesului de fluaj a mixturii

MAS16 sunt:

Variația temperaturii mixturii 50, 60, 700C;

Variația treptelor de solicitare asimilate traficului rutier 250, 300 kpa;

Variația numărului de cicluri n;

Viteza de deformație fc=B1;

Variația Modulului de Deformație En.

La încărcarea de 300 kpa, pentru MAS 6 cu bitum dur se observă o valoare mai redusă a creșterii vitezei de deformație față de cea MAS16 cu bitum uzual, cu 75% (pentru 500C), 67% (pentru 600C) și 61% (pentru 70°C).

Pentru încărcarea de 250 Kpa, rezultatele vitezei de deformație pentru mixtura asfaltică

MAS16 cu bitum tip 35/50 și 50/70 sunt reprezentate în următorul grafic:

Figura IV.3.3.3.1 Variația vitezei de deformație a mixturii asfaltice MAS 16 în funcție de tipul bitumului și temperatură la o încărcare de 250 kpa

Viteza de deformație a mixturii MAS16 cu bitum 50/70 la 250 kpa se corelează cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0091 x + 0,3325 R2 = 0.9985

Pentru mixtura MAS16 cu bitum 35/50 la încărcare de 250 kpa, viteza de deformație se corelează cu temperatură printr-o ecuatie cu forma:

y = 0.003 x + 0.1131 R2 = 0.9046

Unde: y este viteza de deformație;

x este temperatură.

Pentru încărcarea de 300 Kpa, rezultatele vitezei de deformație pentru mixtura asfaltica

MAS16 cu bitum tip 35/50 și 50/70 sunt reprezentate în următorul grafic:

Figura IV.3.3.3.2 Variația vitezei de deformație a mixturii asfaltice MAS16 în funcție de tipul bitumului și temperatură la o încărcare de 300 kpa

Iar viteza de deformație al mixturii MAS16 cu bitum 50/70 încărcată la 300 kpa se orelează cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0123 x + 0.4619 R2 = 0.9796

Viteza de deformație al mixturii MAS16 cu bitum 35/50 încărcată la 300 kpa se corelează cu temperatură dupa o ecuație de următoarea formă:

y = 0.0059 x + 0.2602 R2 = 0.978

Unde: y este temperatură;

x este deformația permanentă.

Ecuațiile de regresie pentru Metodă I, iau în considerație variația vitezei de deformație cu creșterea temperaturii mixturii asfaltice, în funcție de treptele de solicitare și de tipul de bitum utilizat.

Se poate constata din acest scenariu de analiză, faptul că ecuațiile de regresie se înscriu cu valori cuprinse între 0,9 și 0,99, considerate că au o corelare foarte bună.

Metodă II (logaritmică) Log ɛn =log A+B logn:

În Metodă II, evaluarea parametrilor pentru fluaj, în cazul MAS16, s-a făcut prin stabilirea unei legi matematice de tip logaritmic: Log ɛn =log A+B logn

Unde ɛn : deformația elasto-plastică

A: coeficient care depinde de tipul de bitum

B: coeficient care depinde de viteza de deformție a mixturii asfaltice

n: numărul de cicluri ale solicitării asimilate traficului rutier

Se determină deformația permanentă la n=1000 cicluri și la n=10000 cicluri, dupa cum urmează:

Table IV.3.3.3.3 Calculul parametrilor de fluaj ai MAS16 în funcție de tipul bitumului și temperatură la o încărcare de 250 kpa (Metodă II)

Se poate observa că deformațiile permanente calculate la 1000 de cicluri și sub încărcare de 250 kpa la temperaturile de încercare 500C, 600C, 700C, pentru MAS16 cu bitum dur față de MAS16 cu bitum uzual au fost mai reduse cu 36%, 39%,24%.

Prin păstrarea condițiilor în ceea ce privește încărcarea și temperaturile la care au fost încercate, se observă ca deformațiile permanente la 10000 de cicluri au fost mai reduse pentru MAS 16 cu bitum dur față de MAS 16 cu bitum uzual cu 54%, 44%, 36%.

Table IV.3.3.3.4 Calculul parametrilor de fluaj ai MAS16 în funcție de tipul bitumului și temperatură la o încărcare de 300 kpa (Metodă II)

Deci, așa cum s-a constatat din rezultatele experimentale transpuse ca și interpretare pentru

Metodă II parametrii de analiză ai fluajului luați în considerație sunt:

Variația temperaturii mixturii 50, 60, 700C;

Variația treptelor de încărcare asimilate traficului rutier 250, 300 kpa;

Variația numărului de cicluri de încărcare n;

Variația deformației permanente log ɛn ;

Variația Modulului de Deformație En.

Pentru încărcarea de 300 kpa, se poate observa că deformațiile permanente calculate la 1000 de cicluri și la temperaturile de încercare 500C, 600C, 700C, pentru MAS16 cu bitum dur față de MAS16 cu bitum uzual au fost mai reduse cu 37%, 36%,13%.

Prin creșterea numărului de cicluri la 10000 și păstrarea condițiilor în ceea ce privește încărcarea și a temperaturilor, se observa ca deformațiile permanente au fost mai reduse pentru MAS16 cu bitum dur față de MAS16 cu bitum uzual cu 44%, 44%, 66%.

Table IV.3.3.3.5 Deformația permanentă cumulată a MAS 16 la 10000 de cicluri în funcție de temperatură și încărcare pentru doua tipuri de bitum

Figura IV.3.3.3.2 Variația deformației permanente a mixturii asfaltice MAS16 în funcție de temperatură și încărcări diferite

Modulul de deformație al mixturii MAS16 cu bitum 50/70 la 250 kpa se coreleaza cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0022 x + 31.04 R2 = 0.9899

Pentru mixtura MAS16 cu bitum 50/70 la încărcare de 300 kpa, modulul de deformație se corelează cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0023 x + 18.375 R2 = 0.9796

Iar modulul de deformație al mixturii MAS16 cu bitum 35/50 încărcată la 250 kpa se corelează cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0029 x + 37.529 R2 = 0.9525

Modulul de deformație al mixturii MAS16 cu bitum 35/50 încărcată la 300 kpa se corelează cu temperatură dupa o ecuație de urmatoarea formă:

y = 0.0021 x + 36.81 R2 = 0.8883

Unde: y este temperatură;

x este deformația permanentă.

Ecuațiile de regresie, iau în considerație variația deformație permanentă cu variația temperaturii mixturii asfaltice, în funcție de treptele de solicitare și tipul bitumului utilizat la confecționarea mixturii. Se poate constata din acest scenariu de analiza, faptul ca ecuațiile de regresie se înscriu cu valori cuprinse între 0,88-0,99, considerate a fi o buna corelare între datele experimentale și interpretarea prin relația matematică aferentă.

Concluzii parțiale

Dupa cum se constată din acest tabel centralizator de evaluare a deformațiilor permanente pentru o mixtură asfaltică tip MAS16, la creșteri de temperatură de la 50 la 700C, creșterea solicitării echivalente creșterii traficului rutier și utilizare de tipuri de bitum diferite din punct de vedere al consistenței de la tipul 50/70 la cel de tipul 35/50, se obțin valori echivalente ale deformațiilor permanente determinate prin cele doua metode (Metodă I și Metodă II) de modelare matematică a evoluției datelor obținute la un număr de cicluri n=10000.

Aceste cicluri de solicitare se realizează pe echipamentul complex de laborator pentru determinarea performanței mixturilor asfaltice la efecte din fluajul dinamic, conform SR 12697-25, ceea ce conduce la recomandarea de utilizare a Metodei I, întrucat prezintă un mod de înterpretare mai simplu și au rezultat și corelari mai bune prin analiza de regresie.

IV.3.4. Teste complexe de evaluare a rezistenței la deformații permanente a imbrăcaminților rutiere asfaltice prin încercarea de ornieraj

Determinarea rezistenței la deformații permanente. Prin încercarea de făgășuire (figura IV.3.4.2) se realizează în conformitate cu SR EN 12697-22 /16/.

Încercarea a fost efectuată pentru doua tipuri de mixturi asfaltice, MAS 16 cu bitum 50/70 și MAS 16 cu bitum 35/50, pe probe de tip plăci (cu dimensiunile de 30.5 x 30.5 x5 cm), aceste probe fiind confecționate cu ajutorul compactorului cu role (figura V.3.4.1). Temperatură de compactare a fost de 1400C pentru mixtura MAS 16 cu bitum 50/70 și 1600C pentru mixtura cu bitum 50/70.

igura IV.3.4.1 Compactorul cu role

Figura IV.3.4.2 Aparatul de încercare la ornieraj a mixturii asfaltice

Adâncimea făgașului este înregistrată și reprezentată pe întreaga durată a efectuarii încercării. (figura IV.3.4.3)

Figura IV.3.4.3 Înregistrarea datelor și a parametrilor încercarii

Încercarile s-au efectuat la mai multe temperaturi 400C, 500C și 600C, întrucât analiza făgășuirii cu acest echipament, nu are posibilitatea de a face teste si la temperature de 700C și la 10000 de cicluri, iar rezultate obținute sunt reprezentate în figurile urmatoare

Pentru a avea o formă de comparație cu rezultatele fluajului dinamic obținute în paragraful anterior cu echipamentul de solicitare uniaxial pe epruvete confecționate dupa metodă Marshall, acest studiu se va extrapola grafic cu rezultatele obținute la 50 și 600C pentru a anticipa curba de fluaj la 700C.

Figura IV.3.4.4 Adâncimea făgașului în funcție de temperatură pentru MAS 16 cu bitum 50/70

Figura IV.3.4.5 Adâncimea făgașului în funcție de temperatură pentru MAS 16 cu bitum 35/50

Din analiza figurilor nr. IV.3.4.4, IV.3.4.5, se poate afirma că atât pentru mixtura bituminoasă MAS 16 cu bitum 35/50 cât și 50/70, valoarea adâncimii făgașului crește odata cu creșterea numarului de aplicări ale încărcării și creșterea temperaturii.

Figura IV.3.4.6 Reprezentarea grafică a adâncimii făgașului la temperatură 40°C funcție de tipul bitum și numărul de treceri

Figura IV.3.4.7 Reprezentarea grafică a adâncimii făgașului la temperatură 50°C funcție de tipul bitum și numărul de treceri

Figura IV.3.4.8 Reprezentarea grafică a adâncimii făgașului la temperatură 60°C funcție de tipul bitum și numărul de treceri

Analizând figurile IV.3.4.6, V.3.4.7 și IV.3.4.8, se poate observa o reducere cu 26%/ 23%/ 18% a adâncimii făgașului invers proporțională cu creșterea temperaturii de la 400C la 500C și apoi la 600C atât pentru mixtura MAS 16 cu bitum 35/50 cât și cea cu bitum 50/70. Utilizând aceste observații, cu intervalele de reducere de 3% și 5% între măsuratorile adâncimii făgașelor la 40, 50, 600C la MAS 16 cu bitum 50/70 față de MAS 16 cu bitum 35/50, reducerea se poate extrapola la 8% în cazul temperaturii de 700C.

S-au determinat parametrii de ornieraj care sunt adâncimea procentuala a făgașului la 10000 de cicluri și panta de făgășuire în tabelul urmator.

Table IV.3.4.1 Rezultatele parametrilor de făgășuire

Din tabelul IV.3.4.1 se poate identifica că viteza de deformație și adâncimea procentuală a făgașului cresc odată cu ridicarea temperaturii atât pentru MAS 16 cu bitum 50/70 cât și pentru cazul în care folosim bitum 35/50.

Astfel, pentru 700C, valorile aferente adâncimii făgașului, precum și panta de ornieraj, au fost identificate prin extrapolarea datelor obținute la măsuratorile efective la temperaturi de 40, 50, 600C, obținute pentru MAS 16 în grosime de 50 mm cu bitum 50/70 și 35/50, dupa cum urmează:

MAS 16 cu bitum 50/70:

Daca la diferența de pantă de ornieraj este:

40-500C ∆p1 = 0,054 – 0,048 = 0,006

50-600C ∆p2 = 0,068 – 0,054 = 0,014

60-700C ∆p3 = y – 0,068 = x

[daca la 0,014 – 0,006 = 0,008 60 la 500C]

[ x – 0,014 70 la 500C]

x = 0,03

y – 0,068 = 0,03 y= 0,03 + 0,068 = 0,098

Daca la adâncimea făgașului la 1000 cicluri este:

40-500C ∆w1 = 4,64 – 3,72 = 0,92

50-600C ∆w2 = 5,43 – 4,64 = 0,79

60-700C ∆w3= y – 5,43 = x

Adâncimea făgașului dupa 10000 de cicluri în funcție de temperatură și tipul de bitum pentru MAS 16 este reprezentată în figura IV.3.4.9, unde se observă că prin aceast algoritm de extrapolare se poate determina adâncimea făgașului și la 700C.

Figura IV.3.4.9 Adâncimea făgașului dupa 10000 de cicluri în funcție de temperatură și tipul de bitum pentru MAS 16

Adâncimea făgașului a mixturii MAS 16 cu bitum 50/70 se corelează cu temperatură printr-

ecuație cu forma:

y = 0.0907x + 0.079 R2 = 0.9971

Pentru mixtura MAS 16 cu bitum 35/50, adâncimea făgașului se corelează cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0876 x – 0.789 R2 = 0.9987

Unde: y este viteza de deformație;

x este temperatură.

Viteza de deformație la făgașuire funcție de temperatură și tipul de bitum pentru MAS 16 este reprezentată în figură IV.3.4.10, observă din diagrama de variație care exprimă panta de ornieraj o tendința de dezvoltare pentru extrapolarea aferentă temperaturii de 700C, tendința arătată și din algoritmul de calcul prezentat anterior.

Figura IV.3.4.10 Viteza de deformație la făgășuire funcție de temperatură și tipul de bitum pentru MAS 16

De asemenea o observație importantă din aceasta analiză grafică, arată că la MAS16 cu bitum 50/70, prin creșterea abruptă a pantei de ornieraj la 700C, când se poate constata o cedare a stratului asfaltic de 50 mm, care se poate desfașura sub forma de refulari laterale urmei rotii. Nu același mod de abordare se prezintă la MAS16 cu bitum 35/50, unde se constată o rezervă de rezistență la făgășuire, prin faptul că panta deformației de ornieraj nu se modifică mult față de cea înregistrata la 600C.

Viteza de deformație la făgășuire a mixturii MAS16 cu bitum 50/70 se corelează cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0016x – 0.0232 R2 = 0.9013

Pentru mixtura MAS 16 cu bitum 35/50, viteza de deformație la făgășuire se corelează cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0012 x – 0.0156 R2 = 0.9432

Unde: y este viteza de deformație;

x este temperatură.

Din analiza figurii IV.3.4.10 se pot compara viteza de deformație a mixturii asfaltice MAS16 cu bitum 35/50 la temperaturi diferite 400C /500C /600C /700C față de mixtura asfaltica MAS16 cu bitum 50/70 și se poate observa o reducere de 26%/ 23%/ 18% /25% a vitezei de deformație obținut pentru cazul utilizării mixturii asfaltice cu bitum dur.

S-a realizat o corelare prezentată în figurile IV.3.4.11 și IV.3.4.12, între viteza de deformație la fluaj dinamic și viteza de deformație la făgășuire pentru trei temperaturi, respectiv 500C, 600C și 700C:

Figura IV.3.4.11 Corelarea vitezei de deformație între încercarea de fluaj și cea de ornieraj pentru MAS16 cu bitum 50/70

Viteza de deformație la ornieraj a mixturii MAS16 cu bitum 50/70 se corelează cu temperatura printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0022x – 0.0591 R2 = 0.9638

Viteza de deformație la fluaj dinamic a mixturii MAS16 cu bitum 50/70 se corelează cu temperatura printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0108x – 0.4009 R2 = 0.9902

Unde: y este viteza de deformație x este temperatură.

Din figura IV.3.4.11 putem observa că viteza de deformație funcție de temperatură pentru mixtura MAS16 cu bitum 50/70 este mai mare în cazul încercării de fluaj dinamic comparativ cu viteza de deformație rezultată în cazul încercării de ornieraj.

Figura IV.3.4.12 Corelarea vitezei de deformație între încercarea de fluaj și cea de ornieraj pentru MAS 16 cu bitum 35/50

Viteza de deformatie la ornieraj a mixturii MAS16 cu bitum 35/50 se corelează cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0013x – 0.0217 R2 = 0.8887

Viteza de deformație la ornieraj a mixturii MAS16 cu bitum 35/50 se corelează cu temperatură printr-o ecuație cu forma:

y = 0.0045x – 0.1856 R2 = 0.9976

Unde: y este viteză de deformație x este temperatură.

Din figura IV.3.4.12 rezultă ca viteza de deformație la ornieraj pentru mixtura MAS16 cu bitum 35/50 la temperatură 500C este mai mică în cazul încercării de fluaj dinamic comparativ cu viteza de deformație rezultată în cazul încercarea de ornieraj, iar la temperatura 600C și 700C este mai mare.

CAPITOLUL V CONCLUZII, CONTRIBUȚII PERSONALE

V.1 Concluzii finale

Aceasta etapă prezintă urmatoarele încercări clasice de laborator efectuate în cadrul Laboratorului de Drumuri din CFDP -UTCN cât și în LaboratorulSC Diferit SRL Cluj Napoca asupra mai multor tipuri de mixtura asfaltică:

Prin tema de cercetare, am avut drept principal scop implementarea cunoștințelor acumulate în domeniul studiilor de laborator complexe prin modelare experimentală pentru determinarea performanțelor mixturilor asfaltice, utilizând experiența acumulata în sectorul de cercetare dezvoltat în România.

În acest sens am organizat conținutul lucrari de disertatie în doua părți:

Partea I-a Sinteză documentară, cu descrierea problematicii abordate în cadrul temei, pe care am cercetat-o din analiza publicațiilor găsite în literatura de specialitate, pe care am încercat să le aplic pentru a-mi verifica ideile și în programul de cercetare inițial.

Partea II-a Studiu de laborator de cercetare fenomenologică prin încercări complexe, în care am aplicat planul de bază al programului de cercetare.

Am obținut rezultate ca urmare cercetării abordate, care mi-au permis să emit urmatoarele concluzii din interpretarea fenomenologica la studiile efectuate la creșteri de temperatură a mixturii asfaltice, care reprezintă tema lucrari de disertatie, dar și câteva comentarii legate de anticiparea comportamentală în cazul temperaturilor reduse, aferente anotimpului friguros, pe care le-am programat la direcții viitoare de cercetare, concluzii sintetizate dupa cum urmează:

Concluziile care reies în urma studiilor efectuate din încercarile statice:

În urma studiilor inițiale de laborator (PARTEA I a lucrari), efectuate pe componenții structurali de bază ai unei mixturi asfaltice, am demonstrat că scheletul mineral influențează

comportarea mixturilor asfaltice studiate (BA 12,5, BA 16 și BAD 25), atât din punct de vedere al stabilității testate prin Metodă clasică Marshall, unde la început am obținut rezultatele optime pentru mixtura BA 12,5,deoarece această mixtură a prezentat un schelet mineral mai rezistent datorită volumului de goluri mai mic. Din punct de vedere al indicelui de curgere am obținut rezultate mai bune pentru mixtura asfaltica BA 16 deoarece a prezentat cel mai rezistent schelet mineral la deformare acest lucru explicându-l prin faptul că scheletul mineral a avut un volum de goluri potrivit.

În cazul studiului asupra liantului bitumios am studiat o mixtura asfaltică de tipul BA 12,5 cu 2 tipuri de bitum (bitum 35/50, respectiv 50/70), unde am putut observa că liantul bituminos are o influență foarte mare la încercările realizate la temperaturi ridicate, precum și că

rezultatele cele mai bune au fost obținute de mixtura asfaltica BA 12,5 cu bitum dur.

Pentru a determina influența filerului din compozitia unei mixturi asfaltice s-a studiat o

mixtură asfaltică de tipul BA 16 cu doua tipuri diferite de filer (filer de calcar și filer de cretă) și am demonstrat că mixtura care are în compzitie filer de calcar are comportarea cea mai buna atât la stabilitate cât și la indicele de curgere, întrucât are o afinitate mai bună față de liantul bituminos.

•De asemenea, s-a studiat și influența fibrelor în compozitia mixturilor asfaltice, studiindu-se aici doua tipuri de mixtură și anume BA 16 și MAS 16 în cadrul careia s-a obținut ca fibra utilizată a îmbunătațit proprietățile fizico-mecanice la temperaturi ridicate ale mixturii MAS 16.

Ținând cont de toate aceste etape s-a ajuns la concluzia că cea mai bună soluție pentru temperaturi ridicate și încărcări repetate din trafic ar fi o mixtură de tipul MASF 16 cu filer de calcar și bitum dur.

2. Concluziile obținute în urma studiilor efectuate din încercări dinamice:

În aceasta etapă (Parta II a lucrari) am analizat prin studii de performantă ale îmbrăcaminților rutiere asfaltice efectuate în laborator utilizând teste complexe de evaluare capabile de a înregistra variația caracteristicilor fizico-mecanice la nivel structural, cazul creșterilor de temperaturi asimilate mediului ambiental:

Am stabilit în urma proiectării în laborator a mai multor tipuri de rețete de mixture asfaltica, soluția optimă care îndeplinește toate condițiile structural posibile de comportare la temperaturi ridicate la mixturi bituminoase (din punct de vedere al scheletului mineral, al tipului de bitum, filer și adaos de fibre pentru armarea structural a mixturii, precum și al caracteristicilor și proprietaților obținute în urma încercărilor inițiale de laborator cu Metodă Marshall), este o mixtura de tipul MAS 16 cu bitum dur.

Determinarea modulului de rigiditate al mixturilor asfaltice s-a efectuat prin încercare de încovoiere la întindere indirecta pe probe cilindrice. conform SR EN 12697-26, anexa C.

Încercarea a fost realizată pe mixtura asfaltica MAS 16 cu doua tipuri diferite de bitum 50/70, respectiv 35/50 la mai multe temperaturi 0°C,10°C, 20°C, 30°C,40°C, pentru a pune în evidență variația rigidității cu variația temperaturii asimilate mediului ambient, posibil a fi studiată pe acest tip de echipament de laborator.

În cazul înterpretării datelor obținute pe MAS 16 cu bitum 50/70, am putut constata că la o creștere a temperaturii la 400C, modulul de rigiditate al mixturii asfaltice scade cu 93,4%, iar în

intervalul de la 30-400C cu 10%. Prin consecință, scăderea rigiditații cu creșterea temperaturii fiind dupa o lege exponențială, am putut constată scăderea rigidității cu gradientul de temperatură la intervale predeterminate de 100C. În acest mod am putut anticipa valoarea rigidității la creșterea temperaturii mixturii la 700C, care se poate evalua prin extrapolare matematică;

– Am putut observa din acest mod de interpretare, rezultat printr-un algoritm de calcul matematic, că se poate conta pe o creștere a rigiditatii la 700C, prin schimbarea tipului de bitum în mixtura asfaltica de la consistența 50/70 la 35/50 (deci mai dur) cu 42%, ceea ce nu este de neglijat;

-Am efectuat o comparație a rigiditatii mixturii asfaltice MASF16 cu bitum 35/50 la temperaturi diferite 00C /100C /200C/300C /400C/700C față de mixtura asfaltică MASF16 cu bitum 50/70, de unde rezultă o creștere a modulului de rigiditate obținut pentru utilizarea mixturii asfaltice cu bitum dur de 17%/ 25%/ 31%/ 71%/ 42%.

Aplicarea de teste complexe de evaluare a rezistenței la deformații permanente a imbrăcaminților rutiere asfaltice prin încercarea de fluaj dinamic:

Determinarea variației fenomenului de fluaj dinamic s-a făcut ținând cont de urmatoarele

condiții:

temperatură de încercare: 500C, 600C, 700C;

tensiunea verticală aplicată: 250kpa, 300 kPa;

numarul de pulsuri aplicate: 10 000;

presiunea de fretare: 0.8 bar.

Am ajuns la concluzia că se justifica aplicarea unor măsuri suplimentare la analiza structurii materiale a mixturii asfaltice pe lângă adaosul de fibre necesar ranforsării, una dintre ele fiind utilizarea unui bitum mai dur, în condițiile în care se poate avea un control și asupra rigidității

mixturii asfaltice, care se știe că este strâns legată de comportarea aceleiași mixturi la efecte din oboseală;

De asemenea am observat că la temperatura de 500C, curbele de variație ale fluajului dinamic testat în laborator pentru MAS 16 cu bitum 50/70 solicitat la 250 kpa și pentru MAS16 cu bitum 35/50 solicitat la 300 kpa sunt aproape identice, fapt care poate consemna ca utilizând aceiași rețetă MAS 16, dacă se folosește bitum dur crește performanța îmbrăcăminții bituminoase la solicitări asimilate traficului rutier. Deci, am putut constata că la temperatură de 500C se poate obține o creștere a rigidității cu pană la 45% chiar și în condiții de creștere a nivelului de solicitarea în laborator, nivel asimilat creșterii traficului rutier;

Am remarcat faptul ca apar suprapuneri la creșterea intensității solicitării de la 250 kpa la 300 kpa la același număr de cicluri de solicitare aplicate, între curbele de fluaj dinamic la 700C și cele menționate la 500C, respectiv 18000 microdeformații la 700C față de 8000 microdeformații la 50oC, ceea ce însemnă că la creșterea de 200C, apare o scădere a performanței MAS16, indiferent de tipul bitumului utilizat de 55%, situație care trebuie subliniată.

De asemenea am mai constatat că în cazul creșterii de temperatură a mediului la 700C, în condițiile creșterii nivelului de solicitare prestabilit de la 250 kpa la 300 kpa la testul de laborator asimilat creșterii de trafic rutier, se constată o scădere a deformației permanente, de la 36% (250 kpa) la 26% (300 kpa), atunci când se trece de la bitum normal 50/70 la utilizarea de bitum dur 35/50. Acestă observație arată că la creșterea de temperatură la 700C este dificil de a stabiliza deformația permanentă, dar ca totuși în cazul bitumului dur 35/50 apare o rezervă de 10%.

Evaluarea modulului de fluaj: am constat ca în cazul nivelului de solicitare asimilată traficului rutier de 250 kpa față de valoarea aceluiași modul în cazul solicitării de 300 kpa pentru MAS cu bitum 50/70, se obține o reducere a modulului de fluaj cu câte 20 kpa la temperaturile cercetare de 50,60 și 700C. Din paralelismul curbelor de variație, poate rezulta că acestă observație nu este influențată nivelul temperaturii, ci numai de nivelul solicitării:

Din analizele rezultatelor de laborator, am ajuns la concluzia că se poate afirma că atât pentru mixtura bituminoasă MAS 16 cu bitum 35/50 cât și 50/70, valoarea modulului de fluaj crește odata cu scăderea consistenței liantului bituminos și scade odata cu creșterea numărului de aplicări ale încărcării și creșterea intensității solicitării;

Din analiza comparativă a comportării mixturii bituminoase MAS 16 la temperatură de 500C și încărcarea de 250 kpa cu bitum 35/50, raportat la MAS 16 cu bitum 50/70, se poate constată un coeficient de performantă la modulul de fluaj ,250 =519 /286 = 1.81, ceea ce semnifică o creștere a rezistenței la deformații permanente ,250 = 81%;

Prin păstrarea temperaturii de 500C și creșterea încărcării la 300 kpa, se poate efectua analiza comparativă a comportării mixturii bituminoase MASF 16 cu bitum 35/50 față de MASF 16 cu bitum 50/70, de unde rezultă un coeficient de performanță la modulul de fluaj ,300 =382/215 = 1.78 și implicit o creștere a rezistenței la deformații permanente ,300 = 78%.

Din încercarea mixturii bituminoase MASF 16 la temperatură de 600C și o solicitare de 250 kpa cu bitum 35/50, raportat la MASF 16 cu bitum 50/70, se poate constată un coeficient de performanță la modulul de fluaj ,250 =367 /202 = 1.82, ceea ce semnifică o creștere a rezistenței la deformații permanente ,250 = 82%;

Prin creșterea încărcării la 300 kpa și păstrarea temperaturii de 600C, se poate efectua analiza comparativă a comportării mixturii bituminoase MASF 16 cu bitum 35/50 față de MASF 16 cu bitum 50/70, de unde rezultă un coeficient de performanță la modulul de fluaj ,300 =315/176 = 1.79 și implicit o creștere a rezistenței la deformații permanente ,300 = 79%;

Deci, se poate constată la acest moment ca la o creștere de temperatură de la 500C la 600C nu există modificări importante ale modulului de fluaj, care de fapt este o imagine a rezistenței la stabilitate structural (S), din care se anticipează și o creștere a rezistenței la deformații permanente, care reprezintă indicele de fluaj Marshall (I).

Am remarcat suprapunerea diagramelor de modul de fluaj la MAS16 cu bitum 50/70, începând cu 600C, care se păstrează și la creșterea temperaturii la 700C, ceea ce înseamnă ca trebuie luat în considerare utilizarea bitumului dur în cazul analizei rețetei pentru mixtură asfaltică utilizată în medii cu temperaturi calde;

La o creștere a temperaturii la 700C, performanță la evaluarea modulului de fluaj scade semnificativ, ajungandu-se ca prin utilizarea de bitum dur, sa se obțină o performanță suplimentară de 35% față de mixtura cu bitum 50/70, ceea ce se poate considera ca satisfacător.

•Evaluarea Vitezei de Deformație și a Modulului de Deformație:

Evaluarea performanțelor de fluaj pentru MAS16, s-a făcut prin stabilirea unor legi de evoluție a acestora, cu ajutorul unor ecuații matematice care presupun verificarea cercetării experimentale prin modelare matematică:

Metodă I ( = 1+ 1 ) : Viteza de deformație = 1, Modulul de deformație =σ/ , kpa

Am putut obseva că viteza de deformație crește odată cu temperatură și cu mărirea

încărcării atât pentru MAS 16 cu bitum uzual, respectiv bitum 50/70 cât și pentru MAS 16 cu bitum dur, respectiv bitum 35/50, ceea ce reprezintă o regula verificată cu prevederile cercetărilor din domeniu, care au fost publicate în literatura de specialitate, prezentate în prima parte a studiul documentar, al lucrari de disertatie;

La încărcarea de 250 kpa, pentru MASF 16 cu bitum dur se observă o creștere mai mică

a vitezei de deformație față de cea MASF 16 cu bitum uzual, cu 75% (pentru 500C), 63% (pentru 600C), 70% (pentru 700C), ceea ce întărește recomandarea făcută privind utilizarea bitumului cu consistenta ridicată, atunci când apar creșteri de temperatură ale mediului ambiental;

Ecuațiile de regresie pentru Metodă I, iau în considerație variația vitezei de deformație cu

creșterea temperaturii mixturii asfaltice, în funcție de treptele de solicitare și de tipul de bitum utilizat. Se poate constata din acest scenariu de analiză, faptul că ecuațiile de regresie se înscriu cu valori cuprinse între 0,9 și 0,99, considerate că au o corelare foarte buna.

Metodă II (logaritmica) Log = log A+B logn, am putut observa că deformațiile permanente calculate la 1000 de cicluri și sub încărcare de 250 kpa la temperaturile de încercare 500C, 600C, 700C, pentru MAS 16 cu bitum dur față de MAS 16 cu bitum uzual au fost mai reduse cu 36%, 39%, 24%. Prin creșterea numărului de cicluri la 10000 și păstrarea condițiilor în ceea ce privește încărcarea și a temperaturilor, se observă ca deformațiile permanente au fost mai reduse pentru MAS;

La creșteri de temperatură de la 50 la 700C, creșterea solicitării echivalente creșterii traficului rutier și utilizare de tipuri de bitum diferite din punct de vedere al consistenței de la tipul 50/70 la cel de tipul 35/50, se obțin valori echivalente ale deformațiilor permanente determinate prin cele doua metode (Metodă I și Metodă II) de modelare matematică a evoluției datelor obținute la un număr de cicluri n=10000;

Aceste cicluri de solicitare se realizează pe echipamentul complex de laborator pentru determinarea performanței mixturilor asfaltice la efecte din fluajul dinamic, conform SR 12697, ceea ce conduce la recomandarea de utilizare a Metodei I, întrucât prezintă un mod de interpretare mai simplu și au rezultat și corelari mai bune prin analiza de regresie.

Determinarea rezistenței la deformații permanente prin încercarea de făgășuire se realizează în conformitate cu SR EN 12697-22 cu ajutorul echipamentului de incercare la ornieraj.

Întrucât acest echipament, nu are posibilitatea de a face teste și la temperatura de 700C, am efectuat încercări la mai multe temperaturi, respectiv 400C, 500C și 600C, pentru a putea extrapola rezultatele obținute și anticipa curba de făgășuire la 700C.

Utilizând obsevațiile rezultate din interpretarea testelor de laborator, cu intervalele de

reducere de 3% și 5% între măsuratorile adâncimii făgașelor la 40, 50, 600C la MAS 16 cu bitum 50/70 față de MAS 16 cu bitum 35/50, am putut anticipa că reducerea se poate extrapola la 8% în cazul temperaturii de 700C. Astfel, pentru 700C, valorile aferente adâncimii făgașului, precum și panta de ornieraj, au fost identificate prin extrapolarea datelor obținute la măsuratorile efective la temperatură de 40, 50, 600C, obținute pentru MAS 16 în grosime de 50 mm cu bitum 50/70 și 35/50;

La adâncimea făgașului dupa 10000 de cicluri în funcție de temperatură și tipul de bitum pentru MAS 16 reprezentată grafic, am observat ca prin algoritmul de extrapolare obținut prin demonstrație matematică, se poate determina adâncimea făgașului și la 700C. Am putut constata faptul că la MAS 16 cu bitum 50/70 adâncimea făgașului depașeste 3,5 mm la 20000 treceri, în timp ce la MAS 16 cu bitum 35/50 este sub acest barem (la temperatură 700C), situație prin care se întărește propunerea de utilizare a unui bitum mai dur la mixturi asfaltice expuse creșterilor de temperatură ale mediului ambiental;

Pentru Viteza de deformație la făgășuire funcție de temperatură și tipul de bitum la MAS 16, am observat din diagrama de variație determinată cu ajutorul datelor obținute în laborator, că acele valori care exprimă panta de ornieraj au o tendință de creștere prin extrapolarea aferentă temperaturii de 700C, tendința arătată și din algoritmul de calcul prezentat în cadrul paragrafului atribuit acestui parametru de evaluare a comportării mixturii asfaltice la deformații permanente în cazul creșterii temperaturii mediului ambiental;

De asemenea o observație importantă din analiza grafică, arată că la MAS 16 cu bitum 50/70, prin creșterea abruptă a pantei de ornieraj la 700C, când se poate constata o cedare a stratului asfaltic de 50 mm, care se poate desfașura sub formă de refulari laterale urmei roții. Nu acelaș i mod de abordare se prezintă la MAS 16 cu bitum 35/50, unde se constată o rezervă de rezistență la făgășuire, prin faptul ca panta deformației de ornieraj nu se modifică mult față de cea înregistrată la 600C.

– O alta observație importantă ca concluzie la studiul de laborator, este ca viteza de deformație funcție de temperatură pentru mixtura MAS 16 cu bitum 50/70 este mai mare în cazul încercării de fluaj dinamic comparativ cu viteza de deformație rezultată în cazul încercării de ornieraj;

– Viteza de deformație pentru mixtura MAS 16 cu bitum 35/50 la temperatură 50°C este mai mică în cazul încercării de fluaj dinamic comparativ cu viteza de deformație rezultată în cazul încercării de ornieraj, iar la temperaturile de 600C și 700C este mai mare, situație care depinde de modul de testare, precum și din diferența de compactare apărută la confecționarea epruvetelor cilindrice tip Marshall sau pe Girocompactor, față de compactarea plăcilor din aceiași mixtura asfaltică testate pe echipamentul de ornieraj. Justificarea apare din regula cunoscută, precum că rezultatele testelor pe epruvete a căror rețetă este stabilită în faza de proiectare la varianta optimă în laborator, nu se comporta identic cu carotele extrase din cale dupa execuție și din aceasta cauză la recepție se solicită și verificări ale performanței mixturii asfaltice după execuția realizată în teren, tocmai pentru a decide dacă rezultatele obținute din teren se încadrează în limita admisibilului.

V. Contribuții personale la realizarea lucrari de disertatie

Dintre contribuțiile personale aduse temei pot enumera:

Sinteză Documentară din Partea I , prin care am analizat principiile de cercetare de laborator prin încercări complexe și prin simularea fenomenologică a comportării mixturilor asfaltice în straturi rutiere aflate în exploatare în condiții echivalente de solicitare a traficului rutier si variație a condițiilor de mediu, realizate comparativ între doua zone cliaterice din România. În această parte a lucrari, pe langă prezentarea modului de abordare a cercetărilor de laborator publicate că recomandari în publicații de specialitate, am înițiat și un program de încercări de laborator, pentru calibrarea componenților mixturilor asfaltice prin raportare cu creșteri de temperaturi asimilate mediului ambiental din perioada calduroasă a unui an.

În Partea II a lucrari , am studiat prin modelare experimentală analiza prin încercări dinamice a performanțelor mixturilor asfaltice solicitate la temperaturi ridicate, reprezentată prin modificarea condițiilor de solicitare aferente încercărilor complexe de laborator, în vederea obținerii creșterii temperaturii de testare cu 5-100C. Această opțiune am aplicat-o în cadrul Programului Experimental, prin încercarea probei asfaltice la deformații permanente în cazul creșterilor de temperatură asimilate perioadei călduroase și verificări ale condițiilor de oboseală impuse la cicluri alternante de temperatură aferente și reducerilor de temperatură din anotimpul friguros, astfel încât să se obțină rețeta optimă prin proiectare în laborator a unui strat asfaltic de uzură, care să corespundă temei abordate. În aceasta direcție, am avut contribuții legate de analiza comportamentală a mixturilor asfaltice în cazul creșterilor de temperatură, prin studiul parametrilor de influența recomandați în literatura de specialitate, pentru care am obținut rezulate experimentale, care mi-au permis interpretări prin extensie a comportării mixturii asfaltice la o creștere de temperatură de 100C, peste cele utilizate în mod uzual la determinări complexe de laborator. Particularizând interpretarea rezultatelor pe care le-am obținut, aș putea să înregistrez drept contribuții personale urmatoarele:

Am stabilit în urma proiectării în laborator a mai multor tipuri de rețete de mixtura asfaltică, soluția optimă care îndeplinește toate condițiile structural posibile de comportare la temperaturi ridicate la mixturi bituminoase (din punct de vedere al scheletului mineral, al tipului de bitum, filer și adaos de fibre pentru armarea structural a mixturii, precum și al caracteristicilor și proprietaților obținute în urma încercărilor inițiale de laborator cu Metodă Marshall), este o mixtura de tipul MAS 16 cu bitum dur;

Determinarea modulului de rigiditate al mixturilor asfaltice s-a efectuat prin încercare de încovoiere la întindere indirectă. conform SR EN 12697-26, anexa C. Încercarea a fost realizată pe mixtura asfaltica MASF 16 cu doua tipuri diferite de bitum 50/70, respectiv 35/50 la mai multe temperaturi 00C, 100C, 200C, 300C, 400C, pentru a pune în evidență variația rigiditații cu variația temperaturii asimilate mediului ambient, posibil a fi studiată pe acest tip de echipament de laborator. Am obținut rezultate legate de scăderea rigiditații cu creșterea temperaturii ca fiind după o lege exponențială și am putut constata scăderea rigiditații cu gradientul de temperatură la interval predeterminate de 100C. În acest mod am putut anticipa valoarea rigiditații la creșterea temperaturii mixturii la 700C, care se poate evalua prin extrapolare matematică, procedură pe care am aplicat-o în cadrul tezei, aplicând observațiile experimentale de laborator;

La determinarea variației fenomenului de fluaj dinamic am ajuns la concluzia ca la o rețeta MAS 16, dacă se folosește bitum dur crește performanța îmbrăcăminții bituminoase la solicitări asimilate traficului rutier. Am ajuns la concluzia că se justifica aplicarea unor măsuri suplimentare la analiza structurii materiale a mixturii asfaltice pe langă adaosul de fibre necesar ranforsării, una dintre ele fiind utilizarea unui bitum mai dur, în condițiile în care se poate avea un control și asupra rigiditații mixturii asfaltice, care se știe că este strâns legată de comportarea aceleiași mixturi la efecte din oboseală;

În urma încercărilor de laborator am stabilit faptul că la creșterea de temperatură la 700C este dificil de a stabiliza deformația permanentă, dar ca totuși în cazul bitumului dur 35/50 apare o rezerva de 10%.

La evaluarea modulului de fluaj, am constat că în cazul nivelului de solicitare asimilată traficului rutier, se obține o reducere a modulului de fluaj cu câte 20 kpa la temperaturile cercetare de 50, 60 și 700C. Din paralelismul curbelor de variație, poate rezulta că acesta observație nu este influențată de nivelul temperaturii, ci numai de nivelul solicitării. La o creștere a temperaturii la 700C, performanța la evaluarea modulului de fluaj scade semnificativ, ajungându-se ca prin utlizarea de bitum dur, să se obțină o performanță suplimentar de 35% față de mixtura cu bitum 50/70, ceea ce se poate consideră ca satisfăcător;

Am putut obseva că viteza de deformație crește odată cu temperatura și cu mărirea încărcării atât pentru MAS 16 cu bitum uzual, respectiv bitum 50/70 cât și pentru MAS 16 cu bitum dur, respectiv bitum 35/50, ceea ce reprezintă o regulă verificată cu prevederile cercetărilor din domeniu, care au fost publicate în literatura de specialitate, prezentate în prima parte a lucrari.

Evaluarea performanțelor de fluaj pentru MAS16, s-a făcut prin stabilirea unor legi de evoluție a acestora, cu ajutorul unor ecuații matematice care presupune verificarea cercetării experimentale prin modelare matematică, unde am propus doua variante de studiu, pentru calculul parametrilor care stau la baza evaluării deformațiilor permanente :Metodă I = 1+ 1 , unde viteza de deformație = 1; modulul de deformație =σ/ . Metodă II (logritmica) Log =log A+B logn, am putut observa că deformațiile permanente calculate la temperaturile de încercare 500C, 600C, 700C, pentru MAS 16 cu bitum dur față de MASF 16 cu bitum uzual au fost mai reduse cu 36%, 39%, 24%. Aceste cicluri de solicitare se realizează pe echipamentul complex de laborator pentru determinarea performanței mixturilor asfaltice la efecte din fluajul dinamic, conform SR 12697, ceea ce conduce la recomandarea de utilizare a Metodei I, întrucât prezintă un mod de interpretare mai simplu și au rezultat și corelări mai bune prin analiza de regresie;

Determinarea rezistenței la deformații permanente prin încercarea de făgășuire (ornieraj) se realizează în conformitate cu SR EN 12697-22. Încercările s-au efectuat la mai multe temperaturi 400C, 500C și 600C. Pentru 700C, întrucât echipamentul nu are posibilitatea testării la ornieraj, valorile aferente adâncimii făgașului, precum și panta de ornieraj, au fost identificate prin extrapolarea datelor obținute la măsuratorile efective la temperatura de 40, 50, 60 0C, obținute pentru MAS 16 în grosime de 50 cu bitum 50/70 și 35/50, pentru care am obținut o corelare buna;

La adâncimea făgașului dupa 10000 de cicluri în funcție de temperatură și tipul de bitum pentru MAS 16 reprezentată grafic, am observat că prin algoritmul de extrapolare obținut prin demonstrație matematică, se poate determina adâncimea făgașului și la 700C. Pentru viteza de deformație la făgășuire funcție de temperatură și tipul de bitum la MAS 16, am observat din diagrama de variație determinată cu ajutorul datelor obținute în laborator, că acele valori care exprimă panta de ornieraj au o tendință de creștere prin extrapolarea aferentă temperaturii de 700C.

I.3 Concluzii

Acest capitol prezintă tema aleasa, scopul și utilitatea temei, precum și componenetele de baza ale unei mixturi asfaltice, cu principalele proprietați fizico-mecanice prin raportare la comportarea unui strat bituminos la solicitări din trafic și variații ale condițiilor de mediu, respectiv variații de temperaturi sezoniere și ale umiditatii structurale.

II.4 Concluzii

Acest capitol prezintă o etapă principal din SINTEZA DE CERCETARE, aferentă elaborarii lucrari de cerecetare, întrucat descrie parametrii fenomenologici de comportare a mixturilor asfaltice în functie de nivelul și viteza solicitării, timpul de încărcare externa a epruvetelor de analiza și mai ales în raport cu variatia temperaturii mediului ambient. Este un capitol important pentru etapă viitoare de interpretare a rezultatelor experimentale aferente Programului Experimental

III.7 Concluzii

Tocmai acești factori care afecteaza comportamentul la oboseală a unei mixturi asfaltice, vor fi analizati în cadrul licrarii de cerecetare, la comportarea la deformații permanente în cazul creșterii de temperatură a mediului ambiant.