Relazione CIRS Uni Ancona

CIRS - Centro Interuniversitario sperimentale di Ricerca Stradale

Progetto di Ricerca 2007 – Relazione Preliminare (21/02/2008)

Valutazione dell’influenza dell’additivo “Carbonxide 010/Lp”

sulle Caratteristiche Meccaniche del Bitume e del Conglomerato Bituminoso

Autori:

Prof. Ing. Maurizio Bocci (Responsabile della Ricerca)Dott. Ing. Andrea Grilli (Responsabile di Laboratorio)

Indice1. Introduzione al Piano Sperimentale – Anno 2007 ........................................................................ 3

1.1 L’invecchiamento del bitume ................................................................................................. 3 1.2 La rottura per fatica ................................................................................................................ 3 1.3 Resistenza all’accumulo di deformazioni permanenti ............................................................ 5 1.4 Sensibilità all’acqua ................................................................................................................ 5

2. Influenza dell’additivo “Carbonxide 0/10” sui bitumi ................................................................ 7 2.1 Indagine sperimentale sulla viscosità di bitumi additivati ..................................................... 7 2.2 Equipaggiamento di laboratorio per prove sui bitumi ............................................................ 7

3. Influenza dell’additivo “Carbonxide 0/10” sui conglomerati bituminosi .................................. 10 3.1 Indagine sperimentale sulle caratterizzazione meccanica di conglomerati bituminosi additivati ..................................................................................................................................... 10 3.2 Preparazione delle miscele ................................................................................................... 12 3.3 Preparazione dei provini tramite Pressa giratoria ................................................................. 12 3.4 Equipaggiamento per prove meccaniche su conglomerati bituminosi ................................ 13 3.5 Macchinario per la Prova di Trazione Indiretta o Brasiliana ............................................... 25

4. Analisi dei risultati .................................................................................................................... 29 4.1 Prove di viscosità sui bitumi ................................................................................................. 29 4.2 Costruzione della curva maestra per miscele a base 70/100 additivato e non ...................... 35 4.3 Prove di fatica sui conglomerati bituminosi a base 70/100 additivato e non ....................... 40 4.4 Mix design volumetrico con bitume 50/70 additivato e non ................................................ 45 4.5 Modulo a Deformazione Imposta su miscele a base 50/70 additivate e non ........................ 49 4.6 Prove di Creep su miscele a base 50/70 additivate e non ..................................................... 61 4.7 Prove di Trazione Indiretta su miscele a base 50/70 additivate e non .................................. 65

5. Conclusioni ................................................................................................................................. 67 Riferimenti bibliografici ................................................................................................................. 68

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1. Introduzione al Piano Sperimentale – Anno 2007Nella presente relazione è riportato il programma sperimentale e i risultati preliminari relativi alla convenzione 2007 tra il CIRS (Centro Sperimentale Interuniversitario di Ricerca Stradale) con sede amministrativa presso l’Università Politecnica delle Marche e la Refrasud s.r.l. per la valutazione dell’influenza dell’additivo liquido “Carbonxide 010/lp” sulle prestazioni del bitume e del conglomerato bituminoso.Tale sperimentazione, sulla base di precedenti lavori svolti sull’uso dello stesso additivo in conglomerati bituminosi, può essere suddivisa in due sezioni principali: la prima ha la finalità di accertare gli effetti dell’additivo sulle caratteristiche di lavorabilità e viscosità di bitumi di uso convenzionale in condizioni sia “tal quale” che invecchiato, mentre la seconda si pone come obiettivo quello di investigare l’influenza dell’additivo sui parametri meccanici significativi (modulo di rigidezza, resistenza a fatica e alle deformazioni permanenti, sensibilità all’acqua) per il controllo dei fenomeni di dissesto riscontrabili nelle pavimentazioni stradali e del contenuto ottimo di legante nelle miscele bituminose.

1.1 L’invecchiamento del bitumeIl legante bituminoso, una volta posto in opera, subisce un tipico fenomeno di alterazione nel tempo, che comporta delle variazioni delle proprietà chimiche, fisiche e reologiche. Tale fenomeno va sotto il nome di invecchiamento o indurimento.L’invecchiamento del bitume può essere provocato da diversi fattori tra cui si indicano l’ossidazione all’aria, la perdita di componenti volatili e l’azione dell’acqua.I problemi di durabilità e di deterioramento sono quindi dipendenti dalla suscettibilità del bitume all’invecchiamento sia esso reversibile che irreversibile: il primo è di natura fisica, il secondo di natura chimica.L’invecchiamento fisico del bitume dipende dal cambiamento di struttura durante il raffreddamento, dalla perdita di sostanze volatili, dall’assorbimento selettivo da parte degli aggregati lapidei e dall’azione dell’acqua. La variazione della struttura del bitume causa una modifica delle caratteristiche meccaniche e, avanzando nel tempo, comporta una perdita di adesività e un incremento di rigidezza assumendo un comportamento sempre più fragile. L’invecchiamento chimico è la causa immediata di deterioramento del bitume, provocato da alterazioni di natura chimica della composizione del bitume stesso. I cambiamenti chimici sono provocati dall’ossidazione, dovute alla temperatura ed alla luce che fungono da catalizzatori delle reazioni. La viscosità del bitume, durante questi processi, aumenta in modo considerevole perché i gruppi polari contenenti ossigeno e formatisi durante l’ossidazione tendono ad unirsi in molecole di peso maggiore. Tale parametro è stato pertanto selezionato al fine di investigare gli effetti dell’additivo “Carbonxite” sull’invecchiamento dei bitumi. Per quanto riguarda i conglomerati bituminosi l’invecchiamento può essere indirettamente valutato considerando l’indurimento e il comportamento fragile della miscela stessa. Quindi, in tale ambito, gli effetti dell’invecchiamento sono stati determinati sulla base di misure di modulo di rigidezza e prestazioni a fatica.

1.2 La rottura per faticaPer fatica si intende una sollecitazione ciclica, ripetuta, che pur non raggiungendo valori prossimi al carico di rottura del materiale stesso, provoca comunque, in virtù del suo ripetersi, la crisi di un sistema.In campo stradale il sistema è il pacchetto multistrato che costituisce la sovrastruttura stradale mentre il carico che si ripete è rappresentato dai veicoli in transito o eventualmente anche dal sommarsi delle sollecitazioni derivanti dalle variazioni termiche.

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In generale si può affermare che al passaggio di ogni singolo mezzo tutta la sovrastruttura si inflette, con effetti che variano a seconda delle condizioni di aderenza ad interconnessione esistenti tra gli strati ma che comunque generano zone compresse ed altre tese (figura 1.1).

Carico P

Sovrastruttura

Sottofondo

CompressioneTrazione

Fig. 1.6 Inflessione della pavimentazione stradale al passaggio di una ruota

Figura 1.1

Nonostante le sollecitazioni di trazione siano solitamente inferiori alla resistenza medesima del materiale, superata una certa soglia di ripetizioni, esse provocano un danno che poi, con l’incremento del numero di cicli, si traduce in un effetto notevole. La rottura generalmente interviene alla base degli strati bitumati dove le deformazioni di trazione sono più elevate e quindi il numero di ripetizioni consentite è minore (figura 1.2).

Figura 1.2

Queste fessure poi, continuando i passaggi, si ampliano e si estendono propagandosi all’interno della massa di conglomerato ed arrivano fino in superficie, dando luogo ad una caratteristica fessurazione a ragnatela (figura 1.3). A questo punto, quando la fessurazione in superficie ha raggiunto una certa estensione, gli strati bitumati perdono ogni capacità portante e la pavimentazione si può considerare rotta a tutti gli effetti.

Figura 1.3

La conoscenza del processo di progressivo degrado di una struttura stradale, accompagnata dal continuo monitoraggio della situazione reale in sito, è importante per poter attuare un tempestivo intervento di manutenzione prima che la situazione si aggravi irrimediabilmente. Lo studio del

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punto di collasso, inteso come il numero di ripetizioni di carico che portano ad una situazione considerata di crisi irreversibile, è necessario affinché il progettista possa farsi garante di una ben definita vita di servizio dell'opera.La fatica dunque rappresenta una situazione da verificare e soddisfare nell'ambito dei vari metodi di progettazione delle pavimentazioni stradali.

1.3 Resistenza all’accumulo di deformazioni permanentiL’accumulo delle deformazioni permanenti o rutting è, insieme al fenomeno della fatica, uno dei maggiori dissesti riscontrabili nelle pavimentazioni flessibili. In corrispondenza delle zone maggiormente interessate dal transito dei veicoli, soprattutto se a basse velocità e ad alte temperature, l’accumulo dell’aliquota irreversibile delle deformazioni porta alla formazione di solchi o canali longitudinali denominate ormaie (figura 1.4).In particolare, l’ormaiamento propriamente detto interessa esclusivamente gli strati legati. Questo fenomeno consiste nel rifluimento laterale del materiale tramite scorrimenti visco-plastici generando quindi zone di depressione canalizzate.

Figura 1.4

Benché una maggiore densificazione all’atto dell’apertura al traffico potrebbe incidere sullo sviluppo di deformazioni permanenti, esse sono principalmente dovute a ripetute deformazioni di taglio.Ovviamente, la presenza di ormaie seriamente incidono sulla qualità di guida dell’utente e posso essere influenzate da vari fattori quali l’entità e la pressione dei pneumatici dei veicoli in transito, dal volume di traffico, dalla temperatura ambientale e dalle varie proprietà della miscela. Tra queste ultime possiamo nominare le caratteristiche degli aggregati (rugosità, angolarità e granulometria) ma anche il quantitativo di bitume e la sua rigidezza.

1.4 Sensibilità all’acquaCome già menzionato precedentemente, inormaiamento e fessurazione, riducono considerevolmente le prestazioni e la qualità di guida delle pavimentazioni flessibili. Questi dissesti sono spesso accelerati dai danni dovuti all’acqua che generalmente ha effetti negativi sia sulla coesione che sulla adesione tra legante e aggregati. Una perdita di coesione causa un complessivo indebolimento della struttura ed è basata sull’effetto emulsificante dell’acqua nel film di legante che copre gli aggregati. Tale effetto porta ad una sostanziale riduzione di resistenza alla tensioni e deformazioni.D’altra parte, la perdita di adesione si verifica nello scollamento del bitume dagli aggregati implicando una progressiva perdita di materiale.

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Poiché in realtà è difficile distinguere tra rottura per perdita di coesione o adesione, è lecito assumere che il deterioramento di una pavimentazione flessibile in presenza di acqua (figura 1.5) è causata da entrambe i fenomeni accoppiati.

Figura 1.5

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2. Influenza dell’additivo “Carbonxide 0/10” sui bitumi 2.1 Indagine sperimentale sulla viscosità di bitumi additivatiIn questa sperimentazione sono analizzate due tipologie di bitume tra i più usati in campo stradale, il 70/100 e il 50/70, e posti a confronto con i relativi bitumi ottenuti dalla miscelazione degli stessi l’1,2% in peso dell’additivo CARBONXIDE 010/LP.La viscosità è definita come la resistenza che un liquido oppone al movimento o allo scorrimento, o in altre parole, è la grandezza fisica che permette di valutare la mobilità relativa di un fluido. Come ben noto essa dipende sia dal tipo di materiale che dalla temperatura.Al fine di valutare l’influenza della temperatura sulla viscosità dei materiali in studio, le prove sono state previste a quattro differenti temperature: 60, 100, 135, 150 °C. Oltre a confrontare la viscosità dei bitumi originali con i relativi bitumi additivati nella condizione “tal quale” o vergine, ogni legante è stato anche valutato dopo trattamenti di invecchiamento (RTFOT e PAV) per verificare come i processi di ossidazione possano modificare la viscosità dei bitumi non trattati e di quelli additivati. Tabella 2.1 e tabella 2.2 mostrano il piano sperimentale svolto rispettivamente per mezzo del viscosimetro e del reometro rotazionale, entrambe spiegati in dettaglio nei prossimi paragrafi.

tal quale PAV tal quale PAV100 3 - 3 -135 3 3 3 3150 3 3 3 3

tal quale PAV tal quale PAV100 3 - 3 -135 3 3 3 3150 3 3 3 3

TOT prove 60

T [°C] 50/70 50/70 Addivato

Prove di viscosità con VISCOSIMETRO Brookfield

T [°C] 70/100 70/100 Addivato

Tabella 2.1

tal quale PAV tal quale PAV60 2 2 2 2

tal quale PAV tal quale PAV60 2 2 2 2

TOT prove 16

T [°C] 70/100 70/100 Addivato

T [°C] 50/70 50/70 Addivato

Prove di viscosità con REOMETRO Rotazionale

Tabella 2.2

2.2 Equipaggiamento di laboratorio per prove sui bitumiLe prove di viscosità sono state eseguite con il viscosimetro Brookfield (UNI EN 13702-2, ASTM D 4402-02) per temperature elevate (100, 135 e 160°C) e con il reometro rotazionale (UNI EN 13702-1) per le temperature più basse (60°C) su bitumi vergini, invecchiati a breve termine e a lungo termine.I processi di invecchiamento sono ottenuti dal trattamento dei bitumi al Rolling Thin Film Oven Test (RTFOT) e al Pressure Aging Vessel (PAV).In particolare, i leganti sono stati dapprima trattati al Rolling Thin Film Oven Test (RTFOT), come stabilito dalla norma UNI EN 12607-1 in modo da riprodurre l’invecchiamento “primario”, o a

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breve termine che avviene nelle fasi di miscelazione, trasporto e stesa del conglomerato. Successivamente parte di essi saranno trattati al Pressure Aging Vessel (PAV), secondo la norma UNI EN 14769, per simulare l’invecchiamento in sito a lungo termine.

Viscosimetro BrookfielIl viscosimetro Brookfield (figura 2.1) è usato per determinare il coefficiente di viscosità dei bitumi ad elevate temperature come accade in fase di miscelazione o durante le operazioni di stesa e compattazione. Il viscosimetro Brookfield è un viscosimetro a rotazione, o "rotoviscosimetro", a cilindri coassiali ed è perciò costituito da un elemento rotante di forma cilindrica (spindle) inserito in un contenitore cilindrico contenete il bitume di cui si vuole misurare la viscosità.Per mettere in movimento l'elemento rotante e mantenerlo in rotazione ad una certa velocità fissata, il viscosimetro deve esercitare una coppia di forze a causa della viscosità del bitume. Dalla misura dell'intensità della coppia si può risalire con precisione alla viscosità del fluido.Tale viscosimetro può essere usato per misurare la viscosità dei bitumi in un range da 0.01 Pa*s a 200 Pa*s ovvero coefficienti di viscosità tipicamente misurati tra i 100 e i 160 °C.

Figura 2.1

Reometro rotazionale Dynamic Shear Rheometer (DSR) Il DSR (figura 2.2) è un reometro rotazionale di taglio, usato per condurre analisi meccaniche dinamiche sui bitumi, permette di sollecitare a taglio il campione di bitume posto tra due piatti di acciaio e di rilevare la relativa deformazione. In particolare, per tali prove di viscosità è stata scelta la configurazione piatto-cono come stabilito dalla norma UNI EN 13702-1.

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Figura 2.2

Rolling Thin Film Oven Test (RTFOT)La tecnica di invecchiamento RTFOT (figura 2.3) si basa sul trattamento del bitume ad elevata temperatura (165°C), durante il quale un film sottile di bitume, contenuto in bicchieri disposti su una giostra rotante, viene sottoposto ad una corrente di aria calda (4 l/min) per 85 minuti. Tale trattamento riproduce realisticamente l’invecchiamento che avviene a breve termine dovuto in massima parte a fenomeni di ossidazione e perdita di elementi volatili, particolarmente esaltati dalle elevate temperature a cui si trova il bitume.

Figura 2.3

Pressure Aging Vessel (PAV)Il trattamento al PAV (figura 2.4), messo a punto nell’ambito del programma SHRP, consiste sinteticamente nel sottoporre film di bitume, preventivamente trattati con il RTFOT, ad una temperatura di 100 °C e ad una pressione di 2.07 MPa per 20 ore. Il PAV, progettato specificatamente per preparare bitume invecchiato da sottoporre a prove reologiche, simula l’invecchiamento ossidativo che avviene nel legante durante un periodo di servizio che varia tra i 5 e i 10 anni.

Figura 2.4

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3. Influenza dell’additivo “Carbonxide 0/10” sui conglomerati bituminosi3.1 Indagine sperimentale sulle caratterizzazione meccanica di conglomerati

bituminosi additivatiCon il fine di indagare sugli effetti dell’additivo Carbonxide sulle prestazioni meccaniche dei conglomerati bituminosi, e parallelamente al piano sperimentale stabilito per i bitumi, due miscele preparate con bitume 70/100, additivata e non, sono messe a confronto in termini di modulo di rigidezza e resistenza a fatica.Le prove in programma sono elencate nelle seguenti tabelle 3.1 e 3.2 rispettivamente per prove di modulo e fatica.

Tipo di conglomerato bituminoso Temperature Rise-time Ripetizioni ModuloTradizionale con bit. 70/100 3 27Additivato con bit. 70/100 3 27

Tipo di conglomerato bituminoso Temperature Rise-time Ripetizioni ModuloTradizionale con bit. 70/100 3 27Additivato con bit. 70/100 3 27

TOT Prove 108

Prove di modulo su conglomerati bituminosi vergini

10 - 20 - 30 [°C]

124 - 84 - 64 [ms]

Prove di modulo su conglomerati bituminosi invecchiati

10 - 20 - 30 [°C]

124 - 84 - 64 [ms]

Tabella 3.1

Tipo di conglomerato bituminoso Temperatura Tensioni Ripetizioni Modulo FaticaTradizionale con bit. 70/100 1 7 7Additivato con bit. 70/100 1 7 7

Tipo di conglomerato bituminoso Temperatura Tensioni Ripetizioni Modulo FaticaTradizionale con bit. 70/100 1 7 7Additivato con bit. 70/100 1 7 7

TOT Prove 28 28

20 [°C] 250-550 con step di 50 KPa

Prove di fatica a trazione indiretta su conglomerati bituminosi invecchiati

20 [°C] 250-550 con step di 50 KPa

Prove di fatica a trazione indiretta su conglomerati bituminosi vergini

Tabella 3.2

La ricerca condotta presso il Laboratorio di Strade e Trasporti dell’ Università Politecnica delle Marche può essere quindi riassunta nelle seguenti principali fasi:

1. preparazione in laboratorio delle miscele e compattazione dei provini di conglomerato bituminoso con e senza l’additivo;

2. costruzione delle curve maestre delle miscele studiate mediante prove di modulo a tre differenti temperature (10, 20 e 30°C) e tre differenti rise time (64, 84, 124 ms). In particolare tali prove verranno eseguite sulle miscele in condizioni “vergini” (i provini non subiscono alcun trattamento dopo la compattazione) e invecchiate secondo la norma AASHTO Designation PP2-96;

3. valutazione meccanica mediante prove di fatica a trazione indiretta eseguite con il Nottingham Asphalt Tester (NAT). Analogamente a quanto proposto per le prove di modulo anche le prove di fatica verranno eseguite sulle miscele in condizioni “vergini” (i provini non subiscono trattamenti dopo la compattazione) e invecchiate secondo la norma AASHTO Designation PP2-96. Da notare che per la costruzione delle curve di fatica è necessario conoscere il modulo di rigidezza corrispondente alla tensione a cui il provino sarà testato a fatica;

4. elaborazione dei risultati e analisi del confronto delle caratteristiche della miscela con o senza additivo.

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Oltre al programma sopraesposto un altro progetto sperimentale è stato pianificato con il fine di investigare sul contenuto di bitume ottimo per miscele di usura. Anche in questo caso due miscele composte dalla stessa curva granulometrica verranno impastate con del bitume convenzionale 50/70 e lo stesso additivato. Seguendo il criterio stabilito nel progetto SHRP-A-407 (Mix Design - Level 1) verrà verificata l’influenza dell’additivo sul contenuto ottimo di bitume. Tabella 3.3 riporta il numero di provini strettamente necessaria per tale indagine.

Additivati Tradizionali2 23 33 33 33 3

14 14

numero provini

% Pb(design) - 0,5%% Pb(design) + 0,5%% Pb(design) + 1%

Totale provini compattati

% di bitume in peso riferito alla miscela

% Pbi

% Pb(design)

Tabella 3.3

Come mostrato in tabella 3.4, successivamente sono previste prove di modulo prima e dopo invecchiamento a lungo termine (AASHTO Designation PP2-96) per provini miscelati con la percentuale ottima di bitume, rispettivamente per la miscela additivata e tradizionale, al fine sia di valutare l’influenza dell’invecchiamento che le relative prestazioni. Inoltre queste prove sono state effettuate anche su una percentuale di bitume del 5,55% a scopo di evidenziare ulteriormente gli effetti dell’invecchiamento.

vergini invecchiati vergini invecchiati3 3 3 33 3 3 3

Totale prove di modulo 12 12

% di bitume in peso riferito alla miscela

% Pottima

% Pb = 5,55

Additivati Tradizionali

Tabella 3.4

Una serie di 3 provini di miscela tradizionale verrà confrontata con la rispettiva serie di miscela additivata sotto prove di creep ciclico con la scopo di valutare la rispettiva resistenza all’accumulo di deformazioni permanenti. I principali parametri di prova e il numero di provini testati sono mostrati in tabella 3.5.

Ripetizioni33

TOT prove 6

Prove di creep ciclicoTipo di conglomerato bituminoso

Tradizionale con bit. 50/70Additivato con bit. 50/70

Pressione applicata Applicazione carico Tempo di riposo

100 kPa 1 sec 1 sec

Tabella 3.5

Infine come definito in tabella 3.6, per determinare la sensibilità all’acqua sono previste prove di trazione indiretta in condizioni asciutte e dopo 15 gironi di immersione in acqua come stabilito dalla CNR 149 del 1992 per provini additivati e non.

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Asciutti Condizionati Asciutti Condizionati2 2 2 22 2 2 2

8

% Pb = 4,55% Pb = 4,05

Totale prove di trazione indiretta

Additivati

8

% di bitume in peso riferito alla miscela Tradizionali

Tabella 3.6

3.2 Preparazione delle misceleLe miscele utilizzate nelle prove esposte in tabella 3.1 e 3.2, siano esse additivate o originali, sono costituite da miscele di conglomerato bituminoso comunemente usate nella stesa di strati di usura e confezionate con bitume 70/100. La granulometria della miscela rispetta il fuso B (figura 3.1) del capitolato speciale di appalto redatto dal CIRS per conto del ministero delle infrastrutture e dei trasporti. In particolare in questa sperimentazione è stata scelta la curva di centro fuso.

Fuso Usura B

01020304050

60708090

100

0.01 0.1 1 10 100

Vagli [mm]

Pass

ante

[%]

Centro fuso Usura B

Figura 3.1

Le miscele state confezionate in laboratorio per mezzo di un miscelatore per conglomerati bituminosi impiegando una percentuale di legante del 5.5% in peso riferita agli inerti. Particolare attenzione è stata posta nel miscelare in modo omogeneo l’additivo nella percentuale del 1.2% con il bitume.

3.3 Preparazione dei provini tramite Pressa giratoriaIl confezionamento dei provini è stato eseguito mediante la pressa giratoria (UNI EN 12697-31) la quale permette, a differenza di altre tecniche (ad esempio Marshall), di addensare le miscele bituminose in modo simile a quanto avviene con i rulli in sito. Il conglomerato bituminoso viene posto all’interno di una fustella metallica di forma cilindrica e sottoposto ad una pressione costante con direzione di applicazione inclinata rispetto all’asse della fustella.Durante il processo di compattazione la fustella ruota attorno al proprio asse ad una velocità prefissata, come si può osservare in figura 3.2.

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1.25o

600 kPa600 kPa

30 giri/min30 giri/min

Figura 3.2

La rotazione della fustella fuori dall’asse verticale e la variabilità degli assi lungo cui agiscono le tensioni principali durante la compattazione esercitano sulla miscela un’azione di impasto, sottoponendo il conglomerato bituminoso ad una continua riorganizzazione interna dei suoi costituenti che lo porta, in analogia a quanto accade in cantiere, ad assumere configurazioni sempre più dense.Al fine di poter effettuare un corretto confronto fra tutte le miscele preparate, la compattazione è effettuata ad “altezza imposta” in modo tale da ottenere provini di identiche dimensioni e densità; in particolare sono stati realizzati provini di forma cilindrica, con diametro di base di 100 mm ed altezza pari a 55 mm. Tali dimensioni sono state anche scelte nel rispetto delle prescrizioni indicate per le prove al NAT.Ovviamente in seguito a valutazioni di carattere volumetrico, si è determinato il peso di miscela da inserire nella fustella per avere, dopo la compattazione, una percentuale di vuoti desiderata. Si è scelta una percentuale di vuoti pari al 4% per tutti i provini in quanto è quella generalmente presente in strati di usura chiusi.Da notare che i provini in condizioni invecchiate subiscono, dopo la compattazione, il trattamento di invecchiamento accelerato predisposto dalla norma AASHTO PP 2 ’94 che consiste nel tenere i provini compattati in forno alla temperatura di 85°C per 120 ore al fine di simulare l’invecchiamento a lungo termine che avviene in esercizio.La scelta di invecchiare i conglomerati deriva dal fatto che in queste condizioni il materiale risulta più fragile e quindi più predisposto a fenomeni di fessurazione per fatica.

3.4 Equipaggiamento per prove meccaniche su conglomerati bituminosi

Nottingham Asphalt TesterPer la determinazione delle principali caratteristiche meccaniche dei conglomerati bituminosi, come modulo e resistenza a fatica, si è fatto ricorso ad una apparecchiatura denominata Nottingham Asphalt Tester (NAT), le cui componenti sono (figura 3.3):− telaio di carico;− unità pneumatica;− sistema di controllo ed acquisizione dati;− cella climatica per il controllo della temperatura.

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Cella climaticaCella climaticaCella climaticaCella climaticaCella climaticaCella climatica

Struttura testStruttura testStruttura testStruttura test

Unità di acquisizione e Unità di acquisizione e controllo daticontrollo datiUnità di acquisizione e Unità di acquisizione e controllo daticontrollo dati

Figura 3.3

L’unità pneumatica è collegata ad un compressore che fornisce aria secca e pulita ad almeno 7 bar di pressione. Il condizionamento dei provini è effettuato lasciando gli stessi all’interno della camera climatica per circa 24 ore, in modo da raggiungere una temperatura uniforme nel volume della miscela. Il telaio di carico è costituito da una base, due montanti, una trave di contra-sto regolabile e da un attuatore pneumatico collegato ad un pistone per consentire l’applicazione dei carichi verticali. Una cella di carico, a sua volta collegata al pistone, trasmette le misure all’unità di controllo ed acquisizione dati. La forma dell’impulso di carico, descritta da un parametro denominato “rise-time” (tempo di picco), dipende dal controllo operato in continuo dalla cella di carico e dalla compressibilità dell’area presente all’interno dell’attuatore pneumatico. Quest’ultimo, tramite il pistone, consente l’applicazione di forze verticali fino a 20 kN in condizioni statiche e 16 kN in condizioni dinamiche. L’unità di acquisizione dati è composta da sei moduli assemblati, i quali forniscono energia elettrica agli organi di controllo e misura del NAT, permettendo di gestire la prova direttamente dal personal computer.

Modulo di rigidezza a deformazione imposta e a tensione impostaLa determinazione del modulo di rigidezza con in NAT avviene mediante una prova di trazione indiretta ripetuta. Nel corso della sperimentazione le prove di modulo sono state eseguite secondo quanto stabilito dalla rispettiva normativa EN 12697-26 con modalità a deformazione controllata. Le prove devono essere eseguite su almeno due diametri del provino (con un angolo tra i due diametri di 90°±2°). Su ogni diametro si effettuano due misure, che non possono differire tra loro più del 20%, che consentono di ricavare il valore del modulo ottenuto come media dei quattro valori registrati.

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Attraverso il software dell’apparecchiatura è possibile controllare in maniera automatica tutte la variabili in gioco: il tempo di picco, il carico fissato, la deformazione di target fissata (nel nostro caso 5 μm) o il carico imposto (in relazione al carico da imporre nelle prove di fatica), il coefficiente di Poisson, la temperatura di prova. Il controllo di tali grandezze avviene tramite un sistema di gestione che opera in maniera da effettuare una taratura durante gli impulsi di condizionamento prima della prova vera e propria. Gli impulsi di condizionamento servono anche per assestare il carico sulla superficie del campione.Le specifiche condizioni di prova rendono lecita l’applicazione della teoria dell’elasticità lineare, assumendo valide anche le ipotesi di materiale omogeneo ed isotropo.Nella prova di trazione indiretta ripetuta, il modulo del campione è funzione della sua stessa geometria, della deformazione orizzontale, del rise-time, della temperatura di prova e del coefficiente di Poisson. In figura 3.4 è riportato lo stato di sollecitazione a cui è sottoposto il provino durante la prova di trazione indiretta.

σ y (-)

(+)xσ

x

y

P

P

Figura 3.4

In corrispondenza del diametro orizzontale le sollecitazioni medie e massime nelle direzioni x (trazione) ed y (compressione) sono date dalle seguenti espressioni:

td

Px ⋅⋅

⋅=π

σ 2(max) ; td

Pmediax ⋅⋅= 273,0)(σ

tdP

y ⋅⋅⋅−=

πσ 6(max) ;

tdPmediax ⋅

−=)(σ

dove P è il carico applicato, d è il diametro del campione e t il suo spessore.La determinazione del modulo di rigidezza elastica, in funzione di tale distribuzione teorica delle sollecitazioni, può essere rappresentata in termini di deformazione di un elemento soggetto ad uno stato biassiale di tensioni. La deformazione orizzontale εx dell’elemento è:

Emedia

Emedia

media yxx

)()()(

συ

σε ⋅−=

in cui ν è il Coefficiente di Poisson ed E il modulo elastico del materiale.Sostituendo le espressioni ricavate per le tensioni medie nella precedente formula, e tenendo conto che la deformazione orizzontale dei campioni Δ si ottiene moltiplicando la deformazione media per il diametro del campione, si ottiene:

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tEP

tEP

⋅⋅+

⋅⋅=∆ υ273,0

da cui è possibile ricavare il modulo elastico del materiale, come indicato nella seguente equazione:

( )υ+⋅⋅∆

= 273,0t

PE

La versione del software utilizzata fornisce anche un valore di modulo corretto da un fattore AF (Adjustment Factor), che tiene conto della forma dell’onda di carico impostata. Affinché la prova possa essere considerata correttamente eseguita, si devono ottenere curve di carico e di deformazione il più regolari possibile, i tempi di picco intorno interni ad una tolleranza di ± 4 ms ed una deformazione di 5±0.2 μm. Le variabili che maggiormente influenzano la determinazione del modulo sono:− temperatura: Influisce in maniera significativa sulla vita utile del conglomerato; eseguendo prove

di modulo esso decresce all’aumentare della temperatura stessa. In questo studio le prove di modulo sono state eseguite a tre differenti temperature ovvero a 10, 20 e 30°C.

− rise-time (tempo di picco): a causa della natura viscoelastica del legante, la risposta meccanica dei conglomerati bituminosi dipende fortemente dal tempo di applicazione di carico. In particolare il rise-time, in prove di carico di tipo impulsivo, indica il tempo necessario al carico pulsante per raggiungere il valore massimo (figura 3.5). Una variazione del tempo di picco su una prova di tipo impulsivo crea, sulla rigidezza del conglomerato, gli stessi effetti di una variazione della frequenza di carico su una prova di tipo ciclico (sinusoidale). La relazione che lega la frequenza di carico con il tempo di picco è:

tr

f⋅

=41000

dove:rt = rise-time espresso in ms;f = frequenza espressa in Hz.In questa campagna sperimentale sono stati impostati tre livelli di rise-time ovvero: 63, 84 e 124 ms.

tempo

inte

nsità

del

car

ico

picco di carico

rise-time

Figura 3.5

16

− deformazione orizzontale imposta: a causa del comportamento non lineare, le proprietà meccaniche del conglomerato bituminoso dipendono dal livello di deformazione imposta durante la prova. Nel caso in esame, le prove sono state effettuate imponendo una deformazione pari a 5 μm (si ritiene che, con tale deformazione, il materiale abbia ancora un comportamento elastico).

− tensione orizzontale imposto: secondo la normativa BS DD ABF-97 prevede l’esecuzione di prove di modulo a tensione imposta pari a quella a cui sarà sottoposto lo stesso provino durante la prova di fatica.

− numero di colpi di condizionamento iniziale: si è già visto come, attraverso un sistema di gestione ed acquisizione dati, sia possibile operare una taratura durante gli impulsi di condizionamento prima della prova vera e propria. Tali impulsi servono anche ad assestare le strisce di carico sulla superficie del campione. Per ottenere valori di rigidezza affidabili è necessario scegliere accuratamente il numero di colpi per il condizionamento iniziale. Utilizzando un basso numero di colpi si favoriscono tempi di prova più brevi, ma a discapito di misurazioni affidabili. Il BSI (British Standard Institute) suggerisce un numero di colpi di condizionamento pari a 5, ma da indagini sperimentali si è visto come questo numero di colpi non sia da ritenere sufficiente. In merito alcuni ricercatori hanno verificato l’affidabilità di una procedura nella quale le misurazioni sono state effettuate applicando 30 colpi di condizionamento iniziale. Operando in tal senso è stata evidenziata una minore dispersione dei valori ottenuti sui diversi diametri di uno stesso campione. Pertanto, nella fase sperimentale, tutte le prove sono state eseguite considerando un numero di almeno 30 colpi di condizionamento iniziale da applicare su tutti i diametri del campione.

Dopo aver eseguito un condizionamento alla temperatura selezionata all’interno della cella climatica, il provino viene alloggiato nell’apposito telaio costituito da:

− Telaio principale: ha la funzione di sostenere il provino e risulta costituito da una base sulla quale è posizionato un sistema di barre a V che, nella posizione rialzata, danno sostegno al campione. Sul telaio sono inoltre presenti due aste verticali che fungono da guida per la barra di carico superiore.

− Telaio porta trasduttori: consente di sorreggere i trasduttori di spostamento, i quali vengono posizionati in corrispondenza del diametro orizzontale perpendicolarmente alla direzione di applicazione del carico. Esso è munito di quattro morsetti a vite che servono per ancorarlo, rendendolo solidale, al provino.

− Barra di carico superiore: tale elemento si inserisce lungo le guide verticali del telaio principale allo scopo di contrastare diametralmente il provino. Una semisfera di acciaio, appoggiata sull’apposito alloggio, ne completa l’allestimento .

Tutti i parametri di prova vengono controllati grazie ad un apposito software (Indirect Tensile Stiffness Modulus) che consente di eseguire la fase di input mediante una specifica finestra di dialogo (figura 3.6) in cui figurano la temperatura, il diametro del provino, la sua altezza, il coefficiente di Poisson, il rise-time, il valore della deformazione orizzontale e il numero dei colpi di precarico. Per prove a tensione imposta la finestra di dialogo risulta del tutto analoga con la sola variante che permette di inserire la tensione orizzontale da imporre durante la prova e non la deformazione.

17

Figura 3.6

Successivamente il programma mostra alcuni passaggi in cui vengono spiegate le operazioni da eseguire per il corretto posizionamento del provino nella macchina, nonché il corretto posizionamento dell’attuatore di carico, il quale, attraverso il comando “Make contact”, deve appoggiare perfettamente sulla semisfera alloggiata sopra la barra di carico.Si ricorre all’ausilio delle finestre del software anche per il corretto posizionamento dei trasduttori di spostamento, i quali, per il limitato range di validità, devono essere sistemati sempre con accurata precisione (figura 3.7).

Figura 3.7

A questo punto il software è pronto per imprimere i 30 colpi di precarico impostati, disegnando di volta in volta la curva di carico e di deformazione. Al termine del precarico, il programma controlla nuovamente la posizione dei trasduttori, dopodiché si imposta per cominciare la prova vera e propria.A prova ultimata compare una schermata (figura 3.8) che restituisce i valori delle cinque applicazioni di carico (curva rossa) con le relative deformazioni (curva celeste), ed in ultimo, i valori medi di tutte le grandezze misurate e calcolate.

18

Figura 3.8

Per completezza si riportano a titolo comparativo in tabella 3.3 i parametri raccomandati, per i protocolli della prova di modulo, dalle normative CEN (Comitato Europeo Normalizzazione) e BSI (British Standard Institute).

norme CEN Bsicilindrica cilindrica

30-75 mm 30-80 mm80 mm 100 mm100 mm 150 mm120 mm 200 mm150 mm200 mm

(124 ± 4) ms (124 ± 4) ms (20 ± 0,5)°C (20 ± 0,5)°C

0,35 0,354 giorni 4 giorni

5 5numero di colpi condizionamento iniziale

altezza

rise-timeTemperatura di prova

Coefficiente di Poissontempo di condizionamento massimo

Standard di provageometria

diametro nominale

Tabella 3.3

Resistenza a faticaPer fatica si intende un fenomeno in cui attraverso l’applicazione di un carico ciclico, ripetuto, si provoca il collasso di un materiale, nonostante le sollecitazioni indotte si mantengano al di sotto dei valori di rottura.L’esecuzione delle prove di fatica con il NAT consentita dall’apparecchiatura in dotazione, avviene nella modalità a tensione controllata come stabilito dalla British Standard DD ABF-97. Come per le prove di modulo, dopo aver effettuato il condizionamento alla temperatura di prova nella camera climatica, il provino viene posizionato in un telaio metallico appoggiandolo alla barra inferiore. In questo caso l’equipaggiamento è molto più semplice in quanto non occorrono misuratori di deformazione relativa alla configurazione ultimata in cui il provino si trova sistemato tra le due barre di carico in maniera perfettamente simmetrica.Anche nella prova a fatica, l’apparecchiatura è controllata da un software che ne automatizza la procedura di input attraverso una specifica finestra di dialogo riportata in figura 3.9.

19

Figura 3.9

In particolare, nella schermata iniziale di figura 3.9, vengono inseriti: i dati relativi alla geometria del provino (diametro e spessore); la temperatura; il rise-time; la massima deformazione verticale e la tensione orizzontale con cui sollecitare il provino ad ogni impulso. Attraverso la massima deformazione verticale si imposta un controllo che serve per interrompere la prova quando essa viene superata; l’esperienza consiglia di impostare un valore di 10 mm.Il parametro relativo alla tensione orizzontale viene scelto dall’operatore.Con il software in dotazione le prove terminano con il raggiungimento della deformazione verticale accumulata o per l’impossibilità dell’attuatore di continuare ad applicare la sollecitazione imposta per più di 50 cicli consecutivi. In questo secondo caso le deformazioni non si manifestano con la rottura del provino, che manifesta una tipica fessurazione lungo il diametro verticale, ma con una riduzione della tenacia dei campioni, che non sono più in grado di fornire un contrasto sufficiente per sviluppare determinate sollecitazioni.Il software di gestione presenta tuttavia l’inconveniente di acquisire i dati solo con cadenza logaritmica; si hanno quindi a disposizione un discreto quantitativo di informazioni fino a 10.000 cicli, poi l’acquisizione diventa diradata.Nel caso in cui non si riesca ad applicare una sollecitazione imposta per più di 50 cicli, non viene registrato nulla poiché il sistema registra un overflow, ed è quindi necessario annotare manualmente il ciclo in corrispondenza del quale la prova si è fermata prima di uscire dal programma.Al termine della prova viene restituito un file di output in cui si riportano il numero di cicli di carico necessari per la rottura del campione e le deformazioni permanenti accumulate (figura 3.10).

20

Figura 3.10

Anche nel caso delle prove di fatica si riportano a titolo comparativo in tabella 3.4 i parametri raccomandati, per i protocolli da seguire, dalle normative CEN (Comitato Europeo Normalizzazione) e BSI (British Standard Institute).

norme CEN Bsicilindrica cilindrica

30-75 mm 30-80 mm80 mm 100 mm

100 mm 150 mm120 mm 200 mm150 mm200 mm

(124 ± 4) ms (124 ± 4) ms 1,5 s 1,5 s

0,55+0,65 0,55+0,65(20 ± 0,5)°C (20 ± 0,5)°C

0,35 0,354 giorni 4 giorni

Fattore area di caricoTemperatura di prova

Coefficiente di PoissonTempo di condizionamento massimo

altezza

diametro nominale

rise-timeTempo di ripetizione impulso

Standard di provageometria

Tabella 3.4

Prove di creep

La prova di creep con il NAT consiste in una prova di compressione ciclica. Lo scopo è quello di determinare la resistenza alle deformazioni permanenti del conglomerato bituminoso. Il metodo riportato nella normativa BSi Standards DD 226: 1996 è applicabile a provini cilindrici aventi uno spessore compreso tra 30 mm e 75 mm e un diametro nominale di 100 mm, 150 mm o 200 mm.Si definisce la percentuale di deformazione assiale come:

1000

⋅∆=h

hnε

dove nε è la percentuale di deformazione assiale indotta nel provino dopo n applicazioni di carico

sotto le specifiche condizioni di carico e temperatura;

21

0h è la distanza originale tra le facce del provino (in mm);

h∆ è la deformazione assiale (la variazione della distanza tra le facce del provino) (in mm).

La temperatura di prova raccomandata è 30°C ± 0.5°C, comunque, possono essere usate altre temperature di prova. All’aumentare della temperatura di prova, qualche miscela può mostrare deformazioni eccessive che conducono al collasso.Le altre condizioni di prova prevedono: pressione assiale di 100 kPa ± 2 kPa; periodo di applicazione del carico di 1 s ± 10 ms; periodo di pausa di 1 s ± 10 ms; numero di applicazioni del carico 1800.Prima dell’inizio della prova è necessario sottoporre il provino ad un precarico con una condizione di carico equivalente ad una pressione di 10 kPa ± 1kPa per 120s ± 6 s.Con i dati raccolti dalla prova è possibile costruire la curva di creep (figura 3.11) che mostra l’andamento della deformazione assiale cumulativa, espressa in percentuale, del provino in funzione del tempo (o del numero di applicazioni del carico). Generalmente possono essere distinte nella curva di creep le seguenti zone:

• Zona 1: parte iniziale della curva di deformazione, dove la pendenza della curva decresce all’aumentare del numero di cicli di carico;

• Zona 2: parte intermedia della curva di deformazione, dove la pendenza della curva è quasi costante e con un punto di flesso nella curva di deformazione;

• Zona 3: parte finale della curva di deformazione, dove la pendenza cresce all’aumentare del numero di cicli di carico.

Figura 3.11

Tutti i parametri di prova vengono controllati grazie ad un apposito software denominato Repeated Load Axial Test (RLA) che consente di eseguire la fase di input mediante una specifica finestra di dialogo (figura 3.12) in cui figurano la temperatura, il diametro del provino, la sua altezza, la pressione di prova, il numero di applicazioni del carico, la pressione di condizionamento e la durata della sua applicazione.

22

Figura 3.12

In seguito il programma mostra una finestra per il corretto posizionamento dei traduttori di spostamento, che, per il limitato range di validità, devono essere posizionati sempre in corrispondenza della posizione di partenza (start position) (figura 3.13).

Figura 3.13

Successivamente il software dà disposizioni per il corretto posizionamento del provino in modo tale che l’attuatore di carico sia perfettamente in asse con la semisfera posizionata sopra la piastra di

23

carico superiore. Quindi si dà avvio al test (figura 3.14) e la macchina procede mettendo a contatto l’attuatore con la semisfera di carico.

Figura 3.14

In seguito il programma apre una finestra che mostra la fase di applicazione della pressione di condizionamento di 10 kPa ± 1kPa per 120s ± 6 s (figura 3.15).

Figura 3.15

Infine inizia la prova di compressione ciclica che prevede l’applicazione di una pressione di 100 kPa ± 2 kPa per un totale di 1800 colpi: durante l’applicazione del carico il software calcola in automatico la percentuale di deformazione assiale e costruisce la curva di creep in funzione del numero di applicazioni (figura 3.16).

24

Figura 3.16

3.5 Macchinario per la Prova di Trazione Indiretta o BrasilianaLa prova Brasiliana consente di determinare la resistenza a trazione indiretta che è la resistenza a trazione determinata sottoponendo i provini di conglomerato bituminoso ad un carico di compressione lungo il diametro verticale.La prova consiste nel caricare a compressione il provino lungo il piano diametrale verticale fino a rottura: per effetto Poisson il campione risulta soggetto ad una trazione indiretta sul piano diametrale orizzontale. In figura 3.17 sono riportati gli stati tensionali che si instaurano nel provino durante la prova di trazione indiretta.

Figura 3.17

In figura 3.18 è rappresentata la distribuzione delle forze indotte nel provino dal carico esterno di compressione.

25

Figura 3.18

Per la confrontabilità dei risultati ottenuti con la prova di trazione indiretta è molto importante controllare la temperatura dei provini: per questo motivo i campioni di conglomerato bituminoso vengono posti all’interno di una vasca termostatica (figura 3.19) per 30 minuti ad una temperatura di 25°C.

Figura 3.19

Dopo il condizionamento i provini vengono posti all’interno dell’apparecchiatura di prova (figura 3.20) tra due piatti paralleli.

26

Figura 3.20

Il carico viene applicato tramite l’interposizione di appositi listelli di carico. Questi listelli devono essere in compensato o in cartone duro e devono essere utilizzati una sola volta. Le loro dimensioni sono le seguenti:

• Larghezza: 215 ±=a mm;

• Spessore: 14 ±=b mm;

• Lunghezza: ≥c della lunghezza della linea di contatto del provino.

Il provino deve essere collocato, ben centrato, tra i piatti della pressa, in maniera tale che il suo asse sia orizzontale e che l’asse del listello di carico superiore sia perfettamente parallelo a quello del listello inferiore ed entrambi siano contenuti nel piano verticale passante per l’asse del provino. È opportuno applicare un debole carico, sia per il bloccaggio dello snodo sferico della pressa di prova, sia per il bloccaggio del provino in modo che resti ben centrato.L’esecuzione della prova prevede l’applicazione del carico fino alla rottura in maniera continua ed uniforme, con il seguente gradiente di spostamento:

5 cm / minuto

Mediante due comparatori si misura la deformazione subita dal provino durante l’applicazione del carico; la resistenza a trazione indiretta Rt, espressa in N/mm2 (o in Kgf/cm2), si ricava dalla seguente formula:

dhPRt ⋅⋅

⋅=π

2

27

dove P = carico massimo in N (o in Kgf);

h = lunghezza, in mm (o in cm) della sezione longitudinale del provino;

d = dimensione, in mm (o in cm) della sezione trasversale del provino.

Nel corso della sperimentazione la prova di trazione indiretta è stata eseguita anche su provini che erano stati immersi in acqua per 15 giorni al fine di valutare l’effetto dell’immersione in acqua sulle proprietà della miscela. Questa prova consiste nel determinare la riduzione del valore della resistenza meccanica dei provini bagnati rispetto a quella registrata su provini asciutti. Nel dettaglio, il Capitolato Speciale d’Appalto Tipo per Lavori Stradali, redatto dal Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti, impone che la perdita di resistenza a trazione indiretta a 25°C dopo 15 giorni di immersione in acqua debba risultare ≤ 25% per strati di base, binder e usura.

28

4. Analisi dei risultati 4.1 Prove di viscosità sui bitumiNelle seguenti tabelle 4.1 sono riportati i risultati relativi alle prove di viscosità eseguite con viscosimetro rotazionale su bitume 70/100 e 50/70 tal quale e additivati, in condizioni sia vergini che invecchiati PAV.In seguito i bitumi invecchiati sono codificati come bitumi invecchiati PAV ma, resta comunque da precisare che, i cosiddetti bitumi invecchiati PAV (o invecchiati a lungo termine) hanno subito precedentemente anche l’invecchiamento RTFOT (o invecchiati a breve termine) dando perciò per scontato che il processo di invecchiamento PAV includa obbligatoriamente anche l’invecchiamento RTFOT.

Temperatura [°C] 100 135 150 Temperatura [°C] 100 135 150 Temperatura [°C] 100 135 150

1 2.42 0.23 0.12 1 - 0.60 0.29 1 - 2.61 2.422 2.30 0.25 0.14 2 - 0.65 0.30 2 - 2.60 2.143 2.51 0.24 0.12 3 - 0.62 0.31 3 - 2.58 2.58

Media 2.41 0.24 0.13 Media - 0.62 0.30 Media - 2.60 2.37


1 2.58 0.25 0.16 1 - 0.79 0.33 1 - 3.16 2.062 2.88 0.28 0.17 2 - 0.79 0.33 2 - 2.82 1.943 2.70 0.27 0.16 3 - 0.80 0.35 3 - 2.96 2.19


η Add./η trad. 0.886029 0.900 0.77551 η Add./η trad. - 0.785714 0.891089 inv add./inv trad. - 0.8730159 1.149036


1 2.53 0.25 0.13 1 - 1.04 0.38 1 - 4.16 2.922 2.55 0.22 0.12 2 - 1.01 0.39 2 - 4.59 3.253 2.68 0.27 0.15 3 - 1.03 0.38 3 - 3.81 2.53



1 2.83 0.29 0.15 1 - 1.49 0.44 1 - 5.14 2.932 2.72 0.29 0.15 2 - 1.33 0.46 2 - 4.59 3.073 2.70 0.29 0.15 3 - 1.35 0.47 3 - 4.66 3.13


η Add./η trad. 0.940606 0.850575 0.888889 η Add./η trad. - 0.738609 0.839416 inv add./inv trad. - 0.8683648 0.9443431

Rapporto tra viscosità bitume 70/100 additivato e viscosità bitume tradizionale


Effetto dell'invecchiamento PAV η 2/η 1


Rapporto tra effetto inv su bitume 50/70 additivato e effetto inv su 50/70 bitume tradizionale

Ripetizioni misure viscosità [Pa*s] Ripetizioni misure viscosità [Pa*s]


η 2 / η 1 = l'effetto invecchiamento

50/70 Tradizionale 50/70 Tradizionale - PAV 50/70 Tradizionale



50/70 Additivato 50/70 Additivato - PAV 50/70 Additivato



Rapporto tra effetto inv su bitume 70/100 additivato e effetto inv su bitume 70/100 tradizionale




70/100 Tradionale 70/100 Tradionale - PAV 70/100 Tradizionale



70/100 Additivato 70/100 Additivato - PAV 70/100 Additivato

η 1 = Viscosità vergine η 2 = Viscosità invecchiato

Tabella 4.1

Per facilitare la valutazione le figura 4.1 e 4.2 mostrano i valori medi ottenuti alle tre temperature (100, 135 e 150°C) e nelle due condizioni di stagionatura (vergine e PAV) rispettivamente per il bitume 70/100 e 50/70 additivato e tal quale.Inoltre, per valutare influenza dell’invecchiamento su bitumi additivati e non, sia a breve che a lungo termine, sulla viscosità sono stati messi in risalto i rapporti tra la viscosità del bitume invecchiato η2 (PAV) e la viscosità del bitume vergine η1. Le figure 4.3 e 4.4 riportano i rapporti η2/η1 rispettivamente per il bitume 70/100 e 50/70. Ovviamente, un elevato valore del rapporto η2/η1 implica significative variazioni strutturali del bitume a causa del processo di invecchiamento.

29

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50

100 135 150Temperatura [°C]

Vis

cosi

tà [P

a*s]

70/100 Additivato70/100 Tradionale

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50


Vis

cosi

tà [P

a*s] 70/100 Additivato - PAV

70/100 Tradionale - PAV

Figura 4.1

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50


Visc

osità

[Pa*

s] 50/70 Additivato50/70 Tradizionale

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50


Vis

cosi

tà [P

a*s] 50/70 Additivato - PAV

50/70 Tradizionale - PAV

Figura 4.2

Le figure 4.1 e 4.2 mostrano che l’impiego di additivo sia nel bitume 50/70 che nel bitume 70/100 permette l’abbattimento della viscosità, mediamente del 10%, a tutte le temperature di prova. Quindi l’additivo agisce come un flussante e rende il bitume più fluido sia a temperature di impasto che di compattazione.

0.00

1.00

2.00

3.00

4.00

5.00


η2/

η1

PAV

70/100 Additivato70/100 Tradizionale

Figura 4.3

30

0.00

1.00

2.00

3.00

4.00

5.00


η2/

η1

PA

V


Figura 4.4

Le figure 4.3 e 4.4 mostrano l’indice η2/η1 ovvero il rapporto tra la viscosità del bitume invecchiato e la viscosità dello stesso bitume vergine. Tale indice, nel caso di bitume 50/70 tradizionale, risulta essere più elevato rispetto al 50/70 additivato sia a 135°C che a 150°C implicando quindi che il processo di invecchiamento PAV ha comportato un incremento relativo di viscosità (da ricondursi ad un incremento di rigidezza) maggiore nel caso di 50/70 tradizionale che non in quello additivato. In questo caso, in termini di viscosità, l’additivo ha svolto un’azione antiossidante ovvero ha ridotto gli effetti dell’invecchiamento.La stessa conclusione è confermata per il bitume 70/100 ma solo alla temperatura di prova di 135°C. Da notare comunque che, entrambe i tipi di bitume, a 150°C risultano essere molto fluidi e quindi l’effetto dell’additivo è meno evidenziato. Questo comporta le variazioni di η2/η1 minime a 150°C tra additivato e tradizionale rendendo più difficile e meno stabile la valutazione.La tabella 4.2 riporta i risultati di viscosità ottenuti con il reometro rotazionale alle temperature di 60 per bitumi 70/100 e 50/70 additivati e non.

31

Temperatura (°C) 60 Temperatura (°C) 60 Temperatura (°C) 60

Ripetizioniη

(Pa*s) Ripetizioniη

(Pa*s)η 2

/η 1 10,116

1 84,783 1 820,0002 77,383 2 786,722

Media 81,083 3 854,000Media 820,241


Ripetizioniη


(Pa*s)η 2

/η 1 10,075

1 100,661 1 919,7222 84,583 2 946,556

Media 92,622 Media 933,139

η Add./η trad. 0,875 η Add./η trad. 0,879 inv add./inv trad. 1,004


Ripetizioniη


(Pa*s)η 2

/η 1 10,255

1 92,383 1 1004,4442 116,778 2 1140,556

Media 104,581 Media 1072,500


Ripetizioniη


(Pa*s)η 2

/η 1 13,630

1 114,000 1 1557,7782 101,011 2 1372,778

Media 107,506 Media 1465,278

η Add./η trad. 0,973 η Add./η trad. 0,732 inv add./inv trad. 0,752


η 2 / η 1 = l'effetto invecchiamento70/100 Additivato 70/100 Additivato - PAV 70/100 Additivato - PAV


Rapporto tra viscosità bitume additivato e viscosità bitume tradizionale

Rapporto tra effetto inv su additivato e effetto inv su tradizionale

70/100 Tradizionale 70/100 Tradizionale - PAV



η 2 / η 1 = l'effetto invecchiamento50/70 Additivato 50/70 Additivato - PAV 50/70 Additivato - PAV



Rapporto tra effetto inv su additivato e effetto inv su tradizionale


50/70 tradizionale 50/70 Tradizionale - PAV

Tabelle 4.2

Successivamente i valori medi di viscosità sono riportati nelle figure 4.5 e 4.6 rispettivamente per bitumi 70/100 e 50/70. Mentre l’indice di invecchiamentoη2/η1 è rappresentato nelle figure 4.7 e 4.8 rispettivamente per bitumi 70/100 e 50/70.

0,00

25,00

50,00

75,00

100,00

125,00

150,00

60Temperatura [°C]

Visc

osità

[Pa*

s]


0,00

500,00

1000,00

1500,00

2000,00

60Temperatura [°C]

Vis

cosi

tà [P

a*s]

70/100 Additivato - PAV70/100 Tradizionale - PAV

Figura 4.5

32

0,00

25,00

50,00

75,00

100,00

125,00

150,00

60Temperatura [°C]

Vis

cosi

tà [P

a*s]

50/70 Additivato50/70 tradizionale

0,00

500,00

1000,00

1500,00

2000,00

60Temperatura [°C]

Visc

osità

[Pa*

s]

50/70 Additivato - PAV50/70 Tradizionale - PAV

Figura 4.6

Le precedenti figure mostrano che anche a 60°C, per entrambe i bitumi, l’additivo rende il bitume più soffice e fluido riducendone quindi la viscosità sia in condizioni vergine che invecchiato.Le figure 4.7 e 4.8 invece offrono ottimi spunti per la valutazione dell’invecchiamento su entrambe i tipi di bitume. Come già menzionato, l’indiceη2/η1 ovvero il rapporto tra la viscosità del bitume allo stato invecchiato (PAV) e la viscosità dello stesso allo stato vergine, permette di quantificare l’incremento di viscosità dovuto all’ossidazione del bitume.In questo caso, figura 4.7 mostra che invecchiamento PAV incide in uguale misura sui valori di viscosità del 70/100 tradizionale e additivato, implicando gli stessi l’incrementi di viscosità dovuti al processo di ossidazione.Al contrario, nel caso del bitume 50/70, l’effetto dell’invecchiamento risulta significativamente ridotto in presenza di additivo.

0,00

5,00

10,00

15,00

60Temperatura [°C]

η2/

η1

PAV


Figura 4.7

33

0,00

5,00

10,00

15,00

60Temperatura [°C]

η2/

η1

PAV

50/70 Additivato50/70 tradizionale

Figura 4.8

34

4.2 Costruzione della curva maestra per miscele a base 70/100 additivato e nonCome illustrato nelle seguenti tabelle, le prove sono state effettuate a differenti frequenze di carico (rise-time) e temperature in modo da permette la ricostruzione delle rispettive curve maestra. Le tabelle 4.3 e 4.4 mostrano i valori di modulo di rigidezza per ogni provino testato rispettivamente per il conglomerato tradizionale e quello additivato, mentre nelle tabelle 4.5 e 4.6 sono riportati i rispettivi valori di modulo nelle condizioni invecchiate. Al fine di facilitare le valutazioni, tabella 4.7 e 4.8 riportano i valori dei moduli di rigidezza medi per ognuna delle serie considerata.

altezza temperatura Vertical Force Horizontal Stress Horizontal Deformation (mm) (°C) (KN) (KPa) (micron) Measured Adjusted media

d1-124 2.3 262.8 124 5.1 5045 5136d2-124 2.0 231.4 123 5.0 4505 4588d1-84 1.9 223.5 84 5.0 4375 4475d2-84 2.0 231.4 85 5.0 4532 4647d1-63 2.4 273.1 64 5.0 5300 5416d2-63 2.3 264.9 64 4.9 5252 5339

d1-124 2.8 326.3 125 4.9 6432 6583d2-124 2.7 316.5 124 5.0 6178 6357d1-84 2.6 305.0 84 4.9 6044 6161d2-84 3.2 365.5 84 5.1 7006 7173d1-63 3.1 357.9 64 5.1 6897 6981d2-63 2.8 320.5 64 5.0 6288 6326

d1-124 2.5 386.8 125 5.1 5509 5628d2-124 2.6 304.3 124 4.9 6028 6184d1-84 3.1 356.4 85 5.0 6952 7098d2-84 2.9 332.4 85 5.0 6519 6623d1-63 3.9 452.3 63 5.0 8790 8864d2-63 3.5 405.9 64 5.0 7841 7924

d1-124 4.7 540.6 125 5.1 9508 9723d2-124 3.9 448.0 124 5.0 7948 8136d1-84 4.2 482.2 84 5.0 8674 8811d2-84 4.2 482.3 86 5.0 8556 8695d1-63 4.2 489.8 65 4.9 8939 9036d2-63 4.0 460.3 63 5.0 8288 8371

d1-124 4.1 473.8 124 5.1 8378 8600d2-124 3.6 414.9 124 5.0 7442 7651d1-84 5.2 607.1 84 4.9 10990 11141d2-84 4.7 542.0 84 5.0 9796 9963d1-63 6.7 770.0 64 5.0 13697 13666d2-63 6.1 707.7 64 5.0 12652 12647

d1-124 6.2 714.6 122 4.9 12987 13228d2-124 5.5 633.1 124 5.0 11232 11480d1-84 5.7 664.0 84 5.0 11862 12023d2-84 5.1 590.2 83 5.0 10568 10736d1-63 5.4 628.9 65 5.2 10891 10971d2-63 4.9 564.9 62 5.0 10124 10180

d1-124 0.9 106.3 123 5.1 2205 2255d2-124 0.8 95.4 126 4.9 2034 2085d1-84 1.0 118.6 85 5.0 2497 2559d2-84 1.0 118.1 85 4.9 2514 2559d1-63 1.3 150.3 62 5.0 3150 3204d2-63 1.1 124.5 63 5.0 2622 2678

d1-124 1.0 113.9 126 5.1 2372 2432d2-124 1.0 117.3 126 4.8 2561 2618d1-84 1.3 145.5 83 5.1 3029 3085d2-84 1.1 132.7 84 4.8 2902 2962d1-63 1.3 154.2 65 4.9 3279 3341d2-63 1.4 157.7 62 5.2 3206 3268

d1-124 0.8 87.2 124 5.0 1831 1864d2-124 0.7 83.0 125 4.9 1788 1828d1-84 1.0 117.6 83 5.0 2473 2535d2-84 0.9 99.4 85 4.9 2114 2159d1-63 1.1 129.3 64 5.0 2713 2760d2-63 1.1 122.8 64 5.0 2595 2655

cong

lom

erat

o bi

tum

inos

o 70

/100

trad

izio

nale

ver

gine

provino

10

T7V-1

T7V-2

T7V-3

20

T7V-4

T7V-5 0.30

30 0.40

63

124

84

63

84

63

124

0.35

124

84

55

63

124

84

63

84

coef. Poisson

124

Risetime

T7V-6

63

124

84

63

124

84

diametro (mm)

100

55

55

100

100

T7V-7

T7V-8

T7V-9

6861

8394

8930

8753

63

84

124

84

63

124

6654

5906

4862

4561

5378

Stiffness Modulus (Mpa)

6470

6667

8704

8126

10552

13157

12354

11380

10576

2170

2559

2941

2525

3024

3305

1846

2347

2708

Tabella 4.3

35

altezza temperatura Vertical Force Horizontal Stress Horizontal Deformation (mm) (°C) (KN) (KPa) (micron) Measured Adjusted media

d1-124 4.0 461.8 124 5.0 8263 8453d2-124 3.5 407.1 123 4.9 7429 7590d1-84 4.5 518.3 84 5.0 9220 9388d2-84 4.5 517.2 84 5.0 9178 9330d1-63 5.5 641.7 64 5.0 11454 11445d2-63 4.8 556.4 63 4.9 10134 10223

d1-124 4.9 569.7 124 5.0 10108 10316d2-124 4.3 500.4 124 5.0 8909 9117d1-84 4.5 525.2 84 4.9 9504 9680d2-84 4.5 516.4 84 4.9 9416 9581d1-63 4.7 541.7 65 5.1 9564 9647d2-63 4.3 495.2 63 4.9 8991 9073

d1-124 3.8 442.2 124 5.0 7996 8160d2-124 3.6 419.9 124 5.0 7521 7702d1-84 4.6 532.1 84 5.0 9557 9694d2-84 4.4 514.3 84 5.0 9248 9395d1-63 6.1 708.4 64 5.0 12770 12787d2-63 5.5 640.4 63 5.1 11325 11309

d1-124 1.7 195.0 127 5.0 3765 3880d2-124 1.5 173.8 126 5.0 3401 3483d1-84 1.8 210.4 83 4.9 4201 4288d2-84 1.8 204.6 82 5.0 3973 4057d1-63 2.0 231.0 63 4.9 4561 4658d2-63 2.1 248.7 65 5.0 4819 4927

d1-124 1.9 223.0 125 5.0 4370 4486d2-124 1.8 207.9 124 5.0 4047 4149d1-84 2.3 262.2 85 5.0 5092 5217d2-84 2.2 252.0 86 5.0 4898 5014d1-63 2.6 301.8 63 4.9 5975 6027d2-63 2.4 279.3 65 5.0 5480 5585

d1-124 2.4 277.7 123 5.0 5417 5547d2-124 2.0 229.9 123 5.0 4481 4567d1-84 2.3 265.1 84 5.0 5172 5283d2-84 2.1 244.1 84 4.9 4836 4941d1-63 2.4 272.8 64 5.0 5315 5386d2-63 2.3 263.6 63 5.0 5137 5196

d1-124 0.9 108.4 128 5.0 2295 2345d2-124 1.0 11.5 126 5.0 2355 2412d1-84 1.2 134.0 83 5.0 2806 2864d2-84 1.0 112.8 83 5.0 2366 2418d1-63 1.1 132.4 64 5.3 2642 2692d2-63 1.1 131.1 62 5.2 2663 2695

d1-124 0.8 93.7 123 5.0 1962 2005d2-124 0.8 90.9 125 4.8 1977 2014d1-84 1.0 113.8 82 4.9 2423 2469d2-84 0.9 104.9 82 4.9 2231 2277d1-63 1.1 126.3 62 4.8 2781 2825d2-63 1.1 125.9 63 5.0 2635 2679

d1-124 0.9 106.4 121 4.9 2308 2359d2-124 0.8 92.8 125 5.0 1972 2016d1-84 0.9 109.0 85 5.0 2301 2338d2-84 0.9 105.2 85 5.3 2103 2150d1-63 1.0 116.4 64 5.1 2419 2475d2-63 1.0 121.2 65 5.1 2516 2574 2525

cong

lom

erat

o bi

tum

inos

o 70

/100

add

itiva

to v

ergi

ne

2373

2752

2188

2244

2379

2641

2694

2010

55

A7V-1

100A7V-2

A7V-3

provino diametro (mm)

10 0.30

124

84

63

124

84

63

124

84

63

A7V-4

100 55 20 0.35

124

84

63

A7V-5

124

84

63

A7V-6

124

84

63

63

A7V-7

100 55 30A7V-8

A7V-9

0.40

124

84

63

124

84

63

124

84

coef. Poisson Risetime

8022

9359

Stiffness Modulus (Mpa)

10834

9717

9631

9360

7931

9545

12048

3682

4173

5057

5112

5291

4793

4318

5116

5806

Tabella 4.4

36

altezza temperatura Vertical Force Horizontal Stress Horizontal Deformation (mm) (°C) (KN) (KPa) (micron)

d1-124 3.1 358.9 124 5.1d2-124 2.6 295.9 122 4.9d1-84 2.9 335.4 83 4.9d2-84 2.9 334.7 85 5.1d1-63 3.0 352.2 65 5.0d2-63 2.8 325.3 64 5.0

d1-124 2.3 266.2 124 5.0d2-124 2.4 274.4 124 4.9d1-84 2.7 308.3 85 5.0d2-84 2.7 306.8 84 4.9d1-63 3.0 345.4 64 5.0d2-63 2.8 326.3 64 4.9

d1-124 2.9 340.3 124 4.9d2-124 3.3 380.9 125 5.1d1-84 2.8 329.1 85 5.0d2-84 3.2 368.9 85 5.0d1-63 3.1 353.3 65 5.0d2-63 3.3 382.8 63 4.9

d1-124 6.3 730.3 125 5.1d2-124 5.2 602.0 124 5.0d1-84 5.1 591.9 84 5.0d2-84 4.7 543.3 84 5.0d1-63 4.9 564.4 65 5.0d2-63 5.3 618.6 63 5.0

d1-124 4.2 486.9 125 5.0d2-124 4.2 482.1 125 5.0d1-84 4.6 531.6 84 5.0d2-84 4.8 554.4 84 5.0d1-63 5.9 678.8 64 5.0d2-63 5.1 594.8 63 4.9

d1-124 4.7 549.5 125 5.0d2-124 4.1 479.4 124 5.0d1-84 4.5 521.2 84 5.0d2-84 4.4 512.4 85 5.0d1-63 4.6 536.2 65 4.9d2-63 5.0 577.2 64 4.9

d1-124 1.2 141.8 127 5.0d2-124 1.0 121.1 126 4.8d1-84 1.3 154.7 84 4.9d2-84 1.4 159.1 83 4.9d1-63 1.8 206.6 65 5.0d2-63 1.5 177.6 64 5.0

d1-124 1.0 119.9 122 5.0d2-124 1.0 114.0 125 5.0d1-84 1.0 120.4 83 4.9d2-84 1.2 134.6 86 5.0d1-63 1.2 144.2 64 5.0d2-63 1.1 126.7 64 5.0

d1-124 1.1 122.3 125 5.1d2-124 0.9 103.1 126 5.0d1-84 1.2 136.0 84 4.8d2-84 1.2 138.6 82 5.0d1-63 1.4 160.4 63 5.0d2-63 1.3 151.1 66 5.0

63

T7V-19

124

84

63

0.40

124

84

63

124

84

T7I-17

100 55 30T7I-18

63

T7I-16

124

84

63

0.30

124

84

63

124

84

T7I-14

100 55 10T7I-15

T7I-13

124

84

63

T7I-12

124

85

63

84

63

(mm)

cong

lom

erat

o bi

tum

inos

o 70

/100

trad

izio

nale

inve

cchi

ato

T7I-11

100 55 20 0.35

124

provino diametro coef. Poisson Risetime

Tabelle 4.5

37

altezza temperatura Vertical Force Horizontal Stress Horizontal Deformation (mm) (°C) (KN) (KPa) (micron)

d1-124 2.4 279.3 125 5.0d2-124 2.3 260.8 124 5.0d1-84 2.7 309.9 84 5.0d2-84 2.8 322.6 84 5.0d1-63 3.2 367.0 63 5.0d2-63 3.1 358.1 63 5.0

d1-124 2.7 315.3 125 5.0d2-124 2.4 274.2 124 5.0d1-84 2.6 297.2 83 5.0d2-84 2.6 305.9 83 5.0d1-63 2.4 283.1 64 5.0d2-63 2.8 319.1 63 5.0

d1-124 2.2 250.2 123 5.0d2-124 1.9 224.0 126 5.0d1-84 2.5 290.3 85 5.1d2-84 2.3 265.9 83 4.8d1-63 2.8 329.1 63 4.9d2-63 2.8 324.9 63 5.0

d1-124 3.4 390.8 124 5.1d2-124 3.4 390.0 123 5.0d1-84 3.9 447.2 84 5.0d2-84 4.0 462.5 83 5.0d1-63 5.7 664.7 66 5.1d2-63 6.2 720.2 64 5.1

d1-124 3.3 378.8 125 5.0d2-124 3.4 396.1 126 5.0d1-84 3.3 378.4 84 5.0d2-84 3.8 437.0 85 5.2d1-63 3.5 410.3 66 4.9d2-63 3.7 433.0 64 5.0

d1-124 4.2 489.8 125 5.1d2-124 4.1 473.4 123 5.0d1-84 4.1 473.2 84 5.1d2-84 4.1 477.2 85 5.0d1-63 3.6 417.9 65 5.0d2-63 3.7 428.2 65 5.0

d1-124 0.9 105.7 121 5.2d2-124 0.8 93.7 123 5.0d1-84 0.9 108.2 85 5.0d2-84 1.0 113.7 84 5.1d1-63 1.1 129.7 63 5.0d2-63 1.0 113.5 63 4.9

d1-124 0.9 100.3 125 5.0d2-124 0.9 102.2 120 5.0d1-84 1.0 111.0 86 4.9d2-84 1.1 130.9 83 5.0d1-63 1.4 161.9 66 5.0d2-63 1.3 148.5 64 5.0

d1-124 1.1 128.4 124 5.0d2-124 1.1 127.9 125 5.1d1-84 1.0 111.6 86 5.0d2-84 1.2 135.1 87 5.0d1-63 1.1 130.7 66 4.9d2-63 1.1 130.0 65 5.0

63

A7I-19

124

84

63

0.40

124

84

63

124

84

A7I-17

100 55 30A7I-18

63

A7I-16

124

84

63

0.30

124

84

63

124

84

A7I-14

100 55 10A7I-15

A7I-13

124

84

63

A7I-12

124

84

63

84

63

(mm)

cong

lom

erat

o bi

tum

inos

o 70

/100

add

itiva

to in

vecc

hiat

o

A7I-11

100 55 20 0.35

124

provino diametro coef. Poisson Risetime

Tabella 4.6

vergine temp risetime modulo124 574684 603063 6808124 980384 1022863 10812124 218084 264363 2984124 435284 480063 5297124 855684 951163 10747124 219284 241963 2657P

rovi

no A

ddit.

Ver

gine

10 °C

20 °C

30 °C

Pro

vino

Tra

d. V

ergi

ne 20 °C

10 °C

30 °C

Tabella 4.7

38

inv. temp risetime modulo124 635784 656663 6878124 1011384 991063 10816124 259784 306763 3466124 531284 590863 6631124 765084 805363 9177124 234784 255463 2944

Pro

vino

Tra

d. V

ergi

ne 20 °C

10 °C

30 °C

Pro

vino

Add

it. V

ergi

ne 20 °C

10 °C

30 °C

Tabella 4.8

Prima di presentare i precedenti risultati sotto forma di curve maestre occorre precisare che le proprietà meccaniche di materiali viscoelastici come il conglomerato bituminoso sono spesso modellati per mezzo di elementi reologici come molle elastiche di Hooke o pistoni viscosi di Newton. Lo standard Linear Solid (SLS) o solido lineare standard usato in questo studio è ottenuto dalla combinazione di un modello di Maxwell (una molla e un pistone in serie) e una molla di Hooke in parallelo. A tale fine, sulla base del principio di sovrapposizione tempo-temperatura, della teoria del SLS e della legge di transizione WLF è possibile ricavare la seguente relazione matematica usata in questo studio per la ricostruzione delle curve maestre.

( )

( )

( )

( ) 12

2

12

2*

22

22

22

+

−η⋅⋅π

−η⋅⋅π⋅−

⋅+

+

−η⋅⋅π

+⋅π⋅

−η⋅

=

ruR

ruRru

ruR

rRru

u

EEf

EEfEE

j

EEf

EfEE

EE

In particolare, le curve maestre sono state ricavate alla temperatura di 20°C traslando i valori di modulo alle differenti temperature. Partendo perciò dai valori medi presentati in tabella 4.7 e 4.8, la figure 4.5 mette a confronto le curve maestre dei conglomerati vergini, tradizionale e additivato, con le rispettive invecchiate.

1000

10000

100000

0.1 1 10 100Frequenza [Hz]

Mod

ulo

[MP

a]

Conglomerato tradizionaleConglomerato tradizionale invecchiato

1000

10000

100000


Mod

ulo

[MPa

]

Conglomerato additivatoConglomerato additivato invecchiato

Figura 4.5

39

La figura 4.6 mette a confronto le curve maestre del conglomerato additivato e tradizionale in entrambe le condizioni, vergini ed invecchiate.

1000

10000

100000


Mod

ulo

[MP

a]

Conglomerato tradizionaleConglomerato additivato

1000

10000

100000


Mod

ulo

[MP

a]Conglomerato tradizionale invecchiatoConglomerato additivato invecchiato

Figura 4.6

Con particolare riferimento alla figura 4.6, le curve maestre riferite a conglomerati bituminosi in cui è stato impiegato bitume additivato si sviluppano generalmente al di sotto delle rispettive di conglomerato bituminoso tradizionale. Da ciò si può dedurre che anche nei conglomerati bituminosi l’uso di bitume additivato comporta una riduzione di modulo di rigidezza lungo tutta l’ampiezza delle frequenze considerate (da circa 0,5 a 20 Hz).Dai risultati ottenuti risulta comunque difficile trarre delle ferme conclusioni in base all’influenza dell’additivo sull’effetto dell’invecchiamento in conglomerati bituminosi confezionati con bitume 70/100.

4.3 Prove di fatica sui conglomerati bituminosi a base 70/100 additivato e nonNel rispetto del piano sperimentale esposto in tabella 3.2, sono state svolte prove di fatica sul entrambe le miscele, additivata e non. I provini, confezionati nel rispetto dalla British Standard , sono stati condizionati per almeno 12 ore alla temperatura di prova (20°C) ed ogni provino è stato testato ad un differente livello di tensione massima di trazione σx,max calcolata al centro del provino secondo la seguente formula.

tdP

x ⋅⋅π⋅=σ 2

max,

Dove P rappresenta il carico verticale applicato, d il diametro del provino e t lo spessore (altezza) del provino.Da notare che per ogni provino è stato precedentemente misurato il modulo di rigidezza alla tensione che poi verrà applicata allo stesso durante la prova a fatica. Quindi, tali prove di fatica con l’obiettivo della ricostruzione della curva di fatica presuppongono obbligatoriamente l’esecuzione di prove di modulo a tensione imposta.Una volta noto il valore di modulo di rigidezza del provino (Sm) e fissato quindi il livello di carico da imporre durante la prova di fatica è possibile calcolare la massima deformazione orizzontale iniziale εx,max al centro del provino in accordo con la seguente equazione.

( )1000

31max,max, ⋅

υ⋅+⋅σ=ε

m

xx S

40

Dove ν è il coef. di Poisson e Sm è il modulo di rigidezza trovato tramite prove di modulo a tensione imposta applicando la corrispondente σx,max.In tabella 4.9 sono riportati, oltre ai parametri di prova, anche i valori dei moduli di rigidezza sia per provini additivati che tradizionali alle varie tensioni di prova.

Vertical Force Horizontal Deformation Pulse Shape Factor (KN) (micron) (%) Measured Adjusted media

d1 2.2 250.2 124 7.0 0.64 3501 3573d2 2.2 252.6 124 7.4 0.63 3331 3393d1 2.6 300.2 126 6.6 0.64 4439 4552d2 2.6 298.6 124 6.6 0.63 4386 4466d1 3.0 348.9 125 9.4 0.64 3603 3689d2 3.0 352.0 125 11.3 0.64 3034 3105d1 3.4 398.9 124 11.4 0.63 3415 3466d2 3.5 401.7 122 13.0 0.63 3002 3047d1 3.9 450.5 126 10.8 0.63 4074 4134d2 3.9 448.1 124 12.8 0.63 3402 3453d1 4.3 496.6 126 15.8 0.63 3006 3122d2 4.3 500.2 123 13.6 0.63 3570 3637d1 4.7 550 124d2 4.7 550 124d1 3.0 347.7 124 9.5 0.64 3562 3634d2 3.0 351.5 125 10.6 0.64 3224 3301d1 2.1 248.4 125 3.9 0.63 6241 6374d2 2.1 248.0 125 4.6 0.64 5234 5372d1 2.6 301.0 125 5.5 0.64 5362 5498d2 2.6 301.9 124 6.2 0.64 4773 4901d1 3.5 400.8 125 8.8 0.64 4449 4548d2 3.5 401.3 126 10.3 0.64 3797 3878d1 3.9 450.9 124 8.4 0.63 5211 5308d2 3.9 448.6 125 9.2 0.63 4767 4853d1 4.3 500.7 126 9.0 0.64 5396 5525d2 4.3 501.6 125 9.6 0.64 5102 5227d1 4.7 550 124d2 4.7 550 124550 4535T7V-7 100

550 3639

addi

tivat

o 70

/100

ver

gine

A7V-7 100

trad

izio

nale

70/1

00 v

ergi

ne

provino diametro

A7V-3 100

A7V-2

100

T7V-2 100

Risetime

A7V-1 100

Stiffness Modulus (Mpa) (mm)

100

3483

A7V-5 100

A7V-4 100

T7V-1 100 350

A7V-6 500

T7V-3 100

250

300

T7V-4 100 400

450

T7V-6 100

T7V-5 100

Horizontal Stress (KPa)

250

300

350

400

450

500

4509

3397

3257

4213

3794

3380

3468

5873

5081

5376

5200

Tabella 4.9

Dopo l’esecuzione della prova di fatica i dati sperimentali sono filtrati per mezzo del modello matematico messo a punto all’Università Politecnica delle Marche. Il modello di seguito presentato è capace di simulare l’evoluzione delle deformazioni permanenti durante tali prove sulla base di due condizioni al contorno (primi due valori sperimentali di deformazione permanente).

( ) ( )[ ] CipipipCC −−−

−−−= 1

1

)2()1()(11

2 εεε

Dove εp(i) è la deformazione permanente all’istante i, εp(i-1) è la deformazione permanente all’istante i-1, εp(i-2) è la deformazione permanente all’istante i-2 e C è un parametro di forma tarato sulla base delle letture sperimentali.In tale ambito, la figura 4.7 mostra un esempio della simulazione della prova tramite il modello matematico per provini in conglomerato bituminoso additivato e uno tradizionale.

A7I-11

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0

Cicli di carico normalizzati

Frec

cia

norm

aliz

zata

Dati sperimentali Modello

T7I-14

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0

Cicli di carico normalizzati

Frec

cia

norm

aliz

zata

Dati sperimentali Modello

Figura 4.7

Basandosi sul principio che il punto di flesso della curva di evoluzione delle deformazioni permanenti (figura 4.8) può essere considerato come il punto in cui inizia la propagazione delle

41

microfratture all’interno del provino, il numero di cicli di carico corrispondente a tale punto veniva assunto come criterio di rottura a fatica.

0

2

4

6

8

10

0 5000 10000 15000 20000Number of loading cycles

Ver

tical

dis

plac

emen

t [m

m]

C9 Flex point

Hardening phase

Damage phase

0

2

4

6

8

10

0 5000 10000 15000 20000Number of loading cycles

Ver

tical

dis

plac

emen

t [m

m]

C9 Flex point

Hardening phase

Damage phase

Figura 4.8

La tabella 4.10 espone i risultati delle prove di fatica su provini additivati e non in condizioni vergine.

Provino σ max Sm ν ε max Nflex

A7V-1 250 3483 0,35 147 39762A7V-2 300 4509 0,35 136 14771A7V-3 350 3397 0,35 211 7893A7V-4 400 3257 0,35 252 2652A7V-8 400 4699 0,35 175A7V-5 450 3794 0,35 243 2412A7V-6 500 3390 0,35 302 1876A7V-9 500 4254 0,35 241A7V-7 550 3639 0,35 310 508A7V-10 600 3986 0,35 309T7V-1 250 5873 0,35 87 65379T7V-2 300 5200 0,35 118 27406T7V-3 350 3468 0,35 207 6450T7V-8 400 6061 0,35 135 20815T7V-4 400 4213 0,35 195 8425T7V-5 450 5081 0,35 182 5354T7V-6 500 5376 0,35 191 3769T7V-9 500 4689 0,35 219T7V-7 550 4535 0,35 249 2502T7V-10 600 4718 0,35 261

Vergine (bit. 70/100) - Criterio: punto di flesso

Tabella 4.10

Riportando sull’asse delle ordinate le deformazioni (strain) orizzontali massime εx,max al centro del provino e sull’asse delle ascisse i rispettivi numero di cicli al flesso, è stato possibile ricostruire le curve di fatica tramite interpolazione con legge di potenza come illustrato in figura 4.9.

42

Prove di fatica (al flesso) - 20°C

y = 1246x-0.2076

R2 = 0.8542

y = 2588,4x-0,3005

R2 = 0,931

10

100

1000

100 1000 10000 100000

Numero di cili di carico

Stra

in (m

icro

stra

in)

70/100 additivato

70/100 tradizionale

Figura 4.9

La figura 4.9 mostra l’andamento delle curve di fatica su grafico bi-logaritmico per conglomerati bituminosi confezionati con bitume 70/100 tradizionale e additivato. Tale grafico mette in relazione diversi livelli di sollecitazione con i rispettivi numero di cicli di carico a rottura.Come si può notare la curva di fatica relativa al conglomerato bituminoso additivato è generalmente superiore a quella del conglomerato tradizionale nel campo delle sollecitazioni testate. Ciò significa che sotto lo stesso livello di sollecitazione il conglomerato bituminoso additivato è in grado di sopportare più cicli di carico rispetto al conglomerato bituminoso tradizionale prima che la rottura avvenga e quindi offre un miglior comportamento a fatica (limitatamente alle condizioni di prova).Lo stesso procedimento è stato svolto anche per provini invecchiati secondo la procedura AASHTO Designation PP2-96 (provini compattati invecchiati per 5 giorni a 85°C). In tabella 4.11 sono riportati i risultati ottenuti dalle prove di modulo di rigidezza a carico imposto e il numero di cicli a rottura sotto i relativi livelli di carico di provini invecchiati.

43

Provino σ max Sm ν ε max Nf

T7I-11 300 5083 0,35 121 89267T7I-12 350 6709 0,35 107T7I-13 350 6297 0,35 114T7I-14 400 6106 0,35 134 27796T7I-20 400 6379 0,35 129 36863T7I-18 450 5674 0,35 163 12074T7I-19 500 6058 0,35 169 8231T7I-15 500 6225 0,35 165 10139T7I-16 550 5514 0,35 204 3590T7I-17 600 6226 0,35 198A7I-11 300 5741 0,35 107 74224A7I-12 350 5322 0,35 135A7I-13 350 6297 0,35 114A7I-20 400 6270 0,35 131 16944A7I-14 400 4901 0,35 167 15659A7I-18 450 5415 0,35 170 6480A7I-15 500 4148 0,35 247 3057A7I-19 500 5044 0,35 203 4706A7I-16 550 4524 0,35 249 2661A7I-17 600 3583 0,35 343 1406

Invecchiato (70/100) - Criterio: punto di flesso

Tabella 4.11

Anche in questo caso, sulla base del valore di modulo di rigidezza ottenuto allo stesso livello di carico applicato durante la prova di fatica, è stato possibile ricavare il valore della deformazione a cui il provino è soggetto durante la prova stessa. Successivamente, dopo aver interpolato i dati sperimentali tramite il modello sopraccitato è stato definito il punto di flesso di ogni curva di evoluzione delle deformazioni permanenti e ricostruite le curva di fatica per provini invecchiati (figura 4.10).

Prove di fatica (al flesso) - 20°C

y = 2378x-0,2846

R2 = 0,9267

y = 791,39x-0,1694

R2 = 0,9648

10

100

1000

100 1000 10000 100000

Numero di cili di carico

Stra

in (m

icro

stra

in)

additivato inv

tradizionale inv

Figura 4.10

44

La figura 4.10 mostra che le curve di fatica di conglomerato bituminoso con bitume additivato e tradizionale si intersecano a circa 200 microstrain di sollecitazione non fornendo una chiara indicazione per l’interpretazione del comportamento sotto carichi ripetuti di tali materiali.

4.4 Mix design volumetrico con bitume 50/70 additivato e non

Introduzione Il Superpave level 1 mix design è basato su prestazioni empiriche relazionate direttamente con le proprietà degli aggregati e del bitume usato nella miscela e presuppone che le specifiche caratteristiche degli aggregati e del bitume combinate con le proprietà volumetriche della miscela possono essere utilizzate come surrogato delle prestazione meccaniche della miscela. Tali proprietà empiriche sono usate per assicurare adeguate prestazioni per pavimentazioni a basso volume di traffico.Il Superpave level 1 mix design può essere suddiviso in tre fasi: selezione dei materiali, selezione della struttura litica e selezione del contenuto ottimo del bitume. In pratica, miscele bituminose contenenti differenti gradazioni granulometriche e contenuti di bitume sono comparate tramite il compattatore giratorio. Le proprietà volumetriche delle miscele in studio sono così valutate a diversi punti lungo la curva di compattazione “numero di giri vs densità” allo scopo di selezionare una soddisfacente curva granulometria e contenuto di bitume. I livelli di compattazione ai quali la valutazione prende posto sono determinati in base al traffico di progetto a cui sarà sottoposta la pavimentazione durante la sua vita utile.In questo particolare caso lo studio è focalizzato solo sulla ricerca del contenuto ottimo del bitume, additivato e non, partendo da materiali di comune utilizzo per la costruzione di pavimentazioni stradali flessibili.Mettendo a confronto le due percentuali ottime di bitume è stato possibile valutare se l’impiego dell’additivo consentisse una migliore compattazione della miscela di partenza.

Procedura e parametriCome già descritto nel paragrafo 3.3, la pressa giratoria permette di monitorare l’addensamento del provino (espresso come percentuale del suo peso di volume specifico teorico massimo) durante il processo di compattazione e la densità è valutata a tre punti caratteristici lungo la curva di addensamento.La struttura litica e il contenuto di bitume sono selezionati per produrre una curva di addensamento che raggiunga il 96% del peso di volume specifico teorico massimo in corrispondenza del numero di giri di progetto Ndes. Il valore Ndes è selezionato in base al livello di traffico e al design 7-day maximum air temperature. Nel nostro caso specifico, con Equivalent Single Axle Loads (ESALs) < 106 e design 7-day maximum air temperature < 39°C, sono stati identificati i tre livelli fondamentali di compattazione: compattazione iniziale Ni = 7 giri, compattazione di progetto Ndes = 76 giri e compattazione massima Nmax = 117 giri.Partendo da un struttura litica nota (centro fuso per un’usura B del capitolato CIRS) si è passati a determinare le caratteristiche degli aggregati impiegati e la percentuale di bitume di primo tentativo (Pbi) come mostrato in tabella 4.11.

45

Gsb 2.67Gsa 2.71

Gse 2.70Ps 0.95Pb 0.05Gb 1.02Ws 2.28

Vba 0.01Sn 15.00Vbe 0.10Pbi 0.046

Pbi (%) 4.56

% Pb (trial)

Tabella 4.11

In particolare i parametri per il progetto della miscela sono:

Gsb (bulk specific gravity of the total aggregate) e Gsa (apparent specific gravity of the total aggregate) degli aggregati sono stati ricavati in accordo con le procedure ASTM C 127-01 e ASTM C 128-01 a seconda delle pezzature.

Gse (effective specific gravity of the total aggregate) è stato ricavato dalla formula empirica proposta in SHRP-A-407: ( )sbsasbse GGGG −⋅+= 8.0 .

Ws (weight percent of the aggregate) è calcolato secondo la formula: ( )

se

s

b

b

ass

GP

GP

VPW

+

−⋅=

1.

Dove Pb la percentuale in peso di bitume (imposto 5%), Ps è la percentuale in peso degli aggregati (imposto 95%), Gb è il peso di volume del bitume (imposto 1.02%) e Va è il volume dei vuoti (imposto 4%).

Vba (percent volume of asphalt absorbed into aggregate) è stato ricavato dalla formula

empirica proposta in SHRP-A-407:

−⋅=

sesbsba GG

WV 11.

Vbe (volume percent of effective asphalt binder) è calcolato secondo la seguente relazione di regressione empirica: ( ) ( )nbe SV log0675.0176.0 ⋅−= . Dove Sn è il nominal maximum sieve size (mm).

Pbi (initial trial asphalt content), espresso come percentuale di bitume in peso sul totale peso

del conglomerato secondo la seguente relazione: ( )

( )( ) sbabeb

babebbi WVVG

VVGP

++⋅+⋅

= .

Almeno 2 provini sono compattati con un contenuto di bitume pari a Pbi. La densità calcolata partendo dal peso del provino e la sua altezza in ogni numero di giri di compattazione x durante il processo di addensamento è chiamata densità non corretta o uncorrected density (Cux). Tale densità è calcolata come percentuale rispetto al peso di volume massimo teorico (Gmm).

mmmxw

mux G

VdW

C ⋅

⋅

⋅= 100

46

Dove Wm è il peso del campione, sbdw è la densità dell’acqua alla temperatura di misura di Gmm,

4

2x

mxhd

V⋅⋅

=π è il volume del provino al giro di compattazione x, d è il diametro del provino e hx

è l’altezza del provino al giro di compattazione x.Completato il processo di compattazione viene misurato il peso di volume o bulk specific gravity Gmb (ASTM 2726) a Nmax del provino compattato. Successivamente è possibile calcolare la densità corretta o corrected density Cx.

wm

mmmbuxx dW

VGCC

⋅⋅⋅

=

Dove Vmm è il volume del provino a fine compattazione cioè dopo Nmax giri di compattazione.A questo punto vanno calcolati i vuoti d’aria (Va) e i vuoti della miscela di aggregati o voids in mineral aggregate (VMA) considerando il Gmb al numero di giri Ndes ( mmdesmb GCG ⋅= ).

mm

mbmma G

GGV

⋅⋅= 100

sb

smb

GPG

VMA⋅

−= 100

Successivamente vengono apportate le opportune correzioni secondo le seguenti formule per centrare Va = 4% al numero di giri di compattazione di progetto Ndes.

aa VV −=∆ 44.0⋅∆−=∆ ab VP

VMAVMAVMA trialdes ∆+=Se per il contenuto iniziale di bitume Va<4%

aVVMA ∆⋅=∆ 2.0Se per il contenuto iniziale di bitume Va>4%

aVVMA ∆⋅−=∆ 1.0Soddisfatti i requisiti minimi come stabilito dalla SHRP (nel nostro caso VMA > 13% in relazione alla massima pezzatura nominale degli aggregati o nominal maximum size) si passa ad individuare il contenuto ottimo di bitume ovvero il contenuto di bitume che permette di ottenere Va = 4% ad Ndes.Selezionati 4 differenti contenuti di bitume (Pb – 0.5%; Pb; Pb + 0.5%; Pb + 1%) almeno tre provini per ogni miscela vengono compattati a Nmax. In questo caso, basandosi sul Pb ottenuto e pari a 4,55%, si sono considerate le 4 serie con i rispettivi contenuti di bitume: 4,05%; 4,55%; 5,05% e 5,55%.Con le formule precedentemente indicate si sono calcolati per ogni miscela Va, VMA e VFA (

100⋅−

=VMA

VVMAVFA a ) riferiti a Ndes.

Tali valori vengono graficati con rispetto del relativo contenuto di bitume. Per interpolazione viene quindi trovato il contenuto ottimo di bitume corrispondente a Va = 4% e si verifica se tale % di bitume soddisfi i requisiti richiesti per VMA (>13%) e VFA (65 ÷ 78 %).Le figure 4.8, 4.9 e 4.10 mostrano rispettivamente la curva di interpolazione per il contenuto di bitume ottimo, VMA rispetto al contenuto di bitume e VFA rispetto al contenuto di bitume per la miscela tradizionale ovvero non additivata. Tali grafici dimostrano che per la miscela tradizionale il contenuto ottimo di bitume è del 5,06% e che per tale percentuale sono soddisfatti i requisiti sul VMA e VFA.

47

y = 282.55x-2.6265

R2 = 0.9535

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

3.50 4.00 4.50 5.00 5.50 6.00

Percent asphalt content

Per

cent

air

void

s

Tradizionale

Figura 4.8

12.0

13.0

14.0

15.0

16.0

17.0

3.50 4.00 4.50 5.00 5.50 6.00


Per

cent

VM

A

Tradizionale

Figura 4.9

0.0

20.0

40.0

60.0

80.0

100.0

3.50 4.00 4.50 5.00 5.50 6.00Percent asphalt content

VFA

Tradizionale

Figura 4.10

Le figure 4.11, 4.12 e 4.13 mostrano rispettivamente la curva di interpolazione per il contenuto di bitume ottimo, VMA rispetto al contenuto di bitume e VFA rispetto al contenuto di bitume per la miscela additivata. Tali grafici dimostrano che per la miscela tradizionale il contenuto ottimo di bitume è del 4,85% e che per tale percentuale sono soddisfatti i requisiti sul VMA e VFA.In questo specifico caso è stato necessario non considerare nell’elaborazione dati la serie con 5,05% di bitume a causa di una eccessiva dispersione e una scarsa correlazione con la legge di potenza interpolante. Nel rispetto della procedura sopradescritta tali prove verranno ripetute in seguito.

48

y = 171.86x-2.3816

R2 = 0.9934

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

3.50 4.00 4.50 5.00 5.50 6.00


Per

cent

air

void

s

Additivato

Figura 4.11

12.0

13.0

14.0

15.0

16.0

17.0

3.50 4.00 4.50 5.00 5.50 6.00


Per

cent

VM

A

Additivato

Figura 4.12

0.0

20.0

40.0

60.0

80.0

100.0

3.50 4.00 4.50 5.00 5.50 6.00


VFA

Additivato

Figura 4.13

4.5 Modulo a Deformazione Imposta su miscele a base 50/70 additivate e nonLe prove per la determinazione del modulo di rigidezza (“stiffness modulus”) dei provini in conglomerato bituminoso sono state eseguite attraverso l’apparecchiatura denominata Nottingham Asphalt Tester (NAT). La determinazione del modulo di rigidezza con il NAT avviene mediante una prova di trazione indiretta ripetuta. Nel corso della sperimentazione le prove di modulo sono

49

state eseguite secondo quanto stabilito dalla rispettiva normativa EN 12697-26 con modalità a deformazione controllata.Il modulo di rigidezza è stato determinato sui provini, sia additivati che non, miscelati con le rispettive percentuali ottime di bitume (4.85%, 5.06%) individuate come descritto nel capitolo precedente, e sui campioni miscelati con bitume tradizionale ed additivato con un quantitativo in peso pari a 5.55%.Le prove di modulo sono state effettuate con valori di deformazione imposta adeguatamente piccola in modo tale da sollecitare i provini all’interno dei proprio campo elastico. Sulla base di tale principio le prove di modulo sono state eseguite su provini vergini e sugli stessi dopo aver subito un processo di invecchiamento in forno a 85°C per 5 giorni (AASHTO Designation PP2-96).In questo modo è stato possibile confrontare i moduli di rigidezza del conglomerato bituminoso compattato al variare della percentuale di bitume (5.55% ÷ Pb ottima), del condizionamento (provini vergini ÷ provini invecchiati) e del materiale (bitume tradizionale ÷ bitume additivato).Nella tabella 4.12 sono riportati i moduli calcolati sui provini vergini miscelati con un quantitativo di bitume additivato pari a 5.55%.

Codice provino - Additivato Modulo [MPa]Provino A 1H 5.55 vergine 4104Provino A 2H 5.55 vergine 3343Provino A 3H 5.55 vergine 4106

Valori medi 3851

Tabella 4.12

Il valore medio dei moduli di rigidezza calcolati sui provini vergini con 5.55% di bitume additivato risulta essere pari a 3851 MPa.Nella tabella 4.13 sono riportati i moduli calcolati sui provini vergini miscelati con il quantitativo ottimo di bitume additivato, che è pari a 4.85%.

Codice provino - Additivato Modulo [MPa]Provino A 1Ott 4.85 vergine 5098Provino A 2Ott 4.85 vergine 4999Provino A 3Ott 4.85 vergine 4901

Valori medi 4999

Tabella 4.13

Il valore medio dei moduli di rigidezza calcolati sui provini vergini con la percentuale ottima di bitume additivato (4.85%) risulta essere pari a 4999 MPa.Nella tabella 4.14 sono riportati i moduli calcolati sui provini vergini miscelati con un quantitativo di bitume tradizionale pari a 5.55%.

Codice provino - Tradizionale Modulo [MPa]Provino T 1D 5.55 vergine 4584Provino T 2D 5.55 vergine 4756Provino T 3D 5.55 vergine 4585

Valori medi 4642

Tabella 4.14

Il valore medio dei moduli di rigidezza calcolati sui provini vergini con 5.55% di bitume tradizionale risulta essere pari a 4642 MPa.

50

Nella tabella 4.15 sono riportati i moduli calcolati sui provini vergini miscelati con il quantitativo ottimo di bitume tradizionale, che è pari a 5.06%.

Codice provino - Tradizionale Modulo [MPa]Provino T 1Ott 5.06 vergine 5055Provino T 2Ott 5.06 vergine 5954Provino T 3Ott 5.06 vergine 5187

Valori medi 5399

Tabella 4.15

Il valore medio dei moduli di rigidezza calcolati sui provini vergini con la percentuale ottima di bitume tradizionale (5.06%) risulta essere pari a 5399 MPa.Le figure 4.14, 4.15, 4.16, 4.17 riportano tutti i singoli valori di modulo ottenuti.

0

2000

4000

6000

8000

10000

1 2 3

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Additivato VergineBitume=5.55%

Figura 4.14

0

2000

4000

6000

8000

10000

1 2 3

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Additivato VergineBitume Ottimo=4.85%

Figura 4.15

51

0

2000

4000

6000

8000

10000

1 2 3

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Tradizionale VergineBitume=5.55%

Figura 4.16

0

2000

4000

6000

8000

10000

1 2 3

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Tradizionale VergineBitume Ottimo=5.06%

Figura 4.17

Facendo riferimento ai valori medi dei moduli di rigidezza di ciascuna miscela in condizioni vergini, sono stati costruiti gli istogrammi di figura 4.18 e 4.19 in cui sono stati messi a confronto i moduli delle miscele, caratterizzate dallo stesso materiale ed uguale condizionamento, al variare del contenuto di bitume.

52

0

2000

4000

6000

8000

10000

C.B. Additivato Vergine

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

Bitume=5.55% Bitume Ottimo=4.85%

Figura 4.18

0

2000

4000

6000

8000

10000

C.B. Tradizionale Vergine

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]


Figura 4.19

Come mostrato nelle figure 4.18, 4.19, sia per la miscela con bitume additivato che per quella con bitume tradizionale risulta che il modulo di rigidezza calcolato sui provini miscelati con una percentuale di legante pari a 5.55 è minore di quello ottenuto su campioni caratterizzati dalla percentuale ottima di bitume: infatti, in entrambi i casi e a queste condizioni di carico, il quantitativo di legante ottimo è inferiore a 5.55% e di conseguenza le miscele ottime possiedono moduli di rigidezza più elevati perché la maggior presenza di componente litica rende il materiale più rigido.Nelle figure 4.20, 4.21 sono raffrontati i valori medi dei moduli di rigidezza dei campioni vergini delle miscele con 5.55% di legante e di quelle con la percentuale ottima di bitume, al variare del materiale.

53

0

2000

4000

6000

8000

10000

Bitume=5.55%

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa] C.B. Additivato Vergine


Figura 4.20

0

2000

4000

6000

8000

10000

Bitume Ottimo

Stif

fnes

s M

odul

us [M



Figura 4.21

Gli istogrammi di figura 4.20 e 4.21 mostrano come i valori medi del modulo di rigidezza, calcolato sui provini vergini, delle miscele tradizionali sono maggiori di quelli delle rispettive, miscele additivate. Nel dettaglio, nelle miscele con 5.55% di legante si registra un incremento di modulo di rigidezza della miscela tradizionale del 20% circa rispetto al valore medio del modulo di rigidezza del materiale additivato; mentre, per quanto riguarda i campioni miscelati con la percentuale ottima di bitume, l’incremento è pari a 8%.Al fine di valutare l’effetto dell’invecchiamento su tali miscele, le prove di modulo con l’apparecchiatura NAT sono state ripetute sugli stessi provini, ma invecchiati secondo la normativa AASHTO Designation PP2-96.Nella tabella 4.16 sono riportati i moduli calcolati sui provini invecchiati miscelati con un quantitativo di bitume additivato pari a 5.55%.

54

Codice provino - Additivato Modulo [MPa]Provino A 1H 5.55 inv 5739Provino A 2H 5.55 inv 5645Provino A 3H 5.55 inv 5199

Valori medi 5528

Tabella 4.16

Il valore medio dei moduli di rigidezza calcolati sui provini invecchiati con 5.55% di bitume additivato risulta essere pari a 5528 MPa.Nella tabella 4.17 sono riportati i moduli calcolati sui provini invecchiati miscelati con il quantitativo ottimo di bitume additivato, che è pari a 4.85%.

Codice provino - Additivato Modulo [MPa]Provino A 1Ott 4.85 inv 7359Provino A 2Ott 4.85 inv 7456Provino A 3Ott 4.85 inv 6966

Valori medi 7260

Tabella 4.17

Il valore medio dei moduli di rigidezza calcolati sui provini invecchiati con la percentuale ottima di bitume additivato (4.85%) risulta essere pari a 7260 MPa. Nella tabella 4.18 sono riportati i moduli calcolati sui provini invecchiati miscelati con un quantitativo di bitume tradizionale pari a 5.55%.

Codice provino - Tradizionale Modulo [MPa]Provino T 1D 5.55 inv 5553Provino T 2D 5.55 inv 5418Provino T 3D 5.55 inv 5975

Valori medi 5649

Tabella 4.18

Il valore medio dei moduli di rigidezza calcolati sui provini invecchiati con 5.55% di bitume tradizionale risulta essere pari a 5649 MPa.Nella tabella 4.19 sono riportati i moduli calcolati sui provini invecchiati miscelati con il quantitativo ottimo di bitume tradizionale, che è pari a 5.06%.

Codice provino - Tradizionale Modulo [MPa]Provino T 1Ott 5.06 inv 5695Provino T 2Ott 5.06 inv 7815Provino T 3Ott 5.06 inv 7175

Valori medi 7195

Tabella 4.19

Il valore medio dei moduli di rigidezza calcolati sui provini invecchiati con la percentuale ottima di bitume tradizionale (5.06%) risulta essere pari a 7195 MPa. Gli istogrammi riportati in figura 4.22, 4.23, 4.24, 4.25 illustrano i risultati ottenuti dal le prove di modulo.

55

0

2000

4000

6000

8000

10000

1 2 3

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Additivato InvecchiatoBitume=5.55%

Figura 4.22

0

2000

4000

6000

8000

10000

1 2 3

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Additivato InvecchiatoBitume Ottimo=4.85%

Figura 4.23

56

0

2000

4000

6000

8000

10000

1 2 3

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Tradizionale InvecchiatoBitume=5.55%

Figura 4.24

0

2000

4000

6000

8000

10000

1 2 3

Stif

fnes

sMod

ulus

[MP

a]

C.B. Tradizionale InvecchiatoBitume Ottimo=5.06%

Figura 4.25

Facendo riferimento ai valori medi dei moduli di rigidezza di ciascuna miscela invecchiata, sono stati costruiti gli istogrammi 4.26 e 4.27 in cui sono stati messi a confronto i moduli delle miscele, caratterizzate dallo stesso materiale ed uguale condizionamento, al variare del contenuto di bitume.

57

0

2000

4000

6000

8000

10000

C.B. Additivato Invecchiato

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]


Figura 4.26

0

2000

4000

6000

8000

10000

C.B. Tradizionale Invecchiato

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]


Figura 4.27

Analogamente alle miscele vergini anche le figure 4.26, 4.27 evidenziano come il modulo di rigidezza determinato sulle miscele invecchiate con contenuto di bitume maggiore (pari a 5.55%) sia minore di quello determinato sulle rispettive miscele, additivata e tradizionale, con il contenuto ottimo di bitume.Nelle figure 4.28, 4.29 sono raffrontati i valori medi dei moduli di rigidezza dei campioni invecchiati delle miscele con 5.55% di legante e di quelle con la percentuale ottima di bitume, al variare del materiale.

58

0

2000

4000

6000

8000

10000

Bitume=5.55%

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Additivato InvecchiatoC.B. Tradizionale Invecchiato

Figura 4.28

0

2000

4000

6000

8000

10000

Bitume Ottimo

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Additivato InvecchiatoC.B. Tradizionale Invecchiato

Figura 4.29

La figura 4.28 mostra come il modulo di rigidezza della miscela additivata invecchiata con 5.55% di bitume sia leggermente inferiore a quello misurato sul materiale tradizionale invecchiato con la stessa percentuale di legante: l’incremento registrato nel valore del modulo di rigidezza dei campioni tradizionali rispetto a quello dei provini additivati è del 2,2%.La figura 4.29, invece, evidenzia che, in seguito all’invecchiamento e con la percentuale ottima di bitume, la miscela additivata ha un modulo di rigidezza del tutto simile alla miscela tradizionale: la differenza percentuale è di 0,9.Negli istogrammi riportati in figura 4.30, 4.31, 4.32, 4.33 sono stati confrontati i valori dei moduli di rigidezza ottenuti, sullo stesso materiale e con la stessa percentuale di legante, al variare del condizionamento.

59

0

2000

4000

6000

8000

10000

Bitume=5.55%

Stif

fnes

s M

odul

us [M


C.B. Additivato Invecchiato

Figura 4.30

0

2000

4000

6000

8000

10000

Bitume Ottimo=4.85%

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa]

C.B. Additivato VergineC.B. Additivato Invecchiato

Figura 4.31

0

2000

4000

6000

8000

10000

Bitume=5.55%

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa] C.B. Tradizionale Vergine


Figura 4.32

60

0

2000

4000

6000

8000

10000

Bitume Ottimo=5.06%

Stif

fnes

s M

odul

us [M

Pa] C.B. Tradizionale Vergine


Figura 4.33

Analizzando il valore dei moduli di rigidezza al variare del condizionamento è stato evidenziato come il processo di invecchiamento imposto ai provini incida in maniera più rilevante sulla miscela additivata piuttosto che su quella con bitume tradizionale, determinando, per le miscele additivate, un aumento più consistente del modulo di rigidezza nel passaggio da provini vergini a campioni invecchiati. Le percentuali di incremento sono riportate nella tabella 4.20.

Tabella 4.20

4.6 Prove di Creep su miscele a base 50/70 additivate e nonIl test di creep è una prova di compressione ciclica e il suo scopo principale è quello di determinare la resistenza del conglomerato bituminoso alle deformazioni permanenti. Le prove di creep sono state eseguite con l’ausilio del macchinario NAT, seguendo la normativa BSi Standards DD 226 del 1996. Le prove sono state compiute su tre provini miscelati con 5.05% di bitume additivato e su tre campioni con lo stesso quantitativo di legante tradizionale. I provini esaminati hanno un diametro nominale di 100 mm e prima di eseguire la prova sono stati lasciati a condizionare a 30°C per un tempo superiore alle 12 ore. Così come previsto dalla normativa BSi Standards DD 226 del 1996, ai provini è stato applicato un precarico con una condizione di carico equivalente ad una pressione di 10 kPa ± 1kPa per 120s ± 6 s. In seguito è iniziata la prova che prevede l’esercitazione di una pressione assiale di 100 kPa ± 2 kPa, un periodo di applicazione del carico di 1 s ± 10 ms, un periodo di pausa di 1 s ± 10 ms e un numero di applicazioni del carico pari a 1800.In output il software Repeated Load Axial Test (RLA) fornisce il valore percentuale di deformazione assiale indotta nel provino dalle n applicazioni di carico ed è, quindi, possibile

Miscela Modulo di RigidezzaVergine [MPa]

Modulo di Rigidezza Invecchiato [MPa] % Incremento Sm

Additivata (5.55%) 3851 5528 43.54

Additivata (4.85%) 4999 7260 45.22

Tradizionale (5.55%) 4642 5649 21.70

Tradizionale (5.06%) 5399 7195 33.26

61

costruire le curve di creep che sono disegnate con riferimento ad un sistema di assi cartesiani ponendo in ascissa il numero di cicli di compressione ed in ordinata la percentuale di deformazione assiale.Si riportano dalla figura 4.33 alla 4.38 le curve di creep per ogni provino analizzato.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 500 1000 1500 2000

Number of Loading Cycles

Axi

al S

train

[%]

Creep A 1G 5.05

Figura 4.33

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 500 1000 1500 2000


Axi

al S

train

[%]

Creep A 2G 5.05

Figura 4.34

62

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 500 1000 1500 2000


Axi

al S

train

[%]

Creep A 3G 5.05

Figura 4.35

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 500 1000 1500 2000


Axi

alS

train

[%]

Creep T 1C 5.05

Figura 4.36

0

1

2

3

0 500 1000 1500 2000


Axi

al S

train

[%]

Creep T 2C 5.05

63

Figura 4.37

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 500 1000 1500 2000


Axi

al S

train

[%]

Creep T 3C 5.05

Figura 4.38

Confrontando i valori di deformazione assiale percentuale raggiunti su tre provini della stessa miscela si è deciso di non prendere in considerazione i risultati ottenuti sul provino A 2G 5.05, per la miscela con bitume additivato, e quelli registrati sul provino T 2C 5.05, per la miscela con legante tradizionale, perché completamente fuori tendenza probabilmente a causa di alcuni problemi tecnici legati al funzionamento del macchinario. Senza prendere in considerazione i provini scartati, sono stati calcolati i valori medi delle deformazioni assiali accumulate finali: per la miscela con bitume additivato è risultato 36.0=medioε, per la miscela con bitume tradizionale si è ottenuto 37.0=medioε . In figura 4.39 sono riportati gli istogrammi dei valori medi delle due miscele analizzate.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

Bitume=5.05%

Axia

l Stra

in [%

]

C.B. AdditivatoC.B. tradizionale

Figura 4.39

Dai risultati ottenuti si deduce che le due miscele, con bitume additivato e tradizionale, a parità di percentuale di legante e di condizioni di prova, presentano lo stesso comportamento alle deformazioni permanenti.

64

Riferendoci al mix design studiato, dal quale è risultato che il contenuto ottimo di bitume è pari a 4.85% per la miscela additivata e 5.06% per il materiale tradizionale, si può concludere che certamente l’utilizzo dell’additivo non peggiora il comportamento della miscela in riferimento alle deformazioni permanenti perché queste, entro certi limiti, si riducono al diminuire del quantitativo di legante.

4.7 Prove di Trazione Indiretta su miscele a base 50/70 additivate e nonLa prova di trazione indiretta o Brasiliana, eseguita secondo la normativa C.N.R. – Bollettino Ufficiale (Norme Tecniche) N. 97 del 1984, consente di determinare la resistenza a trazione indiretta sottoponendo i provini ad un carico di compressione lungo il diametro verticale. La resistenza a trazione indiretta Rt, espressa in N/mm2, si ricava dalla seguente formula:

dhPRt ⋅⋅

⋅=π

2

dove P = carico massimo in N (o in Kgf);

h = lunghezza, in mm (o in cm) della sezione longitudinale del provino;

d = dimensione, in mm (o in cm) della sezione trasversale del provino.

Il test è stato eseguito su provini con bitume tradizionale ed additivato con un contenuto in peso pari a 4.05% e 4.55%. La prova è stata effettuata sia su campioni asciutti che su provini bagnati, cioè precedentemente sottoposti ad immersione in acqua per 15 giorni secondo la normativa C.N.R. - Bollettino Ufficiale (Norme Tecniche) N. 149 del 1992.Lo scopo era quello di valutare l’effetto dell’immersione in acqua sulle proprietà della miscela, in particolar modo di determinare la riduzione del valore di resistenza meccanica a rottura attraverso la prova di trazione indiretta.In tabella 4.21 sono riportati i risultati medi calcolati su due campioni con stesso contenuto di bitume in condizione asciutta.

Tipo di MiscelaResistenza a

Trazione Indiretta media [N/mm2]

Bitume tradizionale 4.05% 1.37


Bitume additivato 4.05% 1.36


Tabella 4.21

In tabella 4.22 sono riportati i valori della resistenza a trazione indiretta determinata sui provini che hanno subito il processo di immersione in acqua per 15 giorni.

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Tipo di MiscelaResistenza a

Trazione Indiretta media [N/mm2]





Tabella 4.22

Confrontando i valori di resistenza a trazione indiretta riportati nelle tabelle 4.21 e 4.22, si può notare come non sia stata registrata una significativa perdita di resistenza meccanica nei provini bagnati. Una giustificazione dell’esito della prova può essere quella di avere analizzato miscele chiuse, nelle quali evidentemente l’acqua non è riuscita a penetrare in modo sufficiente da indebolire l’adesione bitume–aggregati e la coesione del mastice per valutarne l’effetto sulla resistenza. A questo proposito, la prova potrebbe essere ripetuta in successive sperimentazioni rendendo il condizionamento più severo tramite un sistema a pressione.

5. Conclusioni

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Riferimenti bibliograficiAASHTO Designation PP2-96, “Standard Practice for Short and Long Term Aging of Hot Mix Asphalt (HMA)”, 1996.ASTM C 127-01, “Standard Test Method for Density, Relative Density (Specific Gravity), and Absorption of Coarse Aggregate”, 2001.ASTM C 128-01, “Standard Test Method for Density, Relative Density (Specific Gravity), and Absorption of Fine Aggregate”, 2001.ASTM 2726, “Standard Test Method for Bulk Specific Gravity and Density of Non-Absorptive Compacted Bituminous Mixtures”, 1996.ASTM D 4402-02, “Standard Test Method for Viscosity Determination of Asphalt at Elevated Temperatures Using a Rotational Viscometer”, 2002.BS DD ABF-97, “Method for the Determination of the Fatigue Characteristics of Bituminous Mixtures Using Indirect Tensile Fatigue”, 1997.Capitolato CIRS, “Norme Tecniche di Tipo Prestazionali per Capitolati Speciali d’Appalto”, Centro Interuniversitario di Ricerca Stradale, 2001.CNR Anno XXVI – N° 1992, “Valutazione dell’effetto di Immersione in Acqua sulle Proprietà di una Miscela”, 1992.EN 12697-26, “Test methods for Hot Mix Asphalt – Part 26: Stiffness“, 2002.SHRP-A-407, Ronald J. Cominsky, Gerald A. Huber, Thomas W. Kennedy, Michael Anderson, “The Superpave Mix Design Manual for New Construction and Overlays, Level 1 Mix Design (Low Traffic Levels – Volumetric Design)”, Strategic Highway Research Program, 1994.UNI EN 12607-1, “Determinazione della Resistenza all’indurimento per effetto del Calore e dell’Aria: Metodo RTFOT”, 2002.UNI EN 12697-31, “Metodi di prova per Conglomerati Bituminosi a Caldo – Parte 31: Preparazione del Provino con Pressa Giratoria”, 2004.UNI EN 13702-1, “Determinazione della Viscosità Dinamica di un Bitume Modificato – Parte 1: Metodo Cono-Piatto”, 2004.UNI EN 13702-2, “Determinazione della Viscosità Dinamica di un Bitume Modificato – Parte 2 : Metodo dei Cilindri Coassiali”, 2004.UNI EN 14769, “Invecchiamento accelerato a lungo termine mediante l’utilizzo di un recipiente sotto pressione (PAV)”, 2006.

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